PONTE AD ARCO SUL FIUME CENTA AD ALBENGA

ing. Luca ROMANO

1. Introduzione

L'esigenza principale del nuovo ponte, commissionato dal Comune di Albenga a seguito del

danneggiamento del precedente dovuto all'alluvione del novembre '94, era quella di limitare lo

spessore dell'impalcato, poiché la richiesta del Genio Civile di considerare una portata di piena

con periodo di ritorno millenario implicava già di per sé l'alzamento del piano viario del vecchio

ponte e quindi l'aumento della pendenza delle rampe di accesso.

Dato che non si potevano realizzare pile in alveo per non limitare la sezione d'efflusso delle

acque, bisognava realizzare un ponte di 100 metri in campata unica e con l'impalcato di spessore

complessivo inferiore a 180 cm, spessore che faceva corrispondere una pendenza delle rampe

d'accesso dell' 8%, il massimo consentito dalle norme sull'abbattimento delle barriere

architettoniche.

A questo punto un ponte tradizionale avrebbe dovuto avere uno spessore di circa 5 metri, cosa

inaccettabile.

Rimanevano due scelte possibili: realizzare un ponte strallato od uno ad arco.

La scelta è caduta sulla tipologia ad arco poiché era meno costosa e più adatta ad una lunghezza

di 100 metri. Questa tipologia ha permesso di progettare un unico arco reticolare, molto sottile e

slanciato, ed un impalcato di spessore ridotto a 140 cm, sostenuto da un'unica serie di cavi posti al

centro delle carreggiate.

Altra forte esigenza era la velocità d'esecuzione, pur volendo realizzare una struttura

d'avanguardia: per questo si è reso necessario l'utilizzo dell'acciaio, che ha permesso la

costruzione in officina dei vari conci costituenti il ponte (18), mentre in cantiere si realizzavano le

spalle e l'assemblaggio senza bisogno di centinature provvisorie. Ciò ha favorito una notevole

riduzione dei tempi realizzativi e dei costi.

2. Descrizione del ponte

La struttura portante è costituita da un arco che regge un cassone posto al di sotto, il tutto è in

acciaio e forma una struttura portante ad arco a spinta eliminata, poiché il cassone inferiore

funziona come catena per l'arco; in questo modo le fondazioni e le spalle del ponte risultano

notevolmente più semplici ed economiche.

Il ponte misura 98 metri di lunghezza tra gli assi vincolo ed ha un'altezza in chiave di 21 metri.

L'arco è formato da tre tubi di diametro = 609.6 mm e spessi 40 mm, saldati a formare spezzoni

di 12 metri circa e successivamente calandrati. I tre tubi principali sono collegati tra loro da tubi

più piccoli ( = 139.7 mm, spessi 12.5 mm), il tutto per formare una struttura reticolare spaziale

molto snella.

Ogni 5 metri una fune spiroidale chiusa di 65 mm di diametro appende l'impalcato all'arco, per

mezzo di un capocorda fisso sull'arco ed uno regolabile all'interno del cassone.

L'impalcato è costituito da un cassone metallico, dotato ogni 5 metri di traversi reticolari interni

che portano l'apparecchio di aggancio dei cavi e di remi esterni che hanno la funzione di reggere

la soletta in cemento armato. Tali remi hanno il compito di riportare i carichi eccentrici al cassone

attraverso un comportamento schematizzabile in uno schema puntone-tirante; essi sono alleggeriti

con vari fori per aumentarne la leggerezza ed evidenziarne il funzionamento.

Il cassone metallico è l'elemento torsio-rigido della struttura; esso resiste alle sollecitazioni

derivanti dalle eccentricità di carico, mentre all'insieme arco-impalcato sono demandati i compiti

di sopportare carichi verticali.

Nonostante la sezione chiusa il fondo del cassone è forato ogni 5 metri, tra un traverso e l'altro,

tali aperture hanno diametro di 150 cm e servono per tener aerato l'interno del ponte ed impedire

fenomeni di condensa che potrebbero pregiudicarne la durabilità.

Il piano viabile è costituito da una soletta in cemento armato spessa 25 cm, ordita in direzione

dell'asse principale del ponte, cioè nella direzione degli sforzi di trazione derivanti dal

comportamento di catena; essa poggia ogni 5 metri sui traversi interni al cassone e sui remi

esterni.

La pendenza trasversale dell'impalcato è del 2% a partire dal centro verso l'esterno delle

carreggiate ed è stata realizzata con la soletta.

La pavimentazione è costituita da un pacchetto spesso 11 cm. cosi' costituito: 1 cm. di

impermeabilizzazione a contatto con la soletta, 7 cm. di binder, 3 cm. di manto di usura.

La larghezza totale dell'impalcato è di 15.4 metri, così utilizzati: due passaggi pedonali alle

estremità larghi 125 cm., due piste ciclabili più interne larghe 150 cm., due corsie larghe 350 cm.,

con due slarghi d'emergenza verso l'interno larghi 95 cm., inoltre tra le due carreggiate vi è una

zona di 1 metro posta a protezione dei cavi di sospensione (figura 4).

3. Analisi strutturale

Il ponte ha uno schema statico di arco a spinta eliminata, nel piano verticale, mentre i carichi

eccentrici sono riportati alla torsio-rigidità del cassone chiuso centrale.

La struttura resistente nel complesso è mista acciaio-calcestruzzo, poiché la soletta è resa

collaborante alla struttura metallica attraverso dei pioli Nelson opportunamente distribuiti.

L'analisi iniziale della struttura è cominciata con semplici schemi piani per predimensionare la

rigidezza dell'arco e dell'impalcato nel piano verticale.

Un'analisi torsionale ha poi permesso di predimensionare la forma del cassone con un semplice

schema di funzionamento alla Bredt, nonché lo spessore delle varie lamiere formanti lo stesso; il

tutto sia da un punto di vista resistenziale che deformativo.

In questa prima fase i remi esterni sono stati dimensionati con semplici schemi puntone-tirante.

Predimensionati gli elementi principali si è proceduto a costruire un modello tridimensionale agli

Elementi Finiti, affinandolo man mano che procedevano le analisi successive.

In figura 5 si può osservare il modello tridimensionale finale, costituito da 314 nodi e da 702

elementi finiti trave, per un totale di 1876 gradi di libertà.

Alla trave centrale sono state assegnate le caratteristiche inerziali del cassone metallico e della

soletta, dopo che è stata solidarizzata con l'impalcato; le travi esterne sono servite per inserire le

stese di carico e per tener conto dell'eccentricità dello stesso, ma non hanno caratteristiche

geometriche ed inerziali proprie.

I traversi ed i remi sono stati modellati come infinitamente rigidi e sono posizionati così come

nella realtà.

L'arco è stato modellato attraverso tutti i tubi che lo compongono, ognuno con le sue

caratteristiche geometriche.

figura 5 - modello agli Elementi Finiti

La prima analisi svolta è stata un'analisi dinamica, per determinare i modi principali di vibrazione

e la flessibilità della struttura nel suo insieme. Questa analisi è stata ripetuta varie volte in

concomitanza di normali analisi statiche, per ottimizzare resistenza e deformabilità del ponte,

soprattutto fuori dal piano verticale.

In figura 7 e tabella 1 sono osservabili i risultati finali dell'analisi dinamica, con i periodi

principali di vibrazione ed i corrispondenti modi: il modo fondamentale è quello del solo arco

fuori dal piano verticale, con un periodo di 1.147 sec (0.871 Hz).

L'analisi statica, come in tutte le strutture miste, è stata svolta per fasi:

Fase 1: solo la parte metallica resistente, col peso proprio dell'acciaio e della soletta agenti su di

essa;

Fase 2: la soletta, resa collaborante, partecipa con l'acciaio al funzionamento strutturale; sono

presi in conto i carichi permanenti, le azioni del ritiro e la viscosità;

Fase 3: calcestruzzo e acciaio collaborano nel resistere ai carichi accidentali, che sono istantanei,

quindi non affetti da fenomeni viscosi.

C'é da osservare che queste tre semplici fasi si sono, in realtà, notevolmente complicate. Infatti la

fase 1 durante il montaggio ha "memorizzato" stati tensionali di trave continua prima dell'inizio

del funzionamento ad arco del ponte; in più, dopo la solidarizzazione del calcestruzzo, è stato

operato un abbassamento dell'impalcato sulle pile provvisorie, in modo da precomprimere la

soletta e limitarne la fessurazione in esercizio, cioè durante il funzionamento a catena dell'intero

impalcato.

Per quanto riguarda la terza fase, quella dei carichi accidentali, sono state prese in considerazione

25 diverse stese di carico per massimizzare i momenti flettenti nei vari elementi costituenti la

struttura, 25 stese per massimizzare il taglio e 25 stese per massimizzare i momenti torcenti. In

figura 6 si possono osservare alcune di queste distribuzioni di carico. Si osserva che sono state

prese in considerazione due diverse colonne di mezzi formate da carichi Q1a e Q1b di normativa

(D.M. 4 maggio 1990 ), e che alla seconda colonna non sono state applicate riduzioni, poiché la

separazione esistente tra le due carreggiate e la loro dimensione, può rendere possibile la presenza

di illimitati automezzi nelle due direzioni.

Per quanto riguarda le azioni del vento è stata condotta una semplice analisi statica, poiché

l'eterogeneità delle strutture dell'arco non permette una regolarizzazione del distacco dei vortici e

la sua rigidezza non permette effetti aeroelastici dinamici. Per quanto riguarda la possibile

divergenza torsionale dell'impalcato essa non può aver luogo poiché la rigidezza torsionale dello

stesso è tale da impedirla. A queste conclusioni si è giunti applicando varie normative nazionali,

in particolare le istruzioni CNR-UNI 10012/85 ed europee.

Per quanto riguarda le analisi statiche delle azioni del vento, esse sono state svolte posizionando

le forze dovute alla pressione agente di normativa per i ponti (pressione molto elevata, 250 kg/mq,

ma non diminuita con analisi di ventosità dato che la struttura, già dimensionata con verifiche di

resistenza e deformabilità, era in grado di sopportarla).

Le varie forze nodali corrispondenti a detta pressione sono state posizionate nei rispettivi punti

d'azione; è stata condotta un'unica analisi per il vento agente a ponte scarico, mentre il vento

agente a ponte carico è stato combinato con il coefficiente = 0.6 a tutte le 75 condizioni di

carico dell'analisi per i carichi mobili.

Naturalmente sono state considerate anche le azioni del ritiro, quelle frenanti, viscose e dell'attrito

degli appoggi.

Tutte queste azioni sono state combinate come indicato dal D.M. 5 maggio 1990.

figura 6 - parziali stese di carico max flettenti e max taglianti

3.1 Analisi dinamica

L'analisi è stata svolta sul modello tridimensionale completo utilizzando un programma agli

elementi finiti in grado di calcolare gli autovalori e gli autovettori del sistema.

Il modello era completo delle masse strutturali e delle rigidezze distribuite come sulla struttura

reale.

Le masse sono state distribuite per unità di lunghezza sui vari elementi finiti trave.

Si sono così studiati i modi principali della struttura, le oscillazioni libere del sistema non

smorzato.

In figura 7 si possono vedere i primi 4 modi di vibrazione ed in tabella 1 i periodi con le relative

descrizioni.

figura 7 - primi 4 modi di vibrare

modo frequenza (Hz) periodo (sec)

1 0.871 1.147

2 0.997 1.003

3 1.648 0.607

4 1.856 0.539

5 1.999 0.500

6 2.006 0.498

tab.1 - caratteristiche dei modi di vibrazione principali

modo 1: 1° modo flessionale del solo arco fuori dal piano verticale

modo 2: 2° modo flessionale di tutto il ponte nel piano verticale

modo 3: modo torsionale del solo impalcato

modo 4: 3° modo flessionale di tutto il ponte nel piano verticale

modo 5: 1° modo flessionale fuori piano dell'impalcato, 2° modo flessionale fuori piano dell'arco

modo 6: 4° modo flessionale di tutto il ponte nel piano verticale

3.2 Analisi sismica

La zona ove sorge il ponte non è considerata zona sismica dalle attuali normative, ma è stata

comunque condotta un'analisi sismica considerando un sisma di II categoria (quello della zona di

Imperia, la più prossima).

Data la particolarità della struttura, la si è studiata in campo dinamico-lineare, mediante un'analisi

modale con la tecnica dello spettro di risposta; sono state prese in conto tutte le indicazioni delle

norme sismiche nazionali e dei suggerimenti del Gruppo Nazionale per la Difesa dai Terremoti

(istruzioni GNDT del C.N.R.), usando come spettro di progetto quello relativo ai sismi di II

categoria.

L'accelerazione spettrale considerata è a/g = C·R· · ·I con i parametri sismici associati alle

caratteristiche della costruzione:

coefficiente d'intensità sismica C = 0.07

coefficiente di risposta (funzione del periodo di vibrazione del modo di vibrare considerato)

per T > 0.8sec R = 0.862 / T2/3

per T 0.8sec R = 1

coefficiente di fondazione = 1

coefficiente di struttura = 1

coefficiente di protezione sismica I = 1.4

In accordo con le norme sismiche ed il D.M.4.5.1990 sui ponti, l'analisi sismica è stata svolta

considerando le sole masse corrispondenti ai pesi propri ed ai sovraccarichi permanenti; per le

verifiche non si sono considerate le azioni sismiche combinate con sollecitazioni dovute ai carichi

mobili o del vento.

L'analisi è stata limitata ai primi cinque modi di vibrare, i principali; le sollecitazioni risultanti

sono state combinate con la regola della radice quadra della somma dei quadrati (SRSS).

Dall'analisi dei risultati si può osservare che le sollecitazioni dovute ai carichi mobili, combinate

con gli effetti del vento, risultano più gravose, per le verifiche strutturali, delle azioni dinamiche

sismiche.

3.3 Analisi non lineare

Per controllare la sensibilità dei vari tubi dell'arco agli effetti dell'instabilità, si è condotta

un'analisi non lineare del modello tridimensionale globale, utilizzando un codice di calcolo agli

elementi finiti. E' stata considerata la sola non linearità geometrica, poiché risulta a tutt'oggi molto

complessa e dibattuta un'analisi tridimensionale che tenga conto anche della non linearità

meccanica (di materiale) per le strutture miste costruite per fasi.

L'analisi non lineare svolta ha evidenziato come la struttura sia ben dimensionata e non abbia

problemi di instabilità; il calcolo si fermava alle prime iterazioni, convergendo subito alla

soluzione finale, praticamente identica a quella elastico-lineare.

3.4 Analisi locale

Per quanto riguarda i remi esterni essi sono stati dimensionati inizialmente con un semplice

modello piano, tipo travatura reticolare, poi l'analisi è stata svolta con un modello agli elementi

finiti completo.

Sono stati utilizzati elementi guscio per rappresentare l'anima dei remi, i relativi fori e gli spazi

vuoti in essa presenti (figura 8); l'elemento guscio, a 6 gradi di libertà per nodo, si è reso

necessario per potervi accoppiare degli elementi trave, sempre a 6 gradi di libertà per nodo, che

simulassero gli irrigidimenti presenti nel remo e le piattabande superiore ed inferiore.

Questa analisi ha permesso di dimensionare con rigore gli irrigidimenti, i giunti flangiati di

collegamento al cassone, i coprigiunti e le bullonature relative.

Nella figura 8 si può vedere il modello caricato con i pesi propri, i carichi permanenti ed i carichi

accidentali massimi, con i risultati in termini di tensioni di Von Mises nell'anima del remo.

Per quanto riguarda gli elementi facenti parte del traverso, essi sono stati calcolati utilizzando uno

schema a travatura reticolare piana, posizionando i carichi derivanti dall'impalcato nelle

condizioni più sfavorevoli per le diverse sollecitazioni degli elementi.

La soletta è stata calcolata considerandola continua sugli appoggi costituiti dai traversi e dai remi,

tenendo conto dell'effetto d'urto dinamico nei primi campi dove si ha l'ingresso dei veicoli nel

ponte e del comportamento a piastra in corrispondenza di appoggi nelle due direzioni.

Nella verifica della soletta si sono tenute in conto le tensioni derivanti da:

- precompressione dovuta ai cedimenti imposti

- trazione longitudinale dovuta alla spinta dell'arco

- trazione locale trasversale dovuta al funzionamento puntone-tirante in corrispondenza dei remi

esterni.

La somma dei relativi stati tensionali è stata oggetto delle verifiche, insieme al controllo

d'apertura delle fessure.

figura 8 - distribuzione delle tensioni di Von Mises nell'anima del remo

3.5 Analisi dinamica nel dominio del tempo

L'analisi degli effetti dinamici causati dai veicoli viaggianti è importante per due motivi: primo

perché si ha un incremento di sollecitazioni rispetto a quelle calcolate considerando il carico come

puramente statico; secondo perché un eccesso di vibrazioni può essere fastidioso o anche

intollerabile per gli utenti della struttura.

Del primo effetto si tiene conto amplificando i carichi per mezzo del coefficiente dinamico,

coefficiente fornito dalle normative in funzione della luce del ponte.

Invece, per essere sicuri che una struttura non vibri con accelerazioni che disturbano gli utenti,

non esiste altra strada che eseguire un'analisi dinamica completa.

Data la particolarità del ponte in oggetto, si è ritenuto opportuno svolgere un'analisi dinamica nel

dominio del tempo.

L'analisi è stata svolta considerando un insieme di forze viaggianti con velocità costante, forze

che simulano il passaggio di un mezzo pesante sull'impalcato, nell'ipotesi di massa dei carichi

trascurabile.

Si può dimostrare che la soluzione modale è la stessa che si avrebbe se il sistema fosse soggetto

ad una forzante sinusoidale con pulsazione = n v/L (J.M.Biggs: "Introduction to Structural

Dinamics", McGraw Hill).

Per cui, con le osservazioni fatte e le ipotesi assunte, la forzante dinamica corrispondente

all'azione delle forze mobili, è esprimibile con:

f(t) = F sin (n v t/L)

dove: F: valore della forza viaggiante

v: velocità di percorrenza

L: luce del ponte

La struttura è stata quindi analizzata con due carichi viaggianti di 20 tonnellate ciascuno, che

percorrono il ponte ad una velocità costante di 55 Km/h, che corrisponde a V0 = 15.24m/s, valore

di velocità al quale si raggiungono dei massimi relativi di risposta (R.K.Gupta: "Dinamic Loading

of Highway Bridges", Journal of the Engineering Mechanics Division, april 1980).

L'analisi è stata svolta dal momento in cui il carico entra nel ponte (t0 = 0) per 20 secondi

successivi, considerando che l'azione della forzante termina al tempo t1 = 6.43 secondi, cioè

quando il carico esce dal ponte, quindi da questo momento in poi il ponte vibra libero smorzando

le proprie oscillazioni.

Lo smorzamento strutturale globale adottato è = 0.01, quello considerato più probabile, in

letteratura, per le strutture miste; è ottenuto dalla somma dello smorzamento dovuto al materiale

più quello dovuto alla struttura più quello dovuto ai supporti del ponte:

M = 0.003 materiale composto acciaio-calcestruzzo

S = 0.004 costruzione tralicciata senza elementi non strutturali

F = 0.0024 appoggi elastomerici

= M+ S+ F = 0.003+0.004+0.0024 0.01

L'intervallo d'integrazione adottato è stato t = 0.1sec., che è circa corrispondente al valore

ottimale di un decimo del periodo massimo di vibrazione (1.147 sec.).

I risultati di quest'analisi, in termini di freccia, velocità e accelerazione verticale al centro del

ponte ed all'esterno, sulla corsia pedonale, sono osservabili nelle figure 9, 10 e 11.

Figura 9 - Andamento della freccia in mezzeria esterna del ponte al passaggio di un mezzo pesante.

Figura 10 - Andamento della velocità verticale in mezzeria esterna del ponte al passaggio di un mezzo pesante.

Figura 11 - Andamento dell'accelerazione verticale in mezzeria esterna del ponte al passaggio di un mezzo pesante.

Si può notare che l'accelerazione minima è pari a -6.42 cm/s² e si verifica al tempo t = 6.6 secondi

dall'inizio della perturbazione, cioè quando il carico è appena uscito dal ponte, mentre

l'accelerazione massima è pari a 5.17 cm/s² e si verifica al tempo t = 0.4 secondi.

Lo spostamento massimo vale 1.18 cm e si verifica dopo 3.2 sec. (se il carico fosse applicato

staticamente si avrebbe un abbassamento di 1.33 cm).

La velocità massima vale -1.05 cm/s e si registra dopo 0.3 sec.

Indicazioni derivanti da vari codici sulla sensibilità umana alle accelerazioni verticali, nel campo

di frequenze compreso tra 1 e 10 Hz., portano alla seguente suddivisione:

accelerazioni appena percettibili: 3.4 cm/s²

accelerazioni chiaramente percettibili: 10 cm/s²

sensazione di disturbo: 55 cm/s²

accelerazioni intollerabili: >180 cm/s²

Se ne evince che le vibrazioni in esercizio causate da un mezzo pesante transitante sul ponte,

saranno percettibili ma distanti da valori tali da causare fastidio e sensazione di disturbo.

3.6 Verifiche strutturali

Le verifiche sono state effettuate utilizzando il metodo delle tensioni ammissibili.

Sono state condotte verifiche resistenziali e di stabilità su tutti gli elementi e per tutte le fasi del

montaggio e d'esercizio.

Nelle prime fasi del montaggio, quando non si aveva ancora la presenza della soletta, la sezione

resistente era quella del solo acciaio e sono state ricercate le tensioni massime nelle piattabande e

nell'anima, confrontandole con quelle ammissibili per l'acciaio Fe510 di cui è costruito l'intero

ponte. Per tutti i pannelli in cui è suddivisa l'anima del cassone, si sono svolte anche le verifiche

d'imbozzamento, il tutto secondo le normative C.N.R.10011/88.

Dal momento in cui è stata gettata la prima striscia di soletta, di essa si è tenuto conto per le

verifiche della sezione mista, effettuando la nota sovrapposizione degli effetti delle varie fasi; la

somma delle tensioni è stata, anche in questo caso, utilizzata per il confronto con le tensioni

ammissibili di normativa e per verificare la stabilità delle anime del cassone. In questa fase erano

presenti, oltre ai pesi propri, i carichi concentrati dovuti alle pile provvisorie per il montaggio

dell'arco ed il peso gravante su di esse.

Le verifiche finali prevedevano la sovrapposizione degli effetti dovuti alle seguenti tre fasi:

prima fase: schema statico di trave continua poggiante sulle pile provvisorie; solo acciaio

resistente e pesi propri di acciaio e calcestruzzo agenti.

seconda fase: schema statico di ponte ad arco con effetti sovrapposti dovuti ai cedimenti imposti

ed ai carichi permanenti. In questa fase si tiene conto anche del ritiro. La sezione resistente in

questa fase, è la sezione mista formata dall'acciaio con la soletta omogeneizzata con coefficiente

m = 18 per tener conto degli effetti a lungo termine, per quanto riguarda l'impalcato, mentre per

l'arco la sezione è rappresentata dal solo acciaio dei tubi.

terza fase: schema statico di ponte ad arco con i carichi viaggianti posizionati a formare 75

diverse condizioni di carico. La sezione resistente in questa fase, è la sezione mista ma il

coefficiente di omogeneizzazione utilizzato è m = 6, dato che i carichi agenti sono istantanei.

La sovrapposizione veniva automaticamente effettuata per mezzo di un apposito programma per

ogni elemento, verificando la sezione mista sommando le tensioni dovute alle analisi sezionali di

fase 1 più quelle di fase 2 più quelle di fase 3 relative alla sollecitazione che si voleva via via

massimizzare.

In questo modo sono state svolte analisi triple per ogni elemento, verificando lo stesso sotto il

massimo effetto flettente, sotto il massimo effetto tagliante e sotto quello massimo torcente,

questo sia per le verifiche di resistenza che per quelle di stabilità.

Lo stesso procedimento è stato utilizzato per verificare la struttura soggetta al vento agente a

ponte carico (effetto del vento sommato con un coefficiente di partecipazione = 0.6 a tutte le 75

condizioni di carico d'esercizio) e per la struttura sottoposta a sisma.

In questi due ultimi casi le tensioni ammissibili erano quelle di II ipotesi (1.125 amm.).

Un'ultima verifica in II ipotesi è stata effettuata ipotizzando la mancanza di un tirante del ponte,

mancanza dovuta a ipotetica rottura o sostituzione di uno dei cavi di sospensione. Si è verificato,

sia da un punto di vista resistenziale sia da quello della stabilità, che tutti gli elementi costituenti

la struttura avessero gli opportuni coefficienti di sicurezza.

4. Dettagli costruttivi

Il cassone è costituito da due travi inclinate, con piattabanda inferiore di dimensione 550x40 mm,

piattabanda superiore 600x30 mm ed anima spessa 16 mm., il tutto per un'altezza complessiva di

1400 mm. Sulla piattabanda superiore sono disposti 3 connettori Nelson 19x175 ogni 250 mm,

opportunamente infittiti in corrispondenza dell'attacco delle mensole esterne.

Il fondo del cassone è costituito da un carter spesso 16 mm, con fori 1500 mm ogni 5 metri,

irrigidito con costole interne per impedirne l'imbozzamento.

Il collegamento del fondello con le due travi laterali avviene attraverso bulloni M27 funzionanti

ad attrito, disposti ad interasse compreso tra gli 85 ed i 200 mm.; tali bulloni collegano le costole

fuoriuscenti dal carter e dalla piattabanda inferiore della trave e sono disposti all'interno del

cassone (vedi figura 13 ).

I conci costituenti il cassone sono 8, di lunghezza compresa tra i 6.5 ed i 15 metri (figura 12 ), ma

sono di sole 4 tipologie differenti.

I giunti che li collegano sono bullonati, dimensionati per funzionare ad attrito.

Il controvento superiore del cassone è costituito da angolari 90x9, collegati con 2 bulloni M20

funzionanti a taglio. Tale controvento è attivo ed utile solo in fase di montaggio: prima della

solidarizzazione della soletta fa si che il cassone sia una sezione chiusa.

Il concio di testa è formato da tre pezzi complessi preparati in officina e collegati in cantiere con

giunti flangiati lavoranti ad attrito.

La suddivisione in tre pezzi si è resa necessaria per far rientrare nella sagoma limite di trasporto

(2500x2500 mm) i pezzi d'officina e non essere costretti ad organizzare dei trasporti eccezionali.

Il concio di testa presenta varie complessità geometriche e di concetto (figura 14 ), derivanti dalle

sue funzioni:

-collegare all'impalcato i tubi costituenti l'arco

-trasferire al cassone gli sforzi di trazione derivanti dall'arco e trasferirli agli apparecchi

d'appoggio

-contenere gli ultimi due traversi, realizzati a parete piena ma con vari fori per i passi d'uomo

necessari per l'ispezione interna e l'aerazione del concio.

I diaframmi intermedi, interni al cassone, sono disposti ogni 5 metri, in corrispondenza delle funi

di ancoraggio e dei remi esterni; essi sono costituiti da angolari e travi e formano un traliccio

piano collegato con bulloni M27 a taglio.

Essi contengono, al centro, l'apparecchio di aggancio dei cavi di sospensione (figura 13 ).

I remi esterni sono collegati al cassone attraverso flange che trasferiscono le azioni direttamente

al traverso. Le flange sono collegate con bulloni M27 operanti a taglio. I remi sono forati ed

irrigiditi, la loro anima è spessa 20 mm., così come la piattabanda superiore e gli irrigidimenti. La

piattabanda inferiore è spessa 30 mm. ed ha larghezza variabile tra i 250 ed i 400 mm. (figura 13).

Sulla piattabanda superiore sono disposti 2 pioli Nelson 19x175 ogni 250 mm., che fanno

collaborare in senso trasversale la soletta superiore, che è opportunamente armata in tal senso.

L'arco (figure 12 e 15 ) è stato costruito con tubi 609.6x40 mm. In commercio sono stati reperiti

solo tubi di lunghezza compresa tra i 4.5 ed i 5.5 metri, per cui è stato necessario prima saldarne

tre tra loro con giunti a completa penetrazione, in modo da avere un tronco di tubo lungo circa 15

metri. Successivamente tali tubi sono stati calandrati a freddo, mediante colpi di pressa, secondo i

due raggi di curvatura di progetto (55207 mm. e 83699 mm., misurati sull'asse del tubo), tagliati e

predisposti per l'assemblaggio. Le bielle trasversali sono collegate ai tubi principali con cordoni

d'angolo 10x10, così come i tubi costituenti le diagonali, tranne le prime 4, all'inizio ed alla fine

dell'arco, che sono state collegate con saldature a piena penetrazione.

Le croci di S.Andrea superiori, realizzate con tubi 73x6.3 mm., sono collegate con saldature

d'angolo 6x6.

I tiranti sono realizzati con funi spiroidali chiuse di 65 mm. di diametro, rivestite di polietilene.

Le funi sono costituite da 111 fili di diametro compreso tra i 3.58 ed i 6 mm. e tensione di rottura

minima di 1570 MPa.

Le funi sono state prestirate con un carico corrispondente al 50% del loro carico di rottura, in

questo modo sono in grado di fornire un modulo elastico equivalente E = 159800 MPa.

All'estremità superiore ogni strallo è dotato di un capocorda fisso, completo di perno e piastrina

con viti di fissaggio dello stesso. Il capocorda è costituito da un pezzo realizzato per fusione in

acciaio FeG70, UNI 4010/75, e dal perno 124.6 mm. in acciaio 39NiCrMo3, UNI 7845. Il

capocorda regolabile inferiore è costituito da un elemento cilindrico filettato, sul quale è avvitata

una ghiera, il tutto in acciaio 39NiCrMo3. La fune è bloccata all'interno dei capicorda mediante

getti di teste in resina eseguiti in stabilimento.

Ogni strallo è dotato di smorzatori in neoprene all'estremità inferiore, inseriti nei tubi di

ancoraggio; il tutto è protetto da cappucci conici in neoprene.

Il capocorda fisso superiore è collegato, tramite il perno, ad una lamiera a cuneo spessa 40 mm.

che attraversa tutto il tubo inferiore dell'arco. La forza normale trasmessa dallo strallo è riportata a

tutto l'arco attraverso le bielle di collegamento ed i loro fazzoletti d'irrigidimento.

Il capocorda inferiore passa nell'apparecchio di aggancio realizzato nei traversi del cassone ed è

regolabile attraverso un dado che contrasta sulla piastra inferiore: tale piastra è dotata di due

ulteriori fori per il passaggio di due lunghe viti facenti parte del congegno che permetteva la

messa in carico degli stralli utilizzando due martinetti idraulici.

5. Realizzazione

Data l'impellente necessità di realizzare l'opera in tempi brevi, si è cercato di ottimizzarne

concezione e montaggio agendo su due fronti: officina e cantiere.

5.1 Fabbricazione in officina

Il cassone è costituito da 8 conci, di cui solo 4 diversi tra loro. Ogni concio è costituito da due

travi inclinate e da un fondello, collegati insieme attraverso bulloni M27. Completano l'ossatura

metallica i 17 traversi reticolari contenenti gli apparecchi d'aggancio degli stralli ed i 42 remi

esterni.

Un intero concio è stato premontato in officina per ottimizzare le tolleranze di produzione.

La ripetitività degli elementi e la loro semplice concezione di assemblaggio, interamente

bullonata, hanno permesso una rapida produzione ed un veloce montaggio in cantiere.

Per quanto riguarda l'arco, esso è stato interamente tracciato in officina, imbastito a terra e saldato

a formare 9 conci.

I 9 conci sono stati dotati di innesti tali da "richiamare" in cantiere la posizione di premontaggio

in officina, posizione corrispondente alla configurazione teorica.

Le funi sono state interamente realizzate e testate in officina e sono giunte in cantiere avvolte in

grosse spirali di circa due metri di diametro.

Tutti i pezzi composti in officina venivano sabbiati ed inviati al ciclo di protezione/verniciatura

così suddiviso:

parti interne cassone: sabbiatura grado SA2½, zincante epossidico bicomponente spessore 60

m, intermedio epossidico spesso 120 m, finitura poliuretanica spessore 120 m

parti esterne cassone: sabbiatura grado SA2½, zincante epossidico bicomponente spessore 60

m, intermedio epossivinilico (RAL 3009 rosso) spesso 100 m, finitura in smalto

poliuretanico (RAL 3020 rosso) spessore 50 m. I lembi da saldare e quelli da bullonare con

giunti ad attrito, sono stati protetti con inibitore antiruggine e anticorrosione; in cantiere, ad

assemblaggio concluso, si è proceduto a dare i successivi strati protettivi.

arco: sabbiatura grado SA2½, zincante epossidico bicomponente spessore 60 m, intermedio

epossivinilico (RAL 3009 rosso) spesso 150 m, finitura in smalto poliuretanico (RAL 3020

rosso) spessore 60 m.

stralli: realizzati con fili in acciaio zincato con avvolgimento chiuso imbevuto di resina e

rivestimento in polietilene

capicorda: sabbiatura grado SA3, metallizzazione (metal spraying) spessore 80 m, primer

sigillante epossi poliammidico (tie coat) spesso 30 m, intermedio epossi-poliammidico

(under coat) spesso 125 m, finitura poliuretanica (top coat) spesso 75 m; per le parti filettate

ci si è limitati al primer sigillante.

L'intero ciclo protettivo è stato effettuato in officina per ridurre i tempi di realizzazione dell'opera;

in cantiere sono stati effettuati solo i ritocchi resisi necessari in seguito al montaggio.

5.2 Montaggio

Il montaggio del ponte è stato realizzato dalla ditta MO.SPE.CA. di Pordenone con 4 montatori,

sempre presenti sul cantiere e 4 saldatori, presenti a partire dalle fasi di montaggio dell'arco.

Il progetto del montaggio si è evoluto con continuità per ottimizzare i tempi di realizzazione e

cercare di sfruttare le risorse umane e le macchine che erano via via disponibili; esso è avvenuto

nelle seguenti fasi (figura 16 ):

montaggio a terra dei conci costituenti il cassone, completi di traversi e remi esterni

sollevamento in quota dei conci assemblati, poggiandoli sulle nuove spalle e sulle pile del

vecchio ponte, usate come appoggi provvisori. Tutti i cinque sollevamenti, tiri, sono stati

eseguiti con autogru da 250 ton

posizionamento delle "dalle" in cemento armato e disposizione dell'armatura

getto dei 7 metri centrali di soletta, lasciando giunti di 3 metri sopra gli appoggi provvisori.

Questa parte di soletta servirà di servizio per percorrere il ponte con mezzi di sollevamento

meccanici. I giunti lasciati sugli appoggi servono, invece, per impedire il formarsi di eccessive

tensioni di ritiro e per evitare trazioni locali nella soletta dovute ai momenti negativi del

funzionamento a trave continua dell'impalcato nella fase corrente

montaggio di due pile provvisorie metalliche sulla soletta, pile che dovranno successivamente

reggere i tre tronconi costituenti l'arco

assemblaggio a terra dei 9 conci formanti l'arco e saldatura degli stessi in tre tronconi

principali

sollevamento dei 3 tronconi di arco nella loro posizione finale, eseguito con due autogru da

250 ton, poggiandoli sui conci di testa e sui tralicci provvisori. Il posizionamento in quota e'

stato regolato con un attento controllo strumentale con tacheometro e controllando il tutto col

modello geometrico al computer. Saldatura in quota dei tre tubi di ogni giunto

abbassamento dell'impalcato tramite sollevamento con martinetti sulle pile del vecchio ponte e

sfilamento degli spessori necessari a raggiungere il profilo teorico locale di fase 1 (ridotto a

quello corrispondente ai pesi propri presenti in quella fase)

montaggio degli stralli e loro messa in carico col tiro teorico corrispondente alla

configurazione equilibrata coi pesi propri presenti. La messa in carico è proceduta prima con

le funi in mezzeria alle campate formate dall'impalcato poggiante sulle pile del vecchio ponte,

stando comunque attenti a mettere in carico l'arco con omogeneità.

sollevamento dell'impalcato sulle pile provvisorie e sfilamento dei tacchi di montaggio

completamento del getto della soletta e sigillatura dei giunti

ritaratura delle funi al loro carico di esercizio e controllo geometrico della configurazione del

ponte. I cavi venivano regolati in due passate: la prima col 60% del tiro teorico della

configurazione equilibrata, la seconda col 100%. In questo modo si è riusciti ad ottenere una

struttura equilibrata con la fase 1 teorica;

finiture varie

collaudo statico e dinamico.

5.3 Tempistica

L'appalto dei lavori è stato aggiudicato nel febbraio del 1995.

La demolizione del vecchio ponte è cominciata a maggio, mentre in giugno sono stati realizzati i

primi pali di fondazione e, a seguire, le spalle del nuovo ponte.

Nel frattempo si stavano realizzando i conci metallici in officina.

I primi conci metallici costituenti il cassone sono giunti in cantiere a fine settembre, sempre del

1995 ed è subito iniziato il montaggio degli stessi.

La struttura, comprendente l'arco e la soletta in cemento armato, è stata completata a metà

dicembre, mentre le finiture (impermeabilizzazione, pavimentazione, illuminazione, guard-rail,

ringhiera) hanno richiesto altre due settimane.

Il collaudo è stato effettuato il 21 dicembre e, dato il responso positivo, il 24 dicembre 1995 il

ponte è stato inaugurato e subito aperto al traffico.

Il tutto si è realizzato 10 mesi dopo l'aggiudicazione dell'appalto.

6. Controlli sulle strutture

E' stata predisposta una campagna di controlli in varie fasi della costruzione.

Tali controlli appartengono a due diverse tipologie fondamentali:

1. controlli dimensionali, effettuati durante tutte le fasi costruttive, sia sugli spessori di lamiera,

sia sulle dimensioni geometriche degli elementi assemblati in officina, sia su quelli assemblati

in cantiere, oltre alle verifiche delle quote e della geometria del ponte durante il montaggio in

opera, il tutto nelle diverse situazioni di carico e di vincolo; tali misure sono state sempre

confrontate con le dimensioni richieste a progetto e con i modelli al computer dell'intera

struttura.

2. controlli sui materiali, sulle bullonature e sulle saldature: l'Istituto Italiano della Saldatura

aveva il compito di controllare tutte le partite di materiale direttamente e/o attraverso i

certificati di provenienza, di controllare la geometria e l'assenza di difetti delle saldature

effettuate sia in officina che in cantiere. La coppia di serraggio delle bullonature è stata

controllata direttamente dal progettista e dalla direzione lavori, usando una chiave

dinamometrica tarata dal laboratorio del Politecnico di Milano.

Gli interventi di controllo sono stati affidati all'Istituto Italiano della Saldatura, che li ha così

svolti:

esamina disegni esecutivi e definizione preparazione dei lembi dei giunti da realizzare sia in

officina che in cantiere, in modo da garantire le prescrizioni del progettista.

Interventi in officina per programmare e controllare la costruzione del cassone e dei remi: per

l'esecuzione delle saldature testa a testa a piena penetrazione è stato usato il procedimento

automatico ad arco sommerso; per gli altri giunti è stato impiegato anche il procedimento

semiautomatico a filo continuo con protezione di gas.

Interventi in officina per impostare e controllare la costruzione dell'arco. I giunti testa a testa

dei tubi 609.6 mm e spessore 40 mm sono stati saldati a rotolamento con procedimento

misto TIG, per la prima passata, manuale con elettrodi a rivestimento basico e arco sommerso

per il riempimento. Le saldature a piena penetrazione dei tubi di collegamento tra i tubi

principali sono state realizzate con procedimento manuale con elettrodi a rivestimento basico;

tutti gli altri giunti sono stati saldati con procedimento semiautomatico a filo continuo.

Particolare attenzione è stata posta nel verificare l'allineamento dei lembi nell'accoppiamento

dei tubi 609.6 mm. A causa delle tolleranze sul diametro e sullo spessore che avevano i tubi

commerciali trovati sul mercato, sono stati rilevati degli slivellamenti al vertice che hanno

richiesto un intervento di molatura di raccordo per garantire una corretta fusione dei lembi (i

tubi non saldati a norma DIN ammettono tolleranze notevoli sia sul diametro che sullo

spessore). Tale verifica è stata anche effettuata sui lembi delle estremità dei tronchi di tubi da

saldare in cantiere, in occasione delle operazioni di premontaggio effettuate in stabilimento.

Interventi in cantiere per seguire le operazioni principali di montaggio e di saldatura. I giunti

sono stati realizzati con procedimento manuale con elettrodi a rivestimento basico di diametro

3.25 e 4 mm. E' stata prima verificata l'abilità dei saldatori impiegati per l'esecuzione della

prima passata sui giunti testa a testa dei tubi. E' stata posta una cura particolare nella

definizione delle modalità di saldatura: il cianfrino preparatorio privo di spalla, la distanza

costante di 4 mm. tra i lembi ed il contemporaneo impiego di due saldatori in posizioni

opposte, sono stati attentamente studiati e seguiti per ottenere un assemblaggio corretto e non

indurre stati tensionali sfavorevoli.

I controlli sulle saldature sono stati effettuati secondo le specifiche e le percentuali

indicate dal progettista nella tabella controlli sotto riportata.

TABELLA CONTROLLI SULLE SALDATURE

Per tutte le saldature facenti parte dell'arco e dell'impalcato si è raccomandato un controllo visivo e

dimensionale.

Nel seguito si specifica il tipo di controllo da effettuare per ogni parte strutturale e la percentuale di

controlli da effettuare sulle stesse.

Per tutte le saldature indicate a "piena penetrazione" sono stati eseguiti controlli ultrasonori sul 100% di

esse.

CASSONE:

composizione travi: controlli magnetici sul 15% delle saldature

attacco superiore ed inferiore dei remi correnti: magnetici sul 100% delle saldature degli attacchi e

dei corrispondenti irrigidimenti interni al cassone

cassone di testa:

-lamiere di innesto con i tubi: controlli magnetici sul 100% delle saldature

-penultimo ed ultimo traverso: magnetici sul 100% delle saldature

-rimanenti saldature del concio di testa: magnetici sul 30%

pioli di connessione con la soletta: secondo CNR UNI 10016/85 appendice B

ARCO:

tubi principali: controlli con ultrasuoni sul 100% delle saldature di tutti i giunti

tubo principale inferiore: ultrasuoni sulla lamiera del tubo nel punto di attacco delle bielle, per

controllare che non presenti sfogliature

attacco tirante: controlli magnetici sul 100% delle saldature degli attacchi, sia superiori che inferiori

saldature tubo inferiore-bielle di collegamento: magnetici sul 100%

saldature tubo superiore-bielle di collegamento: magnetici sul 30%

primi due ordini di diagonali tra tubo superiore ed inferiore: ultrasuoni 100%

controventi a croce di S.Andrea tra i tubi superiori dell'arco: magnetici sul 15%

STRALLI

sui capicorda sono stati effettuati controlli radiografici e magnetici da parte del controllo qualità

della ditta Tensoteci, produttrice degli stessi. L'Istituto Italiano della Saldatura ha provveduto ad

effettuare controlli ultrasonori, magnetici e di durezza sui capicorda fissi, mentre sui capicorda

filettati il controllo è stato effettuato con liquidi penetranti.

7. Collaudo statico e dinamico

Il 21 dicembre 1995 si è proceduto al collaudo del ponte.

Per il collaudo statico sono stati posizionati 10 camion del peso di circa 40 ton l'uno, in tre diverse

posizioni, in modo da massimizzare le sollecitazioni di massimo carico uniformemente distribuito

per l'intera struttura, massimo carico emisimmetrico per l'arco, e massimo carico torcente per il

cassone:

1. 4+4 automezzi solo su metà ponte (= 85% del max carico emisimmetrico teorico)

2. 5+5 automezzi al centro del ponte (= 81% del max carico flettente teorico)

3. 10 automezzi sulla sola corsia esterna del ponte (= 87% del max carico torcente teorico)

Per il confronto teorico-sperimentale si concordò con il collaudatore di misurare la freccia

dell'impalcato in mezzeria ed ai quarti, la freccia dell'arco in mezzeria ed ai quarti, l'allungamento

dell'impalcato in prossimità degli appoggi sulla spalla mobile, la deformata trasversale al centro

del ponte, le tensioni nell'acciaio sulla piattabanda inferiore del cassone e sul tubo inferiore

dell'arco al quarto della luce ed all'incastro.

In tabella 2 e 3 sono confrontabili i principali risultati sperimentalmente misurati, con le

previsioni teoriche fatte; si possono fare le seguenti considerazioni:

1. Le deformazioni sperimentali sono confrontabili con i corrispondenti livelli teorici

2. Le deformazioni residue sono risultate contenute entro livelli modestissimi, confermando un

adeguato comportamento elastico della struttura

3. Le condizioni di carico emisimmetriche, le più delicate per l'arco, hanno dato deformate ai

quarti della struttura tutte entro i limiti teorici

4. Le condizioni di carico di massima torsione hanno evidenziato una rigidezza torsionale del

ponte sensibilmente maggiore del teorico, a conferma che oltre alla rigidezza alla Bredt della

sezione chiusa collabora la presenza della soletta e dei suoi vincoli.

5. Per quanto riguarda le sollecitazioni nelle funi, esse hanno confermato i valori teorici in lieve

difetto.

6. I livelli tensionali misurati nella piattabanda inferiore del cassone sono inferiori a quelle

teorici: il collegamento continuo col carter centrale di fondo, ha certamente creato una

collaborazione di quest'ultimo con la sezione teorica resistente.

7. I rilievi tensionali nell'arco hanno portato a risultati sensibilmente inferiori a quelli teorici. I

motivi vanno ricercati nella eccessiva vicinanza dei misuratori a punti di connessione tra

elementi, punti singolari, dove i flussi locali di tensione possono alterare il valore teorico

valutato come effetto globale nel singolo elemento.

punto di misura carico emisimmetrico

(abbassamento mm)

max. flessionale

(abbassamento mm)

max torsionale

(abbassamento mm)

teorico reale teorico reale teorico reale

¼ impalcato -76.4 -61.0 -4.8 -19.1 -17.1 -11.1

½ impalcato -12.0 -36.0 -45.1 -38.7 -19.4 -15.9

¾ impalcato +52.1 +31.3 -14.5 -29.6 -8.4 -10.2

¼ arco -67.5 -63.0

½ arco -3.7 -14.0 -26.8 -28.0 -8.0 -13.0

¾ arco +56.0 +51.0

centro ponte

esterno remo

-12.0 -8.0 -49.2 -48.6 -61.0 -31.1

tabella 2 - confronto deformate teoriche-sperimentali

punto di misura carico emisimmetrico

(tensioni MPa)

max. flessionale

(tensioni MPa)

max torsionale

(tensioni MPa)

teorico reale teorico reale teorico reale

piattabanda

inferiore

cassone a centro

ponte

ca. 0 7.6 50 30.6

incastro tubo

inferiore, parte

superiore

-47 -9.6 -51 -30.6 -32 -11.5

incastro tubo

superiore, parte

superiore

-23 -13.4 -41 -34.4 -34 -5.7

trazione fune

centrale (KN)

1107 1083 1333 1218 1195 1119

tabella 3 - confronto tensioni teoriche-sperimentali dovute ai soli sovraccarichi di collaudo

("-" = compressioni)

Per il collaudo dinamico si è utilizzato dapprima un singolo camion pesante 40 ton transitante sul

ponte e sopra ad una traversina, 'bump', di sezione 12x12 cm.

Successivamente il camion è stato fatto frenare al centro dell'impalcato sia in direzione

longitudinale che leggermente trasversale.

Per ultimo si è eccitato l'arco ortogonalmente alla sua direzione principale, per mezzo di un cavo

d'acciaio collegato in chiave e tirato da una ruspa agente nel greto del fiume: il cavo era dotato di

un provino con sezione di rottura tarata a 4 tonnellate che, rompendosi improvvisamente metteva

in vibrazione l'arco.

Sotto tutte queste eccitazioni dinamiche sono state registrate le oscillazioni strutturali attraverso

accelerometri posizionati sia sull'impalcato che sull'arco.

Dai segnali ottenuti sono state calcolate le trasformate di Fourier e, quindi, gli spettri di

accelerazione per individuare i picchi di frequenza ed i modi principali di vibrare ad essi collegati.

Nelle figure 17 e 18 sono riportati i risultati sperimentali per l'arco in termini di spettri

d'accelerazione.

Da queste prove si sono avuti confortanti riscontri sul modello oggetto delle analisi: i modi di

vibrare individuati ed i relativi periodi erano discretamente vicini a quelli numericamente

determinati (vedi tabelle 4 e 5).

L'accelerazione verticale massima registrata a centro ponte, all'estremo, è stata di 16 cm/sec2 ,nel

caso di camion carico transitante su ostacolo solo sulle ruote esterne, accelerazione rientrante nel

campo di quelle chiaramente percettibili ma non fastidiose; è stata invece registrata

un'accelerazione verticale di 80 cm/sec2 quando il camion transitava sull'ostacolo con tutte le

ruote, questo valore rientrerebbe nel campo di quelli considerati fastidiosi.

Chiaramente i valori di accelerazione derivanti da un transito senza ostacoli, sono decisamente

inferiori e si avvicinano a quelli massimi teorici calcolati (6.42 cm/sec2), rientranti nel campo

delle accelerazioni percettibili ma non fastidiose.

ARCO teorico sperimentale

1° flessionale arco fuori dal

piano verticale

0.871 Hz 0.8 Hz

2° flessionale arco nel piano

verticale

0.997 Hz 0.8 Hz

3° flessionale arco nel piano

verticale

1.856 Hz 1.9 Hz

2°flessionale arco fuori dal

piano verticale

1.999 Hz 2.1 Hz

tabella 4 - confronto teorico-sperimentale dei modi principali di vibrazione dell'arco

IMPALCATO teorico sperimentale

2° flessionale intero ponte nel

piano verticale

0.997 Hz 1.1 Hz

modo torsionale dell'impalcato 1.648 Hz 1.6 Hz

3° flessionale intero ponte nel

piano verticale

1.856 Hz 1.9 Hz

1° flessionale impalcato nel

piano orizzontale

1.999 Hz 1.8 Hz

tabella 5 - confronto teorico-sperimentale dei modi principali di vibrazione dell'impalcato

Con i controlli sopra descritti sui materiali e sulle tecniche produttive, e coi risultati delle prove di

carico, il collaudatore è stato in grado di poter definire sicura la struttura e di poterla aprire al

traffico.

Infine il collaudatore, in concerto col progettista, ha imposto nel certificato di collaudo un

monitoraggio programmato della struttura nel corso della vita dell'opera.

L'importanza e la delicatezza della struttura richiedono, in particolare, un controllo periodico

degli stralli e della loro tensione, dei giunti ad attrito e degli strati di rivestimento protettivi delle

parti metalliche.

8. Materiali

I materiali richiesti a progetto erano i seguenti:

Strutture principali: Acciaio da carpenteria Fe510 C UNI 7070 per spessori 20 mm.

Acciaio da carpenteria Fe510 D UNI 7070 per spessori > 20 mm.

Angolari e piastre: Acciaio da carpenteria Fe510 B UNI 7070

Pioli di ancoraggio: tipo Nelson acciaio St37 3k DIN 17100, fyk = 355 N/mm²

Bulloni: viti secondo UNI 5712, classe 10.9 UNI 3740, dadi classe 8.G

travi principali ad attrito con = 0.3

diaframmi e controventi a taglio

coppie di serraggio bulloni M27: 1388 Nm

Saldature: secondo CNR-UNI 10011/88 e specifiche I.I.S.

Funi: funi spiroidali chiuse zincate 65 mm.

Capicorda: acciaio per getti FeG70 UNI 4010/75

Conglomerato cementizio: per pali: Rck = 25 MPa

per fondazioni: Rck = 30 MPa

per spalle: Rck = 40 MPa

per soletta: Rck = 40 MPa

Acciaio in barre per conglomerato cementizio: FeB 44k controllato in stabilimento

Per problemi di approvvigionamento dei tubi formanti l'arco, causa l'impossibilità di trovare sul

mercato acciaio certificato secondo il vigente Decreto Ministeriale, d'accordo progettista,

direzione lavori e collaudatore, si è proceduto alla riqualifica del materiale secondo le modalità

previste dall'allegato 8 del D.M. 27.7.85, chiedendo, inoltre, un'analisi chimica completa su tutti i

lotti, per escludere la presenza di acciai basso legati o legati che richiedono precauzioni particolari

rispetto a quelle adottate per la saldatura dei normali acciai al C, Mn.

L'acciaio usato per l'arco era del tipo St.52.0 a norma DIN 2448-1629.

8.1 Incidenze materiali

Lunghezza ponte da vincolo a vincolo: 98 metri

Larghezza totale ponte: 15.4 metri

Acciaio totale per l'impalcato: 350 ton

Acciaio totale per l'arco: 248 ton

Incidenza totale acciaio: 390 Kg/mq

Soletta in C.A. spessa 25 cm.: 3.85 mc/m per un totale di ca. 380 mc

Carichi permanenti: ca. 200 Kg/mq cioè ca. 3 ton/m

Peso totale ponte: 18.6 ton/m

Massa impalcato: 1.65·10-2 (ton·s²/cm)/m

Massa arco: 2.55·10-3 (ton·s²/cm)/m

9. Progetto ed esecuzione

Committente: Comune di Albenga (SV)

Progetto architettonico e strutturale: ing. Luca Romano, libero professionista, Albenga(SV)

Progetto del montaggio e direzione

lavori dello stesso: ing. Luca Romano, libero professionista, Albenga(SV)

Direzione lavori: SPEA, società d'ingegneria europea, Milano

Collaudo: ing. P. Pistoletti, libero professionista, Genova

Misure sperimentali: ing. Alberto Albert, 4EMME SERVICE, Genova

Controlli sui materiali e saldature Istituto Italiano della Saldatura Genova

Realizzazione: Associazione Temporanea di Imprese costituita da:

Damonte costruzioni S.p.A., Valneva Cisano (SV): capogruppo, si è occupata di fondazioni,

spalle, opere in cemento armato e civili

C.F.M., Cooperativa Fabbri Meccanici ed affini S.r.l., Modena: ha curato la carpenteria

metallica

Montaggio carpenteria metallica: MO.SPE.CA., Pordenone, guidati dal Sig. Ezio Manias

Fig. 1 - View of the new bridge, in the back-ground the ancient town

Fig. 2 - Lateral view

4 – Transversal section of the bridge.

Fig. 6 - Erection: stage 8