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Gruppo progettazione Prov. AN Gruppo progettazione Prov. PU Ing. Giacomo Dolciotti Ing. Alessandro Berluti Ing. Monica Ulissi

Ing. Alberto Paccapelo Ing. Stefano Marescalchi Arch. Donatella Senigalliesi Geom. Paolo Gennari Geom. Raffaella Rossini Dis. Giovanna Aiudi

R.U.P. (Prov. AN)

Ing. MASSIMO SBRISCIA

Coordinatore LL.PP. Prov. PU

Ing. RANIERO DE ANGELIS

Oggetto:

DEMOLIZIONE E RICOSTRUZIONE DEL PONTE SUL FIUME CESANO, AL CONFINE TRA LE PROVINCE DI PESARO-URBINO ED ANCONA.

C1.5. Predimensionamento delle strutture

U.O.S. di : Senigallia

Comuni : Corinaldo (An) e Mondavio (PU)

Data Red: Aprile 2012

1° Agg.

2° Agg.

Nov. 2013

Provincia di PESARO e URBINO

Provincia di ANCONA

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C1.5 PREDIMENSIONAMENTO DELLE STRUTTURE

1 – PREMESSA

Scopo di tale elaborato è di illustrare i calcoli e le verifiche preliminari per il

dimensionamento strutturale del nuovo ponte da realizzare nella strada provinciale n. 17

“dell’Acquasanta” al km 29+807, in corrispondenza del fiume Cesano, a confine tra la

Provincia di Ancona e la Provincia di Pesaro-Urbino.

In questa fase di progettazione preliminare si procede sostanzialmente ad un

predimensionamento al fine di verificare se le dimensioni e le sezioni dei vari elementi

strutturali inseriti nel progetto della nuova opera siano verificabili nelle successive fasi

della progettazione.

2 – DESCRIZIONE SINTETICA DELL’OPERA DI PROGETTO

Considerata l’importanza delle due strade provinciali (S.P. n. 13 “Corinaldo” e S.P. n.

17 Dell’Acquasanta”), si è deciso che la nuova sede stradale sul ponte dovrà essere del

tipo C1, quindi con una corsia ed una banchina, per senso di marcia, rispettivamente di mt

3,75, e di mt 1,50, per un totale di mt 10,50.

Attualmente le due strade hanno una larghezza massima di circa 7,00 mt, pari alla

larghezza della sede viabile del ponte esistente.

La costruzione della nuova opera impone quindi di demolire i rilevati stradali nei

pressi dei due accessi al ponte, per una certa lunghezza, e di ricostruirli con una

geometria tale da consentire un graduale allargamento delle due strade fino agli imbocchi

del nuovo ponte.

Considerata la lunghezza della depressione morfologica da superare (circa 100 mt),

ed il carattere torrentizio del Fiume Cesano, si è deciso di realizzare il nuovo ponte con

una struttura a tre campate, con due spalle e soltanto due pile in alveo.

La distanza fra gli assi degli appoggi delle travi sarà di circa 32,90 ml, la lunghezza

delle travi di circa 33,90 ml, la lunghezza totale della struttura misurerà circa 111,30 ml.

Questa soluzione aumenterà notevolmente la sezione idraulica, passando dai 63,21

ml disponibili nel vecchio ponte, alla lunghezza di 93,10 per la nuova opera.

La sede viabile risulterà larga 10,50 ml e ai suoi margini saranno costruiti due cordoli,

della larghezza di 0,75 ml ciascuno, sui quali verrà installata una barriera di sicurezza di

tipo H3; la larghezza totale dell’impalcato sarà quindi di 12,00 ml.

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Le spalle e le pile saranno in calcestruzzo armato; l’impalcato sarà costituito da una

struttura metallica collegata ad una soletta in calcestruzzo armato.

La struttura metallica sarà costituita da tre travi principali in acciaio, a doppio T,

collegate trasversalmente da travi reticolari metalliche e in sommità da predalles in

lamiera, che costituiranno il cassero “a perdere” della soletta in calcestruzzo.

La monoliticità del sistema travi-predalles e soletta in calcestruzzo, sarà garantito

tramite l’inserimento di pioli metallici, saldati alle tre principali travi in acciaio e annegati

nel getto di calcestruzzo della soletta, opportunamente armata per consentire la

distribuzione dei carichi veicolari sulle tre travi principali.

Per consentire il deflusso trasversale delle acque di pioggia, si è optato di costruire i

baggioli del medesimo spessore e di variare l’altezza delle travi.

La trave centrale sarà alta 1,90 mt, le due travi laterali 1,80 mt.

L’impalcato sarà quindi costituito da 9 travi principali, semplicemente appoggiate, su

spalle e pile, ma vincolate alle strutture in calcestruzzo mediante l’inserimento di

macchine d’appoggio, in acciaio e teflon, di tipo fisso, unidirezionali e multidirezionali, per

consentire tutte le dilatazioni trasversali e longitudinali.

L’impalcato sarà comunque di tipo continuo, quindi con un solo giunto di rotazione

sulla spalla lato Ancona ed un giunto di scorrimento sulla spalla lato Pesaro.

La continuità dell’impalcato, necessaria per aumentare il comfort agli utenti della

strada, sarà realizzata tramite l’inserimento di giunti di rotazione, in corrispondenza delle

due pile, del tipo “sottopavimentazione”; le solette d’impalcato potranno essere unite con

la metodologia delle “catene cinematiche”.

Le fondazioni delle spalle e delle pile del nuovo ponte, saranno realizzate su plinti

massicci su pali trivellati di grande diametro.

Completeranno l’intervento la riprofilatura dell’alveo e delle sponde del corso d’acqua

per garantire un normale deflusso delle piene evitando possibili scalzamenti ai piedi dei

nuovi rilevati stradali e delle sponde e la costruzione a valle del ponte, di briglia e

controbriglia, con gabbioni metallici e gavete in calcestruzzo.

3 – ANALISI DELLE INDAGINI EFFETTUATE

A seguito del crollo del ponte avvenuto nel Gennaio 2011, la Provincia di Ancona in

sinergia con la Provincia di Pesaro - Urbino e coadiuvati dai Comuni di Corinaldo (AN) e

Mondavio ha subito avviato le procedure per la redazione della progettazione preliminare

volta alla ristrutturazione completa del ponte; contemporaneamente sono stati incaricati

esperti professionisti per effettuare le necessarie indagini preliminari propedeutiche alla

progettazione.

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Nei paragrafi seguenti vengono ripresi in sintesi tutti i parametri tecnici desunti dalle

analisi svolte.

3.1 – INQUADRAMENTO GEOGRAFICO

L’area di studio è posta a cavallo della linea di confine tra il territorio provinciale di

Pesaro e Urbino (Comune di Mondavio) e quello di Ancona (Comune di Corinaldo),

fisiograficamente rappresentata dal corso del fiume Cesano.

L’opera in oggetto è infatti rappresentata dal ponte stradale che collega la S.P. n. 13

“Corinaldo” con la S.P n. 17 “Dell’Acquasanta”, la cui posizione è individuata dalle

seguenti coordinate geografiche espresse nel sistema di riferimento WGS84: Lat. 43.6648

- Long. 13.0145.

Dal punto di vista cartografico l’area ricade all’interno del F. 281 III (Ostra) dell’IGM -

serie 25 in scala 1: 25.000 - ed è compresa nella Sez. n. 281090 - Monte Porzio della

C.T.R. della Regione Marche in scala 1:10.000.

Figura 1: Estratto I.G.M. in scala 1:25.000 (nel cerchio rosso l’area in esame).

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3.2 – INQUADRAMENTO GEOLOGICO STRUTTURALE

L'area è situata nel settore settentrionale della regione Marche, il cui stile tettonico

risulta caratterizzato da ampie sinclinali separate da anticlinali per lo più molto strette,

talora pseudodiapiriche, tutte orientate NW-SE e spesso interessate da faglie

longitudinali.

Il sito in oggetto è ubicato nel settore mediano del bacino marchigiano esterno,

all’interno della grande unità geologica denominata Avanfossa marchigiana, occupata dai

terreni prevalentemente argillosi e subordinatamente sabbioso - arenacei della

Successione plio - pleistocenica peri - Adriatica (vedi Figura 2).

A SW l’Avanfossa è delimitata dai rilievi mesozoici della catena appenninica,

costituita da terreni di età giurassica e cretacea, la cui natura prevalentemente calcarea

e/o marnoso - calcarea conferisce loro un’elevata competenza ed una notevole resistenza

all’erosione da parte degli agenti esogeni.

Figura 2 : Schema geologico strutturale dell’Appennino Umbro - Marchigiano (Mazzoli et al., 2002) – estratto da Foglio Geologico 281 Senigallia (Progetto CARG).

AREA IN ESAME

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La differente composizione litologica delle varie strutture tettoniche si rispecchia nella

suddivisione dell’area compresa tra i rilievi appenninici ed il mare in diverse fasce

orografiche disposte in direzione NW-SE, che si succedono dalla linea di costa verso

l’interno nel seguente modo:

una fascia costiera pianeggiante di limitata estensione,

una fascia collinare a morfologia dolce della larghezza di ca. 30 km,

una fascia montuosa a maggiore energia di rilievo, coincidente con la dorsale

appenninica.

Le varie strutture tettoniche sono tagliate trasversalmente dal reticolo idrografico, che

incide profonde gole in corrispondenza dei terreni più competenti della dorsale e genera

pianure alluvionali allungate in direzione SW-NE nel tratto che va dalla fascia collinare fino

alla costa.

Nell’ambito di tale scenario, l’area in esame si colloca all’interno della fascia

intermedia collinare, dove i terreni più antichi che si rinvengono in affioramento sono quelli

appartenenti alla formazione delle Argille Azzurre plio - pleistoceniche.

Figura 3: Schema tettonico dell’area – estratto da Foglio Geologico 281 Senigallia (Progetto CARG).

Nello specifico i terreni presenti nel sito in questione sono riconducibili alla porzione

superiore dell’unità stratigrafica (Pliocene medio - Pleistocene inf.), litologicamente

costituita da argille ed argille marnose di colore grigio - azzurrognolo, con intercalazioni

AREA IN ESAME

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arenitico - pelitiche e/o pelitico - arenitiche; tale porzione appoggia in discordanza

angolare sul membro delle Arenarie di Borello, entro il quale si rinviene intercalata la

litofacies arenitico - conglomeratica. Lo spessore complessivo di tutta la successione delle

Argille Azzurre risulta dell’ordine dei 1.000 metri.

Come si può evincere dallo schema rappresentato in Figura 4, la successione

stratigrafica prosegue con i depositi continentali di origine alluvionale, depositati nel

Quaternario dal fiume Cesano al di sopra del substrato pliocenico di base.

Tali depositi sono suddivisi in quattro sintemi, riconducibili ai quattro ordini principali

di terrazzamento del fondovalle della letteratura tradizionale:

Sintema del Fiume Musone = 4° ordine dei terrazzi

Sintema di Matelica = 3° ordine dei terrazzi

Sintema di Selvatorta = 2° ordine dei terrazi

Sintema di Urbisaglia = 1° ordine dei terrazzi.

Figura 4: Schema crono stratigrafico - estratto da Foglio Geologico 281 Senigallia (Progetto CARG).

Trattandosi di un’area di fondovalle posta proprio in corrispondenza dell’alveo del

fiume Cesano, la zona oggetto di studio è ampiamente rappresentata dai depositi di

origine alluvionale attribuibili al Sintema del Fiume Musone, il cui limite inferiore è

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costituito da una superficie di erosione che separa i depositi in questione da quelli del

Sintema di Matelica, affioranti invece alle quote superiori rispetto al fondovalle e a ridosso

dei rilievi collinari che delimitano il fondovalle stesso.

In ognuno dei sintemi la successione alluvionale è suddivisibile in due distinti

intervalli: il primo rappresentato da depositi fluviali e l’altro, arealmente discontinuo, da

depositi di conoide alluvionale (Nesci & Savelli, 1991). Le alluvioni fluviali sono costituite

prevalentemente da ghiaie calcaree ben arrotondate, generalmente di piccole e medie

dimensioni, a cui si intercalano lenti limoso - argillose e/o limoso - sabbiose, più frequenti

nella parte alta del deposito.

Figura 5: Carta Geologica – Scala 1:10.000 (nel cerchio rosso l’area in esame) (Progetto

CARG).

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La superficie di contatto tra la coltre alluvionale ed il substrato sottostante nell’area in

esame è stata individuata alla quota di 72÷73 m s.l.m., per uno spessore complessivo dei

depositi di copertura compreso tra un minimo di 10÷11 m, in corrispondenza dell’alveo del

fiume, ed un massimo di 15÷16 m, misurato sulla superficie della spianata del terrazzo del

IV ordine (senza tenere conto dell’altezza del rilevato stradale).

3.3 – INQUADRAMENTO GEOMORFOLOGICO

L’assetto morfologico dell’area in esame è il risultato dell’alternanza di processi di

erosione e sedimentazione esercitati dal fiume Cesano sul proprio fondovalle, in

conseguenza delle oscillazioni climatiche e del sollevamento tettonico dell’area nord -

marchigiana avvenuti nei periodi pleistocenico ed olocenico.

La morfologia che ne risulta è caratterizzata da una fascia sub pianeggiante

sviluppata in direzione SW-NE, costituita da ampie spianate a debole pendenza in

direzione dell’alveo fluviale, separate tra loro da scarpate di origine fluviale, generalmente

molto ripide.

Nel tratto in questione il fondovalle possiede un’ampiezza di poco inferiore ai 2 km,

con l’alveo fluviale, impostato alla quota di 84 m s.l.m. (5÷6 m al di sotto della spianata del

terrazzo del IV ordine), leggermente spostato sul settore di sinistra, in discordanza con la

situazione generalizzata dei tratti medio - terminali dei corsi d’acqua nord marchigiani, che

percorrono i loro fondovalle a ridosso del versante destro.

Il corso si presenta rettilineo ed incassato entro un alveo di magra a sezione

prevalentemente trapezia, la cui larghezza oscilla tra i 15 m (a monte del ponte) ed i

45÷50 m ca. (a valle dello stesso).

Il fondo ciottoloso dell’alveo testimonia il carattere prevalentemente torrentizio del

corso d’acqua, caratterizzato da un’elevata capacità erosiva e di trasposto solido, nonché

da una dinamica fluviale in approfondimento, che ha portato al crollo della briglia a valle

del ponte ed all’asportazione di gran parte del materiale che costituiva il letto del fiume a

monte dello sbarramento stesso.

All’incisione di fondo si sommano gli effetti dell’erosione laterale delle sponde, la cui

azione congiunta è tra le maggiori responsabili dei fenomeni di franamento di rilevanti

tratti di scarpate fluviali e di ribaltamento delle difese spondali esistenti.

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Figura 6: Carta Geomorfologica – Scala 1:2.000.

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3.4 – CARATTERIZZAZIONE E MODELLAZIONE SISMICA

In base a quanto prescritto dal D.M. 14.01.2008, la valutazione dell’azione sismica su

di un’opera si deve basare sulla conoscenza di due elementi fondamentali:

la pericolosità sismica di base;

la risposta sismica locale;

La pericolosità sismica di base viene definita in termini di accelerazione orizzontale

massima attesa (ag) su un suolo di riferimento rigido con superficie topografica

orizzontale (sottosuolo di categoria A) e dal corrispondente spettro di risposta elastico in

accelerazione.

Le modifiche che un segnale sismico subisce, rispetto a quello del sito di riferimento,

rappresentano invece la risposta sismica locale, che dipende dalle caratteristiche

stratigrafiche (categoria di sottosuolo) e morfologiche (categoria topografica) del sito in

esame.

Categoria di sottosuolo (D.M. 14.01.2008)

Ai fini della definizione della risposta sismica locale, il D.M. 14.01.2008 prevede che,

in assenza di specifiche analisi, si possa fare riferimento ad un approccio semplificato,

basato sulla identificazione di una delle categorie di sottosuolo riportate in Tabella 1.

Categoria Descrizione

A Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi caratterizzati da valori di Vs,30 superiori a 800 m/s, eventualmente comprendenti in superficie uno strato di alterazione, con spessore massimo pari a 3 m.

B

Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT,30 > 50 nei terreni a grana grossa e Cu,30 > 250 kPa nei terreni a grana fina).

C

Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < Cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).

D

Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o di terreni a grana fina scarsamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 inferiori a 180 m/s (ovvero NSPT,30 < 15 nei terreni a grana grossa e Cu,30 < 70 kPa nei terreni a grana fina).

E Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m, posti sul substrato di riferimento (con Vs > 800 m/s).

S1 Depositi di terreni caratterizzati da valori di Vs,30 inferiori a 100 m/s (ovvero 10 < Cu,30 < 20 kPa), che includono uno strato di almeno 8 m di terreni a grana fina di bassa consistenza, oppure che includono almeno 3 m di torba o di argille altamente organiche.

S2 Depositi di terreni suscettibili di liquefazione, di argille sensitive o qualsiasi altra categoria di sottosuolo non classificabile nei tipi precedenti.

Tabella 1: Categorie di sottosuolo (Tabelle 3.2.II e 3.2.III - D.M. 14.01.2008).

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La categoria di sottosuolo viene identificata in base al valore della velocità

equivalente di propagazione delle onde di taglio entro i primi 30 m di profondità (Vs30),

attraverso la seguente formula:

dove:

hi = spessore in metri dello strato i-esimo

Vs,i = velocità delle onde di taglio nello strato i-esimo.

Dal momento che i 30 metri di profondità vanno considerati a partire dal piano di posa

fondale, il valore del parametro Vs30, ottenuto dalle indagini svolte, varia in funzione della

profondità considerata, potendo determinare talora anche cambiamenti della categoria di

sottosuolo.

Nel caso specifico, come si può facilmente evincere da quanto schematizzato in

Tabella 3, i valori di Vs30 calcolati variano da un minimo di 276 m/s, alla quota 0 del piano

campagna nella prova HVSR3 (sondaggio S1-DH) , ad un massimo di 416 m/s, a 6 m di

profondità dal p.c. stesso nella prova HVSR4 (sondaggio S5-PZ).

Tali valori determinano quindi, ai sensi dell’Art. 3.2.2 del D.M. 14.01.2008, dei cambi

di categoria di sottosuolo, sia tra un punto d’indagine e l’altro, sia nello stesso punto

d’indagine, in funzione della profondità. Nello specifico, facendo riferimento alla Tabella 2,

i valori nelle caselle contrassegnate con il colore verde sono relativi a sottosuoli di

categoria B, mentre quelli nelle caselle arancio appartengono a sottosuoli di categoria C.

prof. dal p.c.

(m) S1-DH S4-DH HVSR1 (S4) HVSR3 (S1) HVSR4 (S5)

0 282 298 328 276 372 1 292 310 345 282 389 2 300 321 361 287 401 3 306 331 374 292 408 4 307 341 389 297 410 5 308 351 405 298 412 6 311 351 407 299 416

Tabella 2: Variazioni del valore di Vs30 nei cinque punti d’indagine, in funzione della profondità del piano di riferimento.

Resta inteso che, a scopo precauzionale, vista anche l’importanza dell’opera,

nell’analisi delle azioni sismiche sul manufatto andrà adottata la condizione più

cautelativa, corrispondente alla categoria di sottosuolo C.

Valutazioni delle azioni sismiche

I territori comunali di Mondavio (PU) e di Corinaldo (AN), in base a quanto previsto

dall’Ordinanza P.C.M. n. 3274 del 23.03.2003, risultano classificati in zona sismica 2; di

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seguito si riporta la tabella ove ciascuna zona è individuata secondo valori di

accelerazione di picco orizzontale del suolo ag, con probabilità di superamento del 10% in

50 anni (Tabella 3).

zona sismica accelerazione orizzontale con

probabilità di superamento pari al 10% in 50 anni (ag/g)

accelerazione orizzontale di ancoraggio dello spettro di

risposta elastico (ag/g) 1 > 0.25 0.35 2 0.15÷0.25 0.25 3 0.05÷0.15 0.15 4 < 0.05 0.05

Tabella 3: Valori di accelerazione di picco al suolo per ogni zona sismica (OPCM 3274).

Con l'entrata in vigore del D.M. 14 gennaio 2008 (NTC 2008), la stima della

pericolosità sismica viene invece definita mediante un approccio “sito dipendente” e non

più tramite un criterio “zona dipendente”.

Di seguito vengono definite la pericolosità sismica di base e la risposta sismica locale

relative al sito in oggetto.

Per un determinato sito, per il quale il modello geologico e la caratterizzazione

litologica e geotecnica siano stati adeguatamente definiti, la pericolosità sismica è definita

da forme spettrali caratterizzate, per ogni probabilità di eccedenza PVR (relativa allo stato

limite considerato) nel periodo di riferimento VR, dai seguenti parametri (Cap. 3.2 - NTC

2008):

ag = accelerazione orizzontale massima attesa al sito, in condizioni di campo

libero su sito di riferimento rigido con superficie topografica orizzontale;

Fo = valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro di accelerazione

orizzontale;

T*c = periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro di

accelerazione orizzontale.

Nel caso specifico, l’opera è rappresentata da un ponte stradale d’importanza

strategica e, come tale, va considerata un’opera di tipo 3 (Par. 2.4.1 - N.T.C. 2008), a cui

corrisponde una vita nominale (VN) di 100 anni; per quanto concerne invece la classe

d’uso, si è stabilito di adottare la classe d’uso III (Par. 2.4.2 - NTC 2008), a cui

corrisponde un coefficiente d’uso CU = 1.5.

Le azioni sismiche sulla costruzione andranno pertanto valutate in relazione ad un

periodo di riferimento VR:

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VR = VN · CU = 100 · 1.5 = 150 anni

Il sito in oggetto, di coordinate (ED50) lat. = 43,665828° e long. = 13,015442°, si trova

all’interno della maglia costituita dai seguenti siti di riferimento:

Sito 1 ID: 20528 Lat: 43,6839 Long: 13,0061 Distanza: 2147,458 Sito 2 ID: 20529 Lat: 43,6842 Long: 13,0752 Distanza: 5223,914 Sito 3 ID: 20751 Lat: 43,6342 Long: 13,0756 Distanza: 5984,233 Sito 4 ID: 20750 Lat: 43,6339 Long: 13,0065 Distanza: 3619,287

In base a questi dati i parametri sismici (Tabella 4) e le relative forme spettrali in

accelerazione orizzontale riferiti ad un suolo rigido e ad una topografia orizzontale (Figura

7), per il sito in oggetto risultano quindi i seguenti:

Stato limite PVR TR ag (g) Fo T*

c (s) SLO (stato lim. di operatività) 81% 90 0.089 2.500 0.292 SLD (stato lim. di danno) 63% 151 0.115 2.442 0.303 SLV (stato lim. di salvaguardia della vita) 10% 1424 0.287 2.464 0.324 SLC (stato lim. di prevenzione al collasso) 5% 2475 0.352 2.433 0.333

Tabella 4: Parametri sismici per il sito in oggetto.

14

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

Se (g)

T (s)

SLC

SLV

SLD

SLO

Figura 7: Spettri di risposta elastici normalizzati per i diversi Stati Limite riferiti ad un suolo rigido e ad una topografia orizzontale (cat. A – T1 da NTC 2008).

In base a quanto indicato nei paragrafi precedenti, per la valutazione della risposta

sismica locale si dovrà fare riferimento alla categoria di sottosuolo C.

Per quanto riguarda le condizioni topografiche, la morfologia praticamente

pianeggiante dell’area consente di inquadrare il sito in esame nella categoria “T1” di cui

alla Tabella 5.

Categoria Caratteristiche della superficie topografica

T1 Superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i ≤ 15°

T2 Pendii con inclinazione media i > 15°

T3 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media 15° ≤ i ≤ 30°

T4 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media i ≥ 30°

Tabella 5: Categorie topografiche (Tabella 3.2.IV - NTC 2008).

La categoria di suolo e le condizioni topografiche determinano il valore del

coefficiente sismico di amplificazione al sito (S):

S = SS · ST

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dove:

SS = coefficiente di amplificazione stratigrafica (Tabella 6)

ST = coefficiente di amplificazione topografica (Tabella 7).

Categoria di sottosuolo SS Cc

A 1.00 1.00 B 1.00≤1.40-0.40·Fo·ag/g≤1.20 1.10·( T*

c)-0.20

C 1.00≤1.70-0.60·Fo·ag/g≤1.50 1.05·( T*c)

-0.33 D 0.90≤2.40-1.50·Fo·ag/g≤1.80 1.25·( T*

c)-0.50

E 1.00≤2.00-1.10·Fo·ag/g≤1.60 1.15·( T*c)

-0.40

Tabella 6: Espressioni di SS e CC (coeff. che modifica il valore del periodo TC) (Tab. 3.2.V - NTC 2008).

Categoria topografica Ubicazione dell’opera o dell’intervento ST

T1 - 1.00

T2 In corrispondenza della sommità del pendio 1.2

T3 In corrispondenza della cresta del rilievo 1.2

T4 In corrispondenza della cresta del rilievo 1.4

Tabella 7: Valori massimi del coeff. di amplificazione topografica (Tab. 3.2.VI delle NTC 2008)

Tale coefficiente amplifica le forme spettrali di riferimento sopra riportate e determina

il valore di accelerazione massima attesa al sito (amax).

amax (m/s2) = SS · ST · ag

Per i vari stati limite, nel sito in oggetto, otteniamo i seguenti valori dei coefficienti di

amplificazione e di accelerazione massima attesa al sito:

Stato limite SS Cc ST S amax (m/s2) SLO 1.50 1.580 1.0 1.50 1.304 SLD 1.50 1.560 1.0 1.50 1.691 SLV 1.28 1.520 1.0 1.28 3.597 SLC 1.19 1.510 1.0 1.19 4.110

Tabella 8: Coefficienti di amplificazione sismica

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Sulla base dei dati sopra riportati, desunti dalle indagini specialistiche, attraverso

l’utilizzo del software Spettri di risposta v. 1.0.3 scaricato dal sito internet del consiglio

superiore dei lavori pubblici, sono stati definiti gli spettri di risposta delle azioni sismiche

orizzontali e verticali per il sito interessato dalla nuova opera, i cui risultati sono sintetizzati

nell’allegato 1 alla presente relazione e sono stati considerati nello sviluppo dei calcoli

preliminari delle strutture descritti nei paragrafi successivi.

4– CENNI SUI MATERIALI DEGLI ELEMENTI STRUTTURALI

4.1 - Conglomerati cementizi

I conglomerati cementizi da porre in opera saranno composti da:

aggregato (UNI ENV 12620 e UNI EN 13055-1);

acqua (UNI EN 1008: 2003);

cemento (UNI EN 197);

additivi (UNI EN 934-2) superfluidificanti e ritardanti, se occorrenti per garantire le

prestazioni del calcestruzzo in base al tempo di trasporto ed avranno le seguenti

caratteristiche:

- Calcestruzzo per soletta: (classe C32/40) Rck ≥ 40 MPa

- Calcestruzzo per pali e spalle : (classe C25/30) Rck ≥ 30 MPa

4.2 - Acciaio per cemento armato ad aderenza migliorata

Si utilizzeranno barre ad aderenza migliorata tipo B 450 C controllato in stabilimento

conforme alle UNI EN ISO 15360-1:2004 (accertamento proprietà meccaniche), aventi le

seguenti caratteristiche:

- Tensione caratteristica di snervamento fsk ≥ fy,nom = 450 MPa

- Tensione caratteristica di rottura ftk ≥ ft,nom 540 MPa

- Allungamento percentuale Agt,k ≥ 7,5 %

- Modulo elastico E s = 210.000 MPa

17

4.3 - Acciaio da carpenteria

La carpenteria metallica sarà realizzata in acciaio tipo S355 (ex Fe510) secondo UNI

EN 10025-2, avente le seguenti caratteristiche:

- Tensione di rottura a trazione ftk ≥ 510 MPa

- Tensione di snervamento fyk ≥ 355 MPa

- Modulo elastico E a = 210.000 MPa

4.4 - Saldature

Tutte le saldature dovranno essere eseguite con procedimenti di saldatura omologati

e qualificati secondo D.M. 14.01.2008.

5– DIMENSIONAMENTO PRELIMINARE DELLE STRUTTURE PORTANTI

Sulla base delle indagini riportate nei paragrafi precedenti ed il D.M. 14/01/2088

“Nuove norme tecniche per le costruzioni” e smi e la relativa Circolare esplicativa n. 617

del 02/02/2009, si è condotta l’analisi ed il dimensionamento preliminare delle seguenti

strutture portanti del nuovo ponte:

- Travi principali di impalcato;

- Pali spalla fissa e mobile;

- Pali pile

Per quanto concerne l’impalcato, inizialmente le caratteristiche tipologiche e strutturali

sono state riprese da opere viarie con luci e dimensioni similari realizzati recentemente

all’interno del territorio della provincia di Pesaro Urbino e di Ancona e sulla base delle

esperienze progettuali e cantieristiche maturate dagli uffici tecnici degli provinciali

interessati.

Nelle figure seguenti sono raffigurate le sezioni delle travi principali e dei traversi di

testata del nuovo impalcato con le quali sono state condotte le verifiche strutturali

preliminari sulla base di alcuni cavalcavia con luci simili recentemente realizzati.

18

Figura 8: Sezione trave principale (misure in mm)

Figura 9: Sezione traverso di testata (misure in mm)

19

Come accennato nei paragrafi precedenti, lo schema statico del nuovo ponte

ipotizzato in via preliminare è quello di travi semplicemente appoggiate ad assi rettilinei

con luce pari a circa 34 ml e con solette di impalcato unite con la metodologia delle

catene cinematiche; pertanto dal punto di vista sismico si ipotizza che l’azione orizzontale

derivate dal sisma sia contrastata da una sola spalla, denominata come spalla fissa che

viene posizionata nella sponda destra del fiume nel territorio provinciale di Ancona.

5.1– DIMENSIONAMENTO TRAVI PRINCIPALI

L’analisi strutturale preliminare è condotta per semplicità su una singola campata e

sulla singola trave composta, sottoposta al peso proprio, ai carichi permanenti ed

all’aliquota dei carichi mobili che discende dalla ripartizione trasversale dei carichi.

Lo schema statico adottato è quello di una trave semplicemente appoggiata ad asse

rettilineo con luce pari a 34 ml.

Nelle analisi strutturali preliminare si tiene conto di n. 2 fasi operando con i seguenti

modelli:

Modello 1: ottenuto considerando le proprietà inerziali delle sole travi metalliche ed

utilizzato per la valutazione degli effetti indotti dal peso proprio dell’acciaio e della soletta.

Modello 2: ottenuto considerando le proprietà inerziali ideali della sezione composta

con soletta collaborante omogeneizzata all’acciaio mediante il coefficiente n = 6. Il

modello è utilizzato per la valutazione degli effetti indotti dalle azioni di breve durata (

carichi mobili).

Per le verifiche di sicurezza, si considerano le seguenti sezioni tipo:

Sezione Tipo 1: proprietà inerziali della sola trave metallica soggetta alle

sollecitazioni dovute al peso proprio dell’acciaio e della soletta di calcestruzzo.

Sezione Tipo 2: proprietà inerziali ideali della sezione mista con calcestruzzo

omogeneizzato all’acciaio con coefficiente di omogeneizzazione n = 6. La sezione è

utilizzata per le sollecitazioni prodotte dalle azioni di breve durata (carichi mobili).

Per quanto concerne i carichi per il dimensionamento preliminare delle travi principali

di impalcato si sono considerati per semplicità solo le seguenti tipologie:

- Peso proprio travi principali traversi e soletta di impalcato (g1);

20

- Permanenti portati (barriere di sicurezza e sovrastruttura stradale) (g2);

- Carichi mobili (q);

da cui si ottiene che:

Peso proprio elementi strutturali e carichi permanenti portati (g1, g2):

- Trave principale (Fig. 11) = 840 kg/ml circa;

- Traverso di testata (Fig.. 12) = 325 kg/ml circa

- Traversi intermedi (IPE 500) = 90 kg/ml;

- Peso proprio soletta di impalcato (sp 30 cm) = 750 kg /mq;

- Sovrastruttura stradale binder-usura (sp. medio 12 cm)= 275 kg/mq

Carichi mobili (q)

Ai sensi del paragrafo 5.1.3.3 del D. Min. Infr. 14/01/2008, essendo la larghezza

totale dell’impalcato pari a 12 ml, sono state considerate tre corsie convenzionali della

larghezza pari a 3 ml ciascuna, a cui sono stati applicati i carichi mobili (q1+q2) previsti

per i ponti di prima categoria.

Gli elementi strutturali ed i carichi sopra definiti e sono stati inseriti nel modello di

calcolo teorico implementato con l’ausilio del software MIDAS CIVIL ver. 7.41 e

successivamente combinati con i relativi fattori parziali di sicurezza allo SLU evidenziati

nella tab. 5.1.V e 5.1.VI del D.M. 14/01/2008.

Figura 10: Modello impalcato

21

Come si vede nella figura n.10 e come già accennato in precedenza considerando il

livello preliminare della progettazione è stata esaminata per semplicità di calcolo una

singola campata della nuova opera sulla quale sono stati studiati i carichi mobili nella

posizione più sfavorevole per il dimensionamento e la verifica preliminare delle travi

principali.

L’azione della neve è stata in questa fase trascurata in quanto il ponte non risulta

coperto pertanto ai sensi della normativa vigente tale azione non è concomitante con i

carichi da traffico precedentemente menzionati; analogamente non è stato considerato il

contributo dell’azione sismica in quanto di entità trascurabile rispetto alle azioni prodotte

dai carichi mobili.

VERIFICA TRAVE IN PRIMA FASE (Sezione tipo 1)

In prima analisi è stata verificata la trave principale in acciaio soggetta ai soli carichi

permanenti ipotizzando una porzione di influenza della soletta di impalcato con larghezza

pari a 4 ml.

Verifica preliminare di resistenza a flessione semplice

Qtot= 3840 kg/ml*1.35 (Fattore parziale di sicurezza) = 5184 kg/ml

Ipotizzando uno schema statico di semplice appoggio per una lunghezza teorica della

trave pari a 34 ml si ottengono le seguenti sollecitazioni teoriche:

Mmax = q l2 /8 = 74908800 kg cm = 749088 kN cm (Momento massimo in mezzeria)

Tmax = q l/2 = 88128 kg = 881,28 kN (Taglio massimo all’appoggio)

Partendo da tali valori teorici di sollecitazione è stata condotta una verifica della trave

con l’ausilio di un foglio elettronico di calcolo, i cui risultati sono riportati in allegato 2 alla

presente relazione.

Come si vede la sezione in acciaio risulta essere di classe 3, pertanto si è fatto

riferimento ai rispettivi parametri elastici della sezione nel rispetto della normativa vigente.

Verifica preliminare di deformabilità

Qtot= 3840 kg/ml (carico non fattorizzato)

F = 5/384 (pl4/EJ) = 5,3 cm circa < L/500 = 6.8 cm

Nel foglio di calcolo di verifica allegato si ottengo valori similari ed ampliamente

accettabili.

22

VERIFICA TRAVE NELLA SECONDA FASE (Sezione tipo 2)

Dall’analisi strutturale eseguita con il software Midas Civil posizionando i carichi

mobili nelle condizioni più sfavorevoli si ottengono i risultati evidenziati in figura 11 in

termini di momento flettente.

In sintesi sono state valutate le seguenti combinazioni di carico

- Prima Combinazione = Carichi permanenti e carichi mobili (3 colonne di carico con

carichi concentrati in mezzeria fattorizzati allo SLU – 1,35);

- Seconda Combinazione = Carichi permanenti e carichi mobili (3 colonne di carico

con carichi concentrati all’appoggio fattorizzati allo SLU – 1,35);

- Terza Combinazione = Carichi permanenti e carichi mobili (2 colonne di carico con

carichi concentrati in mezzeria fattorizzati allo SLU – 1,35);

- Quarta Combinazione = Carichi permanenti e carichi mobili (2 colonne di carico con

carichi concentrati all’appoggio fattorizzati allo SLU – 1,35);

- Quinta Combinazione = Carichi permanenti e carichi mobili (2 colonne di carico con

carichi concentrati in mezzeria fattorizzati allo SLE– 1,00);

Dall’analisi strutturale si ottiene che la combinazione più gravosa in termini di

sollecitazione per il dimensionamento preliminare della trave risulta essere la

combinazione n. 3, i cui risultati in termini di momento massimo flettente in mezzeria sono

evidenziati nella figura n. 11.

Figura 11: Andamento sollecitazioni (Momento – My) – Combinazione 3

23

Successivamente si è verificata anche la massima deformazione del modello

attraverso la combinazione n. 5, figura n. 12 da cui si ottiene una deformazione massima

in mezzeria pari a circa 4,6 cm < 1/500 L = 6.8 cm.

Figura 12: Andamento massime deformazioni Combinazione 5

Verifica preliminare di resistenza a flessione semplice

Come enunciato in precedenza il momento flettente massimo per la trave più

sollecitata (figura n. 11) risulta essere:

Mmax = 21452,7 kN m (Momento massimo in mezzeria)

Partendo da tali sollecitazioni massime nella trave di bordo, è stata eseguita una

verifica della sezione composta acciaio calcestruzzo in seconda fase con soletta

collaborante attraverso l’utilizzo di un foglio di calcolo allegato alla presente relazione

(allegato 2).

24

In tale calcolo è stata inserita una sezione mista acciaio-calcestruzzo con le stesse

caratteristiche statiche ed inerziali dell’implacato di progetto con calcestruzzo

omogeneizzato all’acciaio con coefficiente di omogeneizzazione n = 6; (vedi figura n. 13)

è stato poi inserito per semplicità di calcolo un carico variabile distribuito al fine di ottenere

un momento massimo coincidente con quello ottenuto dal modello matematico del

software di calcolo Midas Civil e desunto dalla distribuzione dei carichi mobili nella

condizione più sfavorevole.

Tale procedimento di verifica è stato necessario in quanto il software MIDAS CIVIL in

licenza alla Provincia di Ancona non permette di verificare la sezione con la normativa

vigente (DM 2008).

Figura 13: Sezione trave a sezione mista (misure in mm)

Come si vede dai risultati, la verifica di resistenza risulta ampliamente verificata.

Per quanto concerne gli spostamenti si nota che lo spostamento massimo di calcolo

è superiore rispetto a quello ottenuto in prima analisi con il software MIDAS CIVIL in

quanto non tiene conto dell’effetto degli irrigidimenti trasversali trasmessi dai traversi di

testata e dai traversi intermedi.

25

5.2 – PREDIMENSIONAMENTO PALI SPALLA FISSA E PALI PILA IN ALVEO

Negli allegati n. 3 e n. 4 sono riportate le analisi dei carichi ed il calcolo di verifica

preliminare della portanza dei pali di fondazione rispettivamente di una pila in alveo e

della spalla fissa, nella parte di territorio della Provincia di Ancona, alla luce dei parametri

geologici e geotecnici ricavati dalle indagini preliminari eseguite.

Come evidenziato negli elaborati grafici allegati al progetto preliminare la spalla fissa

(lato Provincia di Ancona) è contraddistinta da n. 12 pali trivellati Ø 120 cm per una

lunghezza pari a 18 ml; l’altra spalla (lato Provincia Pesaro Urbino ) è invece

caratterizzata da n. 8 pali trivellati Ø 120 cm L= 18 ml.

Le pile in alveo sono distinte da n. 10 pali trivellati ciascuna con diametro di 120 cm e

profondità pari a 15 ml.

ALLEGATI:

1. CALCOLO SPETTRI DI RISPOSTA CON PROGRAMMA SPETTRI v. 1.0.3 (C.S.LL.PP.)

2. VERIFICA SEZIONI TRAVE PRINCIPALE (PRIMA E SECONDA FASE);

3. PREDIMENSIONAMENTO PALI DI FONDAZIONE – SPALLA FISSA (PROVINCIA AN)

4. PREDIMENSIONAMENTO PALI DI FONDAZIONE - PILA

INTRO

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere e responsabilitàesclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essere ritenuto responsabile dei dannirisultanti dall'utilizzo dello stesso.

D.M. 14 gennaio 2008 - Approvazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni

Spettri di risposta ver. 1.0.3

Il documento Excel SPETTRI-NTC fornisce gli spettri di risposta rappresentativi delle componenti (orizzontali e verticale) delle azioni sismiche di progetto per il generico sito del territorio nazionale. La definizione degli spettri di risposta relativi ad uno Stato Limite è articolata in 3 fasi, ciascuna delle quali prevede la scelta dei valori di alcuni parametri da parte dell'utente: FASE 1. Individuazione della pericolosità del sito (sulla base dei risultati del progetto S1 - INGV);FASE 2. Scelta della strategia di progettazione;FASE 3. Determinazione dell'azione di progetto.La schermata relativa a ciascuna fase è suddivisa in sotto-schermate: l'utente può intervenire nelle sotto-schermate con sfondo grigio scuro mentre quelle con sfondo grigio chiaro consentono un immediato controllo grafico delle scelte effettuate. In ogni singola fase l'utente può visualizzare e stampare i risultati delle elaborazioni -in forma sia grafica che numerica- nonchè i relativi riferimenti alle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14.01.2008 pubblicate nella G.U. n.29 del 04.02.2008 Suppl. Ord. n.30 e scaricabile dal sito www.cslp.it

Programma ottimizzato per una visualizzazione schermo 1024 x 768

INTRO FASE 1 FASE 2 FASE 3

LONGITUDINE LATITUDINE

13.01445 43.66501

REGIONE PROVINCIA COMUNE

2

FASE 1. INDIVIDUAZIONE DELLA PERICOLOSITÁ DEL SITO

La "Ricerca per comune" utilizza lecoordinate ISTAT del comune peridentificare il sito. Si sottolinea cheall'interno del territorio comunale le azionisismiche possono esseresignificativamente diverse da quelle cosìindividuate e si consiglia, quindi, la"Ricerca per coordinate" .

…….

Elaborazioni grafiche

Grafici spettri di risposta

Variabilità dei parametri

20528

20750 20751

20529

-7.5

7.5

-7.5 7.5

Nodi del reticolo intorno al sito

km

Reticolo di riferimento

km

Tabella parametri

Interpolazione corretta

Interpolazione su 3 nodi

Sito esterno al reticolo

Controllo sul reticolo

Elaborazioni numeriche


.

Interpolazione

Marche Ancona CorinaldoRicerca per comune

Ricerca per coordinate

media ponderata

Vita nominale della costruzione (in anni) - VN 100

Coefficiente d'uso della costruzione - cU 1.5

Periodo di riferimento per la costruzione (in anni) - VR 150

Periodi di ritorno per la definizione dell'azione sismica (in anni) - TR

SLO - PVR = 81% 90

SLD - PVR = 63% 151

SLV - PVR = 10% 1424

SLC - PVR = 5% 2475

SLO 30SLD 50SLV 475SLC 975

LEGENDA GRAFICO

FASE 2. SCELTA DELLA STRATEGIA DI PROGETTAZIONE


Valori di progetto

151

1424

90

2475

10

100

1000

10000

SLO SLD SLV SLC

Strategia per costruzioni ordinarie

Strategia scelta

TR [anni]

Tabella parametri azione

Elaborazioni Strategia di progettazione

Grafici parametri azione


Stati limite di esercizio - SLE

Stati limite ultimi - SLU

info

info

info

info

Stato Limite considerato

Categoria di sottosuolo SS = 1.285 CC = 1.523

Categoria topografica h/H= 1.000 ST = 1.000

Smorzamento ξ (%) 5 η = 1.000

1.5 Fattore qo 1.5 Regol. in altezza

Spettro di progetto 1 Fattore q 1 η = 1.000

FASE 3. DETERMINAZIONE DELL'AZIONE DI PROGETTO

Spettri di risposta

0.000.100.200.300.400.500.600.700.80

0 1 2 3 4

Spettro di progetto - componente orizzontale

Spettro di progetto - componente verticale

Spettro elastico di riferimento (Cat. A-T1, ξ = 5%)

Sd,o [g]Sd,v [g]Se [g]

T [s]


Risposta sismica locale

Stato Limite

Elaborazioni


Parametri e punti spettri di risposta

(h=quota sito, H=altezza rilievo topografico)

info

info

info

info

info

info

info

Compon. orizzontale

infoCompon. verticale

.

C

T1

SLV

Spettro di progetto elastico (SLE)

Spettro di progetto inelastico (SLU) no

Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"

Spettri di risposta (componenti orizz. e vert.) per lo stato limite: SLV

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essere ritenutoresponsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

Componente orizzontale

Componente verticale

T [s]

Sd [g]


Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV

Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]

ag 0.281 g 0.000 0.361

Fo 2.464 TB 0.165 0.741

TC* 0.324 s TC 0.494 0.741

SS 1.285 0.600 0.610

CC 1.523 0.706 0.518

ST 1.000 0.812 0.450

q 1.200 0.919 0.398

1.025 0.357

1.131 0.324

Parametri dipendenti 1.237 0.296

S 1.285 1.343 0.272

η 0.833 1.449 0.252

TB 0.165 s 1.556 0.235

TC 0.494 s 1.662 0.220

TD 2.724 s 1.768 0.207

1.874 0.195

1.980 0.185

Espressioni dei parametri dipendenti 2.087 0.175

2.193 0.167

(NTC-08 Eq. 3.2.5) 2.299 0.159

2.405 0.152

(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2.511 0.146

2.618 0.140

(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2.724 0.134

2.785 0.129

(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2.845 0.123

2.906 0.118

(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2.967 0.113

3.028 0.109

3.088 0.104

Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 3.149 0.100

3.210 0.097

3.271 0.093

3.332 0.090

3.392 0.087

3.453 0.084

3.514 0.081

3.575 0.078

3.635 0.075

3.696 0.073

3.757 0.071

3.818 0.068

3.878 0.066

3.939 0.064

4.000 0.062

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essere ritenutoresponsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell

Punti dello spettro di risposta

Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)

e g oB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅

e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅

Ce g o

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅

C De g o 2

T TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

*C C CT C T= ⋅

B CT T / 3=

D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +

10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =


Parametri e punti dello spettro di risposta verticale per lo stato limite: SLV

Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]

agv 0.201 g 0.000 0.201

SS 1.000 TB 0.050 0.495

ST 1.000 TC 0.150 0.495

q 1.000 0.235 0.316

TB 0.050 s 0.320 0.232

TC 0.150 s 0.405 0.183

TD 1.000 s 0.490 0.152

0.575 0.129

0.660 0.113

Parametri dipendenti 0.745 0.100

Fv 1.763 0.830 0.090

S 1.000 0.915 0.081

η 1.000 TD 1.000 0.074

1.094 0.062

1.188 0.053

1.281 0.045

1.375 0.039

Espressioni dei parametri dipendenti 1.469 0.034

1.563 0.030

(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1.656 0.027

1.750 0.024

(NTC-08 §. 3.2.3.5) 1.844 0.022

1.938 0.020

(NTC-08 Eq. 3.2.11) 2.031 0.018

2.125 0.016

2.219 0.015

2.313 0.014

2.406 0.013

2.500 0.012

2.594 0.011

Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.10) 2.688 0.010

2.781 0.010

2.875 0.009

2.969 0.008

3.063 0.008

3.156 0.007

3.250 0.007

3.344 0.007

3.438 0.006

3.531 0.006

3.625 0.006

3.719 0.005

3.813 0.005

3.906 0.005

4.000 0.005

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essere ritenutoresponsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.

Punti dello spettro di risposta

e g vB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η ⋅ ⋅ + − η⋅

e g vS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅

Ce g v

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅

C De g v 2

T TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

1/ qη =0,5

gv o

aF 1,35 F

g

= ⋅ ⋅

ALLEGATO 2 Lista verifica trave principale

RELAZIONE DI CALCOLO - TRAVI MISTE ACCIAIO/CALCESTRUZZO

Normativa di riferimento: NTC2008 D.M. 14-01-2008 / EN 1994-1-1:2004Versione programma: 3.2.2.1

Progetto PRELIMINARE : Nuvo ponte sul fiume cesano

TipologiaSoletta piena con mensola di raccordoTrave non puntellataTrave in semplice appoggio con carichi uniformemente distribuiti

Coefficienti di sicurezza:

Azioni - Permanenti strutturali: 1.30Azioni - Permanenti non strutturali: 1.50Azioni - Variabili: 1.50Materiali - Acciaio: 1.05Materiali - Calcestruzzo: 1.50Materiali - Connettori: 1.25Materiali - Lamiera grecata: 1.10Materiali - Acciaio per barre: 1.15

Limite all'inflessione finale delta 2: L /500Limite all'inflessione finale: L /350----------------------------------------------------

Geometria

Luce di calcolo: 3400.0 cmInterasse travi: 400.0 cmSpessore soletta: 30.0 cmBase efficace: 400.0 cmAltezza raccordo: 4.0 cmLarghezza raccordo: 100.0 cm

Profilo: TRAVE PRICIPALE PRELIMINARE NUOVO PONTEha: 1900.0 mmbf: 700.0 mmtf: 30.0 mmbfi: 1000.0 mmtfi: 40.0 mmtw: 25.0 mmr0: 0.0 mmr1: 0.0 mmArea: 106750.0 mm2Iy: 6291504.3 cm4Wy Sup: 56557907.9 mm3Wy Inf: 79882022.1 mm3W Ply: 74250625.0 mm3

Acciaiot S355 - Fe510fy: 345 N/mm2Es: 210000 N/mm2

Calcestruzzo: C32/40fck: 32 N/mm2Rck: 40 N/mm2Densità:24.00 kN/m3E cm: 33346 N/m2

----------------------------------------------------

CarichiPeso proprio: 9.52 kN/m2Variabili: 16.00 kN/m2----------------------------------------------------

Fase 1 - sola trave in acciaio - SLU

Pagina 1

ALLEGATO 2 Lista verifica trave principaleAzioni fase 1: 49.51 kN/mClasse sezione acciaio: 3Calcolo: elasticoMomento sollecitante - MEd1: 7154.5 kNmMomento resistente elastico - MRd1: 18583.3 kNmVerifica momento: 0.38Taglio sollecitante - VEd1: 841.71 kNTaglio resistente - VRd1: 9010.79 kNVerifica taglio: 0.09----------------------------------------------------

Fase 1+2 - sezione mista - SLU - STATO LIMITE ULTIMO

Classe sezione mista: 3Calcolo elasticoAzioni: 145.51 kN/mPosizione asse neutro: 83.02 cmAltezza totale: 224.00 cmMomento sollecitante - MEd: 21026.5 kNm (simile al valore ottenuto con Midas Civil)Momento resistente - MRd: 24404.1 kNmVerifica momento: 0.86Taglio sollecitante - VEd: 2473.7 kNmTaglio resistente - VRd: 9010.8 kNVerifica taglio: 0.27----------------------------------------------------

Fase 1+2 - SLS - STATO LIMITE DI SERVIZIO

Delta 0 - pre monta iniziale: 0.0 mmDelta 1 - Sezione: acciaio - Carichi: Pesi propri: 50.2 mmDelta 1 - Sezione: mista - Carichi: Permanenti: 0.0 mmDelta 2 - Sezione: mista - Carichi: Var.+ Viscosità: 35.4 mmDelta da ritiro: 0.0 mm

Delta 2 = L / 960

Delta 2 = L / 960Delta finale totale: 85.6 mm = L / 397

Asse neutro elastico dall'estradosso: 83.0 cmCoefficiente di omogeneizzazione istantaneo: 6.30Momento di inerzia sezione omog. istantaneo: 18077491.4 cm4

Note:Non verificata l'instabilità dell'anima. (EC3) - TRASCURATA NELLA VERIFICA PRELIMINARENelle fasi progettuali successive si potrà definire un monta iniziale di qualchecm al fine di contenere gli spostamenti totali in fase di esercizio.

Pagina 2

GEOMETRIA SPALLA GEOMETRIA PALI DI FONDAZIONE

/ \ / \y+ y+

Impal cato Impal cato

11+ ………….. ………….. 14+

x+ \ ………….. ………….. x+ \/ /

21+ ………….. ………….. 24+

Schema pianta

Impalcato Hpa

Riemp. H1 H2Hp

Lt Lr Rilevato

Dati geometrici paramento Dati geometrici trave para ghiaia

Larghezza (Lpy) = 9 m Larghezza (Lpay) = 0.6 mLunghezza (Lpx)= 12.4 m Lunghezza (Lpax)= 11.2 mAltezza(Hp)= 0 m Altezza (Hpa)= 2.45 m

Larghezza totale (Lfy) = 9 m Larghezza lato rilevato (Lr)= 3.2 mLunghezza totale(Lfx)= 12.4 m Larghezza lato impalcato (Lt)= 5.2 mAltezza (Hf)= 2 m

Dati geometrici generali Caratteristiche muro di risvolto

Altezza param.+paragh.(H1)= 2.45 m Altezza 2.45 mAltezza param.+paragh+fond.(H2)= 4.45 m Larghezza 0.6 m

Lunghezza 2 mP.P. (muro risvolto) 14700 kg

Caratteristiche del terreno di rilevato P.P.(orecchie) 12000 kg

Peso Specifico terreno (gt)= 1800 kg/m3

angolo di attrito (F) = 30 gradi

coefficiente di spinta attiva (Ka= (tg2(45-F/2) 0.33

coefficiente di spinta a riposo (Ko=1-sinF) 0.5

coeff. di spinta considerato nei calcoli (K) = 0.5

ANALISI DEI CARICHI SPALLA E CALCOLO RIPARTIZIONE CARICHI SUI PALI DI FONDAZIONE

Rilevato

Lfx

Lfy

Lpx Lp

y

Dati geometrici zattera di fondazione

Rilevato

Schema pianta e sezione

Hf

Materiale spalla: calcestruzzo armato

peso specifico (gca)= 2500 kg/m3

Calcolo carichi permanenti

Spalla( (Lpx*Lpy*Hp+Lfx*Lfy*Hf+Lpax*Lpay*Hpa+P.P.risvolto)*gca)= 625860 kg (P.P. risvolto= P.P. risvolto+ P.P. orecchie)

P.P Riempimento (Lr*Lpx*H1)*gt 105840 kg

P.P. tot = 731700 kg

Momento alla base della fondazione dovuto al riempimento (Mxr ) 306936 kgm(Non comprensivo del contributo del muro di risvolto)

Calcolo spinta terre da rilevato

St=(1/2*K*gt*H22*Lpx) 66833 kg

Momento alla base della fondazione dovuto alla St (MxSt ) -99136 kgm

Calcolo spinta sovraccarico accidentale su rilevato

Sovraccarico accidentale terreno di rilevato (q)= 2500 kg/m2

Carico assiale dovuto al sovraccarico (Q= q*Lr*Lpx) 60000 kgMomento alla base della fondazione dovuto al sovraccarico (Mxq1 ) 174000 kgmSpinta terreno sovraccarico (Sq=K*q*H2*Lpx) 41719 kgMomento alla base della fondazione dovuto alla Sq (Mxq2 ) -92824 kgmMomento risultante (Mxq=Mxq1+Mxq2 ) 81176 kgm

Parametri di pericolosità sismica del sito:

Sito: Comune di Corinaldo- Mondavio Vita nominale dell'opera: 100 anniClasse d'uso: IIIAccelerazione max orizzontale al sito (ag): 0,281gFattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale (Fo): 2,464Periodo di inizio del tratto avelocità costante (T*c): 0,324 sec.Fattore di struttura (q): 1,5Coefficiente sottosuolo e topografico (S)= 1,285

Sisma orizzontale longitudinale (direzione y):

Terreno di rilevato Coefficiente di incremento sismico (Kh=Betam*a max/g) 0.112Spinta terreno 'sismica' (St'=1/2*Kh*gt*H22*Lpx) 24732 kg

Momento alla base della fondazione dovuto a St (MxS 1) -55028 kg

Spalla e riempimentoagS 0.361P.P. parameto (W1) 0 kgP.P.fondazione (W2) 558000 kgP.P.riempimento (W3) 158054 kgC1=agS*W1 0 kgC2=agS*W2 201485 kgC3=agS*W3 57071 kgCL= C1+C2+C3 258557 kgMomento alla base della fondazione dovuto a CL (MxS 2) -271397 kgm

Analisi sismica spalla

Sisma orizzontale trasversale (direzione + x):

Spalla e riempimentoag 0.281C'1=ag*W1 0 kgC'2=ag*W2 156798 kgC'3=ag*W3 44413 kgCT= C'1+C'2+C'3 201211 kgMomento alla base della fondazione dovuto a CT (MyS 1) 211204 kgm

Sisma verticale (direzione -z): (trazione su paramento)

Spalla e riempimentoCoefficiente di incremento sismico (Kv=0,5*agS) 0.181V1=-Kv*W1 0 kgV2=-Kv*W2 100743 kgV3=-Kv*W3 28536 kgVtot=V1+V2+V3 129278 kgMomento alla base della fondazione dovuto a V3 (MxS 3) 174067 kgm

Sisma verticale (direzione +z): (compressione su paramento)

Spalla e riempimentoCoefficiente di incremento sismico (Kv=0,5*agS) 0.181V'1=Kv*W1 0 kgV'2=Kv*W2 -100743 kgV'3=Kv*W3 -28536 kgV'tot=V'1+V'2+V'3 -129278 kgMomento alla base della fondazione dovuto a V'3 (Mx S4) -174067 kgm

Parametri di pericolosità sismica del sito:

Sito: Comune di Corinaldo - MondavioVita nominale dell'opera: 100 anniClasse d'uso: IIIAccelerazione max orizzontale al sito (ag): 0,281 gFattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale (Fo): 2,464Periodo di inizio del tratto avelocità costante (T*c): 0,324Fattore di struttura (q): 1,5Coefficiente sottosuolo e topografico (S)= 1,285

Sisma orizzontale longitudinale (direzione y):

Sd(T)ordinata spettro 0.494 gPermanenti impalcato 1521000 kg Permanenti relativi a tre campateSpinta sismica per unica spalla fissa (S) 751374 kgMomento alla base della fondazione dovuto a St (MxS 1) -1502748 kg

Sisma orizzontale trasversale (direzione + x):

Sd(T)ordinata spettro 0.494 gPermanenti impalcato 1521000 kg Permanenti relativi a tre campate

Analisi sismica impalcato

Spinta sismica per spalla (S) 751374 kgMomento alla base della fondazione dovuto a St (MyS 1) 1502748 kg

Sisma verticale (direzione -z):

Sd(T)ordinata spettro 0.201 gPermanenti impalcato 1521000 kgAzione simica verticale sismica per spalla (S) 152861 kg

Sisma verticale (direzione +z):

Sd(T)ordinata spettro 0.201Permanenti impalcato 1521000 kgAzione simica verticale sismica per spalla (S) -152861 kg

Note:

Si ipotizza che una sola spalla si prenda tutta la spinta sismica

A Convenzioni carichi B Compressione = Positivo C Vento su impalcato Trazione = NegativoD1 Sisma impalcato longitudinale (direz. Y) Mx orario = positivoD2 Sisma impalcato trasversale (direz. + X) My orario = positivo

D3+D3-E Permanenti spalla e terreno riempimentoF Spinta terreno rilevatoG Sovr. accidentale rilevato (2500 kg/mq)H1 Sisma spalla e terreno longitudinale (dir. Y)H2 Sisma spalla trasversale (dir + - X)

H3+H3-

I

Condizione A Condizione B Condizione C(Trascurata)

N= 253500 kg N= 191400 kg N= 0 KgMx= 0 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 292800 kgm My= 0 kgmT= 0 kg T= 0 kg Tx= 0 kg

Condizione D1 Condizione D2 Condizione D3+

N= 0 Kg N= 0 Kg N= -152861 KgMx= -1502748 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 1502748 kgm My= 0 kgmT= 751374 kg T= 751374 kg T= 0 kg

Condizione D3- Condizione E Condizione F

N= 152861 Kg N(P.P.tot )= 731700 kg N = 0 kgMx= 0 kgm Mx(MxR)= 306936 kgm Mx (MxSt )= -99136 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 0 kgmT= 0 kg T= 0 kg T (St)= 66833 kg

Condizione G Condizione H1 Condizione H2

N (Q)= 60000 kg N= 0 kg N= 0 kgMx(Mxq )= 81176 kgm Mx= -326425 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 211204 kgmT (Sq)= 41719 kg T= 283289 kg T= 201211 kg

Condizione H3+ Condizione H3- Condizione I

Resistenza passiva appoggi (5% carichi vert.)

Sisma verticale impalcato (direzione +z)Sisma verticale impalcato (direzione -z)

Sisma verticale spalla (direzione +z)Sisma verticale spalla (direzione -z)

ANALISI DEI CARICHI SPALLA

CONDIZIONI DI CARICO

Permanenti impalcato Carichi mobili impalcato

N = -129278 kg N= 129278 kg N= 0 kgMx= -174067 kgm Mx= 174067 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= -51163.5 kgmT = 0 kg T= 0 kg Tx= 22245 kg

Note:(+)= Sisma con verso concorde all'asse y

A B C D1 D2 D3+ D3-1 Fondamentale 1.35 1.35 1,5*0,6 0 0 0 02 Fond. + sovracc. 1.35 1.35 1,5*0,6 0 0 0 03 Sismica 1 1 0 0 1 0 1 04 Sismica 2 1 0 0 1 0 0 15 Sismica 3 1 0 0 0 1 1 06 Sismica 4 1 0 0 0 1 0 1

E F G H1 H2 H3+ H3- I1.35 1.5 0 0 0 0 0 1.51.35 1.5 1.35 0 0 0 0 1.5

1 1 0 1 0 1 0 01 1 0 1 0 0 1 01 1 0 0 1 1 0 01 1 0 0 1 0 1 0

N° Comb. N (kg) Ty (Kg) Mx (kgm) My (kgm)1 1589171 100250 265660 3185352 1669410 156570 375247 3185353 703061 1101496 -1795440 04 1267339 1101496 -1447306 05 703061 952585 33733 17139526 1267339 952585 381867 1713952

SOLLECITAZIONI RISULTANTI

COMBINAZIONI DI CARICO (Approccio 2 - D.M. 14/01/20 08)

Calcolo di ripartizione del carico assiale sui pali (Combinazione n° 1)

Geometria palificata Convenzioni carichi Compressione = Positivo

numero file // y 4 Trazione = Negativonumero file // x 3 Mx positivo =orarion° pali 12 My positivo = orario interasse pali lungo x (m) 3.6interasse pali lungo y (m) 3.6

Sollecitazioni agenti in sommità dei paliN tot 1589171 kg ex = My/N 0.20 mMy 318535 kgm ey= -Mx/N -0.17 mMx 265660 kgm

ascissa palo (m) quadrato ascissa palo

palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10 palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10

-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0


-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10 palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10

-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 194.4

ordinata palo (m) quadrato ordinata palo

palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10 palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-103.6 3.6 3.6 3.6 12.96 12.96 12.96 12.96 0 0 0 0 0 0

palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-10 palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-100 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10 palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10-3.6 -3.6 -3.6 -3.6 12.96 12.96 12.96 12.96 0 0 0 0 0 0

somma = 103.68

Reazioni totali di ciascun palo (kg)

Valle palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10 Valle114358.4 120257.2 126156 132054.8palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-10123582.7 129481.5 135380.3 141279.1

Monte palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo 3-10 Monte132807 138705.8 144604.6 150503.4







-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 194.4





somma = 103.68


Valle palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10 Valle117239.9 123138.7 129037.5 134936.3palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-10130269.3 136168.1 142066.9 147965.7

Monte palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo 3-10 Monte143298.7 149197.5 155096.3 160995.1




Sollecitazioni agenti in sommità dei paliN tot 703061 kg ex = My/N 0.00 mMy 0 kgm ey= -Mx/N 2.55 mMx -1795440 kgm



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 194.4





somma = 103.68



Monte palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo 3-10 Monte-3753.25 -3753.25 -3753.25 -3753.25




Sollecitazioni agenti in sommità dei paliN tot 1267339 kg ex = My/N 0.00 mMy 0 kgm ey= -Mx/N 1.14 mMx -1447306 kgm



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 194.4





somma = 103.68










-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 194.4





somma = 103.68




Calcolo di ripartizione del taglio su ciascun palo

N° Comb. N (kg) T (kg) N° palo 123 -4000 91791 PALO 3-4456

Convenzioni carichi Compressione = Positivo Trazione = NegativoMx positivo =orarioMy positivo = orario T = positivo se concorde con asse y

Calcolo dei pali di fondazione Rck=300

Azioni esterne in testa al palo:M (Kgcm) = 0

N (Kg) = 106832 L = Altezza totale del palo (cm) = 2000T (Kg) = 28677 d = Diametro del palo = (cm) 100

Ep = Modulo di elasticità del palo (Kg/cm^2) 311769.00Ip = Momento d'inerzia del palo (cm^4) 4906250K = Costante al variare di z 2b = 100

Lo 418.22

Momento Max = 5,996,624.72 Kg cm59,966.25 Kg m

CALCOLO M MAX PALI SPALLA PONTE SP 17(Modellazione del suolo alla Winkler)

Azioni esterne in testa al palo:M (Kgm) = /

N (Kg) = / L = Altezza totale del palo (cm) 1800T (Kg) = 91,800.00 d = Diametro del palo = (cm) 120

Ep = Modulo di elasticità del palo (Kg/cm^2) 311,769.00Ip = Momento d'inerzia del palo (cm^4) 10,173,600.00K = Costante al variare di z (kg/cm 3) 2.5

λλλλ = 453.48 (cm)

Momento Max = 20,814,897.03 Kg cm208,148.97 Kg m

Note:Modellazione del suolo alla Winkler

CALCOLO PORTANZA PALI SPALLA

CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE NEI TERRENI COESIV IQt=Qp+Qs-WpdoveQt: capacità portante limite totale TIPOLOGIA DEL PALOQp:portata limite di base D (m) 1.20Qs:portata limite per attrito laterale L (m) 18.00Wp:peso proprio del palo

PORTATA LIMITE DI BASE (Qp)Qp = (Cu x Nc + σvo) x Ap

STRATO 1 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Alluvioni ghiaiose 0.00 -2.00 2.00 1.90 0.00

STRATO 2 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Alluvioni limoso argillose -2.00 -4.50 2.50 1.90 0.50

STRATO 3 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Alluvioni ghiaiose -4.50 -14.50 10.00 1.90 0.00

STRATO 4 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Substrato argilloso -14.50 -18.00 3.50 2.00 30.00

CARATTERISTICHE DEL PALOdiametro (m) 1.20Ap (mq) 1.130lunghezza (m) 18.00

PORTATA LIMITE DI BASE (Qp)Nc 9σvo (t/mq) 34.55Cu (t/mq) 30.00Qp (t) 344.26

PORTATA LIMITE PER ATTRITO LATERALE (Qs)Qs = As x α x Cu

PORTATA LIMITE LATERALE (Qs) vicinanza paliAs(mq) α Cu (t/mq) Qs (t) Fatt. di riduzione

STRATO 1 7.54 0.50 0.00 0.00 1STRATO 2 9.42 0.50 0.50 2.36 1STRATO 3 37.68 0.50 0.00 0.00 1STRATO 3 13.19 0.50 30.00 131.88 1

totale 134.24

PONTE SP 17 sul fiume Cesano

VERIFICA PORTANZA ASSIALE PALO ai sensi del D.M. 14/01/2008

(Par. 6.4.3 - Approccio : A1+M1+R3)

Qp lim base (t)= 344.26

Qs lim lat (t)= 134.24

Wp(t)= 50.868

Parametri di verifica

z3= 1.5 (Par. 6.4.3)

z4= 1.34 (Par. 6.4.3)

R3=(base) 1.35 (Par. 6.4.3)

R3=(laterale) 1.15 (Par. 6.4.3)

Rd(t)= 206.2Ed (t)= 166.5

Rd(t)>Ed(t) ===== VERIFICA SODDISFATTA

GEOMETRIA PILA GEOMETRIA PALI DI FONDAZIONE

/ \ / \y+ y+

Impal cato Impal cato

11+ ………….. ………….. 14+

x+ \ ………….. ………….. x+ \/ /

21+ ………….. ………….. 24+

Schema pianta

Impalcato

Hp

Lt Lr

Dati geometrici paramento

Larghezza (Lpy) = 2.6 mLunghezza (Lpx)= 12.9 mAltezza(Hp)= 8.75 m

Larghezza totale (Lfy) = 5.4 m (Lr)= 1.4 mLunghezza totale(Lfx)= 17.8 m (Lt)= 1.4 mAltezza (Hf)= 1 m

Dati geometrici generali

Altezza param.(H1)= 8.75 mAltezza param.+fond.(H2)= 9.75 m

Materiale spalla: calcestruzzo armato

peso specifico (gca)= 2500 kg/m3

Calcolo carichi permanenti

Spalla( (Lpx*Lpy*Hp+Lfx*Lfy*Hf+Lpax*Lpay*Hpa+P.P.risvolto)*gca)= 973988 kg

P.P. tot = 973988 kg

ANALISI DEI CARICHI PILA E CALCOLO RIPARTIZIONE CARICHI SUI PALI DI FONDAZIONE

Lfx

Lfy

Lpx Lp

y

Dati geometrici zattera di fondazione

Schema pianta e sezione

Hf

A Convenzioni carichi B Compressione = Positivo C Vento su impalcato Trazione = NegativoD1 Sisma impalcato longitudinale (direz. Y) Mx orario = positivoD2 Sisma impalcato trasversale (direz. + X) My orario = positivo

D3+D3-E Permanenti spalla e terreno riempimentoF Spinta terreno rilevatoG Sovr. accidentale rilevato (2500 kg/mq)H1 Sisma spalla e terreno longitudinale (dir. Y)H2 Sisma spalla trasversale (dir + - X)

H3+H3-

I

Condizione A Condizione B Condizione C(Trascurata)

N= 507000 kg N= 191400 kg N= 0 KgMx= 0 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 292800 kgm My= 0 kgmT= 0 kg T= 0 kg Tx= 0 kg

Condizione D1 Condizione D2 Condizione D3+

N= 0 Kg N= 0 Kg N= 0 KgMx= 0 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 0 kgmT= 0 kg T= 0 kg T= 0 kg

Condizione D3- Condizione E Condizione F

N= 0 Kg N(P.P.tot )= 973988 kg N = 0 kgMx= 0 kgm Mx(MxR)= 0 kgm Mx (MxSt )= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 0 kgmT= 0 kg T= 0 kg T (St)= 0 kg

Condizione G Condizione H1 Condizione H2

N (Q)= 0 kg N= 0 kg N= 0 kgMx(Mxq )= 0 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 0 kgmT (Sq)= 0 kg T= 0 kg T= 0 kg

Condizione H3+ Condizione H3- Condizione I

Resistenza passiva appoggi (5% carichi vert.)

Sisma verticale impalcato (direzione +z)Sisma verticale impalcato (direzione -z)

Sisma verticale spalla (direzione +z)Sisma verticale spalla (direzione -z)

ANALISI DEI CARICHI SPALLA

CONDIZIONI DI CARICO

Permanenti impalcato Carichi mobili impalcato

N = 0 kg N= 0 kg N= 0 kgMx= 0 kgm Mx= 0 kgm Mx= 0 kgmMy= 0 kgm My= 0 kgm My= 349200 kgmT = 0 kg T= 0 kg Tx= 34920 kg

Note:(+)= Sisma con verso concorde all'asse y

A B C D1 D2 D3+ D3-1 Fondamentale 1.35 1.35 1,5*0,6 0 0 0 0

E F G H1 H2 H3+ H3- I1.35 1.5 0 0 0 0 0 1.5

N° Comb. N (kg) Ty (Kg) Mx (kgm) My (kgm)1 2257724 0 0 919080

SOLLECITAZIONI RISULTANTI

COMBINAZIONI DI CARICO (Approccio 2 - D.M. 14/01/20 08)




Sollecitazioni agenti in sommità dei paliN tot 2257724 kg ex = My/N 0.41 mMy 919080 kgm ey= -Mx/N 0.00 mMx 0 kgm



-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0


-8 8 64 0 0 64 0 0 0 0 0palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10 palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo3-10

-5.4 -1.8 1.8 5.4 29.16 3.24 3.24 29.16 0 0 0 0 0 0somma = 257.6



palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-10 palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-100 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0


somma = 25.92


Valle palo 1-1 palo 1-2 palo 1-3 palo 1-4 palo 1-5 palo 1-6 palo 1-7 palo 1-8 palo 1-9 palo 1-10 Valle206506 219350.3 232194.5 245038.8palo 2-1 palo 2-2 palo 2-3 palo 2-4 palo 2-5 palo 2-6 palo 2-7 palo 2-8 palo 2-9 palo 2-10197229.5 254315.3

Monte palo 3-1 palo 3-2 palo 3-3 palo 3-4 palo 3-5 palo 3-6 palo 3-7 palo 3-8 palo 3-9 palo 3-10 Monte206506 219350.3 232194.5 245038.8

CALCOLO PORTANZA PALI PILA

CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE NEI TERRENI COESIV IQt=Qp+Qs-Wp doveQt: capacità portante limite totale TIPOLOGIA DEL PALOQp:portata limite di base D (m) 1.20Qs:portata limite per attrito laterale L (m) 15.00Wp:peso proprio del palo

PORTATA LIMITE DI BASE (Qp)Qp = (Cu x Nc + σvo) x Ap

STRATO 1 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Alluvioni limoso argillose 0.00 -3.50 3.50 1.90 0.50

STRATO 2 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Alluvioni ghiaiose -3.50 -6.50 3.00 1.90 0.00

STRATO 3 da (m) a (m) L (m) gamma (t/mc) Cu (t/mq)Substrato argilloso -6.50 -15.00 8.50 1.90 30.00

CARATTERISTICHE DEL PALOdiametro (m) 1.20Ap (mq) 1.130lunghezza (m) 15.00

PORTATA LIMITE DI BASE (Qp)Nc 9σvo (t/mq) 28.5Cu (t/mq) 30.00Qp (t) 337.42

PORTATA LIMITE PER ATTRITO LATERALE (Qs)Qs = As x α x Cu

PORTATA LIMITE LATERALE (Qs) vicinanza paliAs(mq) α Cu (t/mq) Qs (t) Fatt. di riduzione

STRATO 1 13.19 0.50 0.50 3.30 1STRATO 2 11.30 0.50 0.00 0.00 1STRATO 3 32.03 0.50 30.00 320.28 1

totale 323.58

PONTE SP 17 sul fiume Cesano

VERIFICA PORTANZA ASSIALE PALO ai sensi del D.M. 14/01/2008

(Par. 6.4.3 - Approccio 2 : A1+M1+R3)

Qp lim base (t)= 337.42

Qs lim lat (t)= 323.58

Wp(t)= 42.39

Parametri di verifica

z3= 1.5 (Par. 6.4.3)

z4= 1.34 (Par. 6.4.3)

R3=(base) 1.35 (Par. 6.4.3)

R3=(laterale) 1.15 (Par. 6.4.3)

Rd(t)= 334.2Ed (t)= 255

Rd(t)>Ed(t) ===== VERIFICA SODDISFATTA

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