PROGETTO PER LA COSTRUZIONE DI UN EDIFICIO...

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COMUNE DI CANICATTINI BAGNI (Provincia di Siracusa)

PROGETTO PER LA COSTRUZIONE DI UN EDIFICIO

COMMERCIALE E LAVORAZIONE AGRO-ALIMENTARE IN

VIA MENTANA ANGOLO VIA SAN NICOLA

RELAZIONE TECNICA

RELAZIONE SULLE FONDAZIONI

Committente :

Miceli Salvatore

__________________________

Progettista Calcolista e Direttore dei Lavori :

Lombardo arch. Emanuele

__________________________

Canicattini Bagni lì 18/10/2016

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PROGETTO PER LA COSTRUZIONE DI UN EDIFICIO COMMERCIALE E

LAVORAZIONE AGRO-ALIMENTARE IN VIA MENTANA ANGOLO VIA SAN

NICOLA

RELAZIONE TECNICA

INDICE

RELAZIONE TECNICA DESCRITTIVA................................................................................................................................3

Generalità

Descrizione della struttura

RELAZIONE SUI MATERIALI...............................................................................................................................................4

Materiali utilizzati

ANALISI DEI CARICHI...........................................................................................................................................................5

Peso dei materiali

Carichi

METODO DI CALCOLO UTILIZZATO E DESCRIZIONE DEL TIPO DI ANALISI ESEGUITA.................................7

Regolarità in pianta

Regolarità in elevazione

RELAZIONE GEOTECNICA SULLE FONDAZIONI............................................................................................................8

Studio geologico

Relazione sulle fondazioni

VERIFICA DI STABILITA’ DEL FRONTE DI SCAVO

DIMENSIONAMENTO E VERIFICA MURI DI SOSTEGNO

VERIFICA DEI COLLEGAMENTI BULLONATI

VERIFICA DELLE SALDATURE

ACCETTABILITÀ DEI RISULTATI DI CALCOLO E CONFRONTO CON I CALCOLI DI LARGA MASSIMA.

VALIDAZIONE DEL CODICE DI CALCOLO...................................................................................................................10

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RELAZIONE TECNICA DESCRITTIVA.

Generalità.

Il progetto riguarda la costruzione di un fabbricato ubicato in Canicattini Bagni tra la Via Mentana e la Via San Nicola su

terreno identificato in catasto F.10 part.lla 911 di proprietà Micieli Salvatore

Il sito in coordinate geografiche (European Datum 1950) è individuata con i valori Latitudine (deg) 37,0375°;

Longitudine (deg) 15,05853° ovvero (N 37° 2' 19"; E 15° 3' 34").

Località Siracusa, Canicattini Bagni .

Il terreno di fondazione è di natura rocciosa di tipo calcarenitico e calciruditico ed appartiene alla formazione dei Monti

Climiti.

Descrizione della struttura.

La struttura dell’immobile sarà realizzata con intelaiatura di travi e pilastri di calcestruzzo armato e copertura con travi

reticolari e profili in acciaio. E’ costituita da due piani.

La fondazione è realizzata con un graticcio di travi rovesce. Pilastri e travi aeree sono in cemento armato.

Pilastri e travi in cemento armato formano dei telai disposti su due direzioni ortogonali che oltre a sostenere i carichi

verticali sono idonei a resistere ad azioni orizzontali provocate da probabili eventi sismici.

I solai del primo livello sono del tipo in latero-cemento.

La copertura è pseudo piana con travi reticolari in acciaio, travi del tipo HE in acciaio, traverse in acciaio a sezione

scatolare e manto in lamierino in doppio strato coibentato.

Le tamponature al piano terra e del seminterrato sono costituite dai muri in blocchi di laterizio tipo Poroton.

La destinazione d’uso è locale commerciale. Non è previsto l’impianto di macchine, apparecchiature o suppellettili che

richiedano valutazioni dei carichi diverso da quello previsto dalle norme vigenti.

Gli ambienti al fine della valutazione dei carichi di esercizio appartengono alla categoria D2.

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RELAZIONE SUI MATERIALI.

Materiali da utilizzare.

Travi e pilastri saranno realizzati in calcestruzzo armato di classe C 25/30 (Rck 30MPa) ed acciaio B450C.

Calcestruzzo Rck 30MPa

Classe di resistenza C25/30

Classe d’esposizione XC1

Classe di consistenza S4

Diametro massimo dell’aggregato 2,50 cm

Valore caratteristico della resistenza caratteristica cubica a compressione del cls a 28 giorni Rck = 300 daN/cm2

Valore caratteristico della resistenza caratteristica cilindrica a compressione del cls a 28 giorni fck = 250 daN/cm2

Valore del modulo di elasticità longitudinale E = 314471 daN/cm2

Valore del modulo di elasticità tangenziale G = 142941 daN/cm2

Acciaio per cemento armato B450C

Valore nominale della tensione caratteristica di snervamento fyk nom = 4500 daN/cm2

Valore nominale della tensione caratteristica di rottura ftk nom = 5400 daN/cm2

Modulo di elasticità longitudinale E = 2060000 daN/cm2


Acciaio per carpenteria metallica S275





Acciaio per carpenteria metallica S355





Bulloni ad alta resistenza classe 8.8



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ANALISI DEI CARICHI.

Pesi dei materiali.

calcestruzzo armato 25 kN/m3

blocco di laterizio Poroton P 600 (l=240 h=240 s=300 mm) 7 kN/ m3

intonaco esterno spessore cm.5 (termointonaco) 0.7 kN/m2

intonaco interno 0.4 kN/m2

pignatte per solaio H=20+5 (33x35x20) 0,09 kN/cad

Carichi.

SOLAIO (PRIMO ORDINE) (carico per 1 m2)

Peso strutturale

Soletta in cls armato 0,05·*·25 1,25 kN/m2

Travetti in cls armato 3*·0,20·*0,08·*25 1,20 kN/m2

Pignatte 8,57*·0,09 0,77 kN/m2

Totale 3,22 kN/m2

Carico permanente per primo solaio

Massetto 0,04*20 0,80 kN/m2

Intonaco intradosso 0,020*20 0,40 kN/m2

Pavimentazione 0,02*40 0,80 kN/m2

Totale 2,00 kN/m2

Carico variabile(D2) 5,00 kN/m2

COPERTURA A TETTO (carico per 1 m2)

Peso strutturale

Pannello in doppio foglio di lamiera 6/10 e polieuretano sp. cm.6 0,2 kN/m2

Carico variabile da neve

come da normativa si ha

qs = i* qsk* i* Ct* CE

qsk = 0,51 * [1 + (as / 481)2] con as = 350,00 m (altezza del sito s.l.m.)

qsk = 0,854 kN/m2

i = 1 Ct = 1 CE = 1 qs = 0,85 kN/m2

Carico variabile da vento

p= 0,84 kN/m2

Il calcolo è riportato nelle pagine che seguono

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Zona vb,0 [m/s] a0 [m] ka [1/s]

4 28 500 0,02

350

50

28,000

1,00073

28,021

Pressione cinetica di riferimento Coefficiente di forma Coefficiente dinamico

qb = 1/2∙ ∙vb2 ( = 1,25 kg/mc)

qb [N/mq] 490,72

Coefficiente di esposizione

Classe di rugosità del terreno

Categoria di esposizione

Zona as [m]

4 350

Cat. Esposiz. kr z0 [m] zmin [m] ct

III 0,2 0,1 5 1

z [m] ce 11,00 m

z ≤ 5 1,708

z = 10 2,138 10,00 m

z = 11 2,200

Esso può essere assunto

autelativamente pari ad 1 nelle costruzioni

di tipo logia ricorrente, quali gli edifici di

forma regolare non eccedenti 80 m di

altezza ed i capannoni industriali, oppure

può essere determinato mediante analisi

specifiche o facendo riferimento a dati di

comprovata affidabilità.

Classe di rugosità

B

ce(z) = ce(zmin) per z < zmin

ce(z) = kr2∙ct∙ln(z/z0) [7+ct∙ln(z/z0)] per z ≥ zmin

TR (Tempo di ritorno)

E' il coefficiente di forma (o coefficiente

aerodinamico), funzione della tipo logia e

della geometria della costruzione e del

suo orientamento rispetto alla direzione

del vento. Il suo valore può essere

ricavato da dati suffragati da opportuna

documentazione o da prove sperimentali

in galleria del vento.

R (TR)

cd (coefficiente dinamico)

ce (coefficiente di esposizione)

cp (coefficiente di forma)

CALCOLO DELL'AZIONE DEL VENTO

4) Sicilia e provincia di Reggio Calabria

as (altitudine sul livello del mare [m])

vb (TR = 50 [m/s])

B) Aree urbane (non di classe A), suburbane, industriali e boschive

vb = vb,0 per as ≤ a0

vb = vb,0 + ka (as - a0) per a0 < as ≤ 1500 m

vb (TR) = vb× R [m/s])

p (pressione del vento [N/mq]) = qb∙ce∙cp∙cd

qb (pressione cinetica di riferimento [N/mq])

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Coefficiente di forma (Edificio aventi una parete con aperture di superficie < 33% di quella totale)

0 cp p [kN/mq] (2) cpe = -0,4 (3) cpe = 0.4

0,80 0,839

cp p [kN/mq]

-0,40 -0,335

cp p [kN/mq]

0,40 0,335 (1) cpe = 0.8 (4) cpe = 0.4

cp p [kN/mq]

0,40 0,420

cp p [kN/mq] (2) cpe = -0,4 (3) cpe = 0.4

0,80 0,839

cp p [kN/mq]

-0,40 -0,335

cp p [kN/mq]

0,40 0,335 (1) cpe = 0.8 (4) cpe = 0.4

cp p [kN/mq]

0,40 0,420

Combinazione più sfavorevole:

-0,335 kN/mq 0,335 kN/mq

p [kN/mq]

(1) 0,839

(2) -0,335

(3) 0,335

(4) 0,420 0,839 kN/mq 0,420 kN/mq

N.B . Se p (o c pe ) è > 0 il verso è concorde con le frecce delle figure

(1)

(2)

Strutture stagne

(1)

(2)

(3)

(4)

(3)

(4)

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TAMPONATURE (carico al m)

Tamponatura di facciata

Laterizio poroton P 600 (l=240 h=240 s=300 mm) 0,30m 7 kN/m3 2,10 kN/m2

Intonaco interno (s=10 mm) 0,2 kN/m2∙ 0,20 kN/m2

Intonaco esterno (s=20 mm) 0,3 kN/m2∙ 0,30 kN/m2

Totale 2,60 kN/m2

Per piano seminterrato H= 2.00 carico = 5.16 kN/m2

Per piano primo H= 2.80 carico = 7.26 kN/m2

ARCARECCI (carico al m)

Manto di copertura 0.31 kN/m2

Neve 0.85 kN/m2

Vento 0.84 kN/m2

Totale per arcareccio 2.00 kN/m2

CARICO TERMICO

Valore di Tu per strutture in cemento armato protette Tu = 10°C

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METODO DI CALCOLO UTILIZZATO E DESCRIZIONE DEL TIPO DI ANALISI

ESEGUITA.

L’analisi del comportamento strutturale e le verifiche delle membrature del fabbricato vengono condotte sulla base delle

prescrizioni delle nuove norme tecniche per le costruzioni del 14/1/2008 (in seguito NTC) e della relativa circolare

esplicativa n.617 del 2009 (in seguito circ. 617). Il calcolo viene eseguito mediante elaboratore elettronico con l’ausilio di

un codice di calcolo automatico basato su risoluzione delle strutture tramite la metodologia degli elementi finiti.

Alla luce delle nuove normative tecniche per le costruzioni la valutazione del comportamento strutturale dell’edificio è

effettuata mediante la metodologia degli stati limite, in campo statico e in campo dinamico. Sono considerati gli stati limite

d’esercizio (SLE) e ultimo (SLU) per i carichi gravitazionali (campo statico), e gli stati limite di danno (SLD) e di

salvaguardia della vita (SLV) per i carichi sismici. Il comportamento sismico della struttura è valutato mediante un’analisi

con spettro di risposta ridotto del fattore di struttura q.

Una volta ottenuto il modello agli elementi finiti della struttura, sottoposto all’analisi statica e sismica per le diverse

combinazioni di carico così come richieste dalla normativa, vengono eseguite le verifiche per tutti gli elementi strutturali.

Regolarità in pianta.

La costruzione non è regolare in pianta in quanto:

- la configurazione in pianta non è compatta e simmetrica rispetto a due direzioni ortogonali relativamente alla

distribuzione di massa e rigidezza

Regolarità in elevazione.

La costruzione è regolare in altezza in quanto:

- vi sono bruschi cambiamenti di massa e rigidezza dalla base alla sommità della costruzione

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RELAZIONE GEOTECNICA.

Studio geologico.

L’area dove deve sorgere il fabbricato ricade nel centro abitato di Canicattini Bagni, in Via Magenta angolo Via San Nicola

In catasto è identificata al foglio 10 part. 911

.

In coordinate geografiche (European Datum 1950) è individuata con i valori di Latitudine Nord Latitudine (deg)

37,0375°; Longitudine Est (deg) 15,05853°.

Il terreno di fondazione è di natura rocciosa di tipo calcarenitico e calciruditico ed appartiene alla formazione dei Monti

Climiti.

Le caratteristiche litologiche e geotecniche sono descritte in dettaglio nella relazione geologica allegata al progetto.

Sempre dalla relazione geologica si apprende che l’indagine geofisica di tipo m.a.s.w. ha permesso di rilevare i seguenti

parametri per l’identificazione del tipo di suolo:

Velocità delle onde di taglio VS,30 ≈ 673 m/s

Categoria di sottosuolo B

Categoria topografica T1.

Relazione sulle fondazioni. Capacità portante dell’ammasso roccioso

L’edificio ha fondazioni dirette realizzate con un graticcio di travi. E’ presente una sola tipologia di sezione di travi di

fondazione a sezione rettangolare di cm 50x50.

Sulla base dei valori delle caratteristiche fisiche e meccaniche del suolo, come suggeriti dalla relazione geologica allegata,

viene effettuato un predimensionamento della fondazione dell’edificio.

Trattandosi di rocce per determinare la capacità portante si può usare la formula Stagg e Zienkiewicz insieme ai fattori di

forma del Terzaghi in cui i coefficienti cN , qN ed N secondo sono i seguenti

4 °

cN = 5* tg 45 +φ/2 = 74.28

6 45 / 2 88.36qN tg

1 89.36qN N

la capacita portante ultima risulta 2( 0.5 )*ult c c qq cN s qN BN s RQD = 11.2 daN/cm2 e ammtq 4.87daN/cm2

avendo assunto i seguenti parametri

B = 0,50m Larghezza di base della fondazione

= 2150 daN/m3 Peso di volume della roccia

c = 0,41 daN/cm2 Coesione della roccia

= 38° Angolo d’attrito della roccia

d = 60cm Affondamento della fondazione

q=d*γ= 1.07 daN/cm2 Pressione alla base della fondazione

sc = 1 Fattore correttivo per fondazioni nastriformi

s =1 Fattore correttivo per fondazioni nastriformi

RQD = 0.5 Indice di qualità della roccia

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Stabilità del fronte di scavo.

Il fronte di scavo oggetto di verifica è ubicato nel piano che separa il corpo a due piani da quello ad un piano.

Il materiale asportato in fase di scavo a tergo del piano che separa i due corpi viene ricostruito in calcestruzzo.

Per la verifica globale del complesso roccia muro si usa il metodo di Bishop.

I parametri adottati per il calcolo sono quelli definiti nella relazione geologica.

La superficie di scorrimento dell’ammasso roccioso, si considera costituita da due superfici cilindriche che si

congiungono in corrispondenza della verticale baricentrica della sezione del muro; i centri delle curve critiche di

slittamento vengono definiti con la nota costruzione grafica in funzione dell’angolo d’attrito del terreno e della

geometria del manufatto.

Prendendo in esame il muro riportato in figura, tracciate le curva critiche, il complesso terra-muro può tendere a

scorrere con un movimento di rotazione lungo una superficie di scorrimento e intorno agli assi che hanno come

traccia sul piano i due centri di curvatura O1 e O2. Questo movimento di rotazione è generato dal momento di

scorrimento MS, calcolato rispetto al centro O2, dovuto al masso di terra a monte del muro MS = Pt*x dt, dove

con Pt* si intende il peso complessivo del masso e con dt la distanza tra baricentro del masso e punto C.

A tale rotazione deve opporsi un momento resistente MR, calcolato sempre rispetto al centro O2, dovuto alla

forza di coesione c e alle forze di attrito ΔT che si sviluppano lungo la superficie cilindrica di scorrimento HC e

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con linee di azione tangenti a essa; le intensità delle forze ΔT si ottengono scomponendo la reazione del terreno

−ΔPt, uguale e contraria al peso ΔPt di un elemento generico del sovrastante terrapieno, secondo le due

componenti tangente ΔT alla curva e perpendicolare ΔN. In favore della stabilità globale si trascurano il peso Pt

del terreno situato a valle del muro e le forze di attrito che si sviluppano lungo l’arco CD sempre a valle del

manufatto.

Il momento resistente è quindi dato da:

MR = c l R2 + Σ ΔT R2 [1] essendo c la forza unitaria di coesione ed l la lunghezza dell’arco HC;

inoltre si ha:

ΔT = ΔNtg ϕ = f ΔN dove f rappresenta, il coefficiente di attrito del terreno.

Sostituendo nella [1] si ottiene:

MR = c l R2 + Σ (f ΔN) R2

con

ΔT = ΔPt senα

ΔN = ΔPt cosα

MS = ΣΔT R2 = Pt*x dt

dove:

c = coefficiente di coesione della terra;

l = lunghezza dell’arco HC;

f = coefficiente di attrito della terra;

ΔT = ΔPt sen α = componente del peso tangente al cerchio critico;

ΔN = ΔPt cos α = componente del peso perpendicolare alla tangente in Z.

Il procedimento di verifica agli stati limite è effettuata secondo l’Approccio 1 , Combinazione 2 (A2+M2+R2)

Risulta il rapporto MR/MS = 5.24. La stabilità è verificata.

I dati ed i risultati sono riportati nella tabella che segue:

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VERIFICA DI STABILITA' DEL FRONTE DI SCAVO

Approccio 1 Combinazione 2

A2+M2+R2

' '

' [RAD] c' C terr

1,25 38 0,6632 1,25 41 1,00 21,5

striscia b (m) hm (m) terr Wterreno,k [RAD] T N N*f

1 0,65 1,22 21,5 8,52 55 0,960 6,98 4,89 3,82

2 0,50 1,88 21,5 10,11 45 0,785 7,15 7,15 5,58

3 0,50 2,29 21,5 12,31 38 0,663 7,58 9,70 7,58

4 0,50 2,62 21,5 14,08 31 0,541 7,25 12,07 9,43

5 0,50 2,87 21,5 15,43 24 0,419 6,27 14,09 11,01

6 0,50 3,06 21,5 16,45 18 0,314 5,08 15,64 12,22

7 0,50 3,19 21,5 17,15 12 0,209 3,56 16,77 13,10

8 0,50 3,28 21,5 17,63 6 0,105 1,84 17,53 13,70

45,72 76,45

T G TEd N*f c*l R N*f+c*l)Rd MR,d MS,d MR,d / MS,d

45,72 1,00 45,72 76,45 187,26 1,00 263,70 239,7 45,72 5,24

R2 = 5,03 [m] = 0,908 [rad]

Unità di misura usate m; kN

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Muro di sostegno

E’ posto nel piano che separa i due corpi di fabbrica.

La spinta è determinata, a vantaggio di sicurezza, nell’ipotesi che l’ammasso roccioso abbia il comportamento di un

terreno.

E’ calcolata con i valori dei parametri geotecnici forniti nella specifica relazione geologica

Al fine di valutare la resistenza del muro si calcolano le azioni che danno le massime sollecitazioni nella sezione di incastro

con i procedimenti previsti dalle NTC al punto 6.5

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Dati del terreno

Peso del terreno terr 21,5 [kN/m3] rad

Angolo di attrito interno 38 [°] 0,6632

coesione del terreno C 41 [kN/m2]

Angolo di attrito terreno muro 22 [°] 0,3840

Angolo di inclinazione del terrapieno 0 [°] 0,0000

Area della sezione trasversale terreno A terr. 1,00 [m2]

Inclinazione del paramento del muro 90 [°] 1,5708

Dati del muro

Altezza totale del muro H muro 2,50 [m]

Base fondazione 0,60 [m]

Spessore paramento S param. 0,20 [m]

Area della sezione trasversale muro A muro 0,5 [m2]

Peso specifico del calcestruzzo cls 25 [kN/m3]

Dati del sovraccarico

Sovraccarico variabile a tergo del muro q 5 [kN/m2]

SLU

Verifica strutturale di sicurezza

Approccio 1 combinazione 1

' ' ' [RAD] c' c terr Ka

A1+M1+R1 sfavorevole 1,00 38 0,6632 1,00 41 1,00 21,5 0,217

A1+M1+R1 favorevole 1,00 38 0,6632 1,00 41 1,00 21,5 0,217

A2+M2+R2 sfavorevole 1,25 30,4 0,5306 1,25 32,8 1,00 21,5 0,292

A2+M2+R2 favorevole 1,25 30,4 0,5306 1,25 32,8 1,00 21,5 0,292

Spinta del terreno Spinta del carico variabile Momenti

Stk G1 Std YStd (m) MStd (kNm) Sqk Q Sqd YSqd (m) MSqd (kNm)Med (kNm)

14,6 1,3 18,92 0,83 15,77 2,7 1,5 4,06 1,25 5,08 20,84

14,6 1,00 14,55 0,83 12,13 2,7 0,00 0,00 1,25 0,00 12,13

19,6 1,00 19,62 0,83 16,35 3,7 1,30 4,75 1,25 5,93 22,28

19,6 1,00 19,62 0,83 16,35 3,7 0,00 0,00 1,25 0,00 16,35

SISMICA SLD Verifica spostamenti

SS ST ag/g amax βm Kh E (daN/cm2) I (cm4)

1,16 1 0,062 0,0722 0,18 0,0130 302000 66667

parametri geotecnici


1 38 0,66 1 0 1 21,5 0,22

1 38 0,66 1 0 1 21,5 0,22

1,25 30,4 0,53 1,25 0 1 21,5 0,29

1,25 30,4 0,53 1,25 0 1 21,5 0,29

pressioni sul paramento del muro Valutazione spostamenti Totale Ammesso

σt σt ot σt ,eq vσ q qeq qtot vq vtot 0,005H

10,48 0,63 11,11 0,47 1,08 0,06 1,15 0,18 0,65 1,125

10,48 0,63 11,11 0,47 1,08 0,06 1,15 0,18 0,65 1,125

14,13 0,63 14,75 0,63 1,46 0,06 1,53 0,24 0,87 1,125

14,13 0,63 14,75 0,63 1,46 0,06 1,53 0,24 0,87 1,125

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SISMICA SLV Verifica Sismica

SS ST ag/g amax βm Kh

1,16 1 0,26 0,3019 0,31 0,0936

parametri geotecnici


1 38 0,66 1 0 1 21,5 0,22

1 38 0,66 1 0 1 21,5 0,22

1,25 30,4 0,53 1,25 0 1 21,5 0,29

1,25 30,4 0,53 1,25 0 1 21,5 0,29

Spinta e momento terreno Spinta e momento carico variabile

St Saeq YSt (m) MSa (kNm) SQ SQ,eq YSQ (m) MSQ (kNm)MEd (kNm)

11,79 5,09 0,75 12,66 2,44 1,05 1,13 3,93 16,59

11,79 5,09 0,75 12,66 2,44 1,05 1,13 3,93 16,59

15,89 5,09 0,75 15,74 3,29 1,05 1,13 4,88 20,62

15,89 5,09 0,75 15,74 3,29 1,05 1,13 4,88 20,62

Legenda A1+M1+R1 Modalià di calcolo Approccio 1 - Combinazione 1 NTC 6,5,3,1,1

A2+M2+R2 Modalià di calcolo Approccio 1 - Combinazione 2 NTC 6,5,3,1,1

Stk Spinta caratteristica terreno

Std Spinta di progetto terreno

Ka Coefficiente di spinta attiva

YStd Punto di applicazione della spinta di progetto terreno

MStd Momento della spinta di progetto terreno

Sqk Spinta caratteristica carichi variabili

Sqd Spinta di progetto carichi variabili

YSqd Punto di applicazione della spinta di progetto

MSqd Momento della spinta di progetto carichi variabili

Med Momento complessivo alla base del muro

SS Coefficiente di amplificazione stratigrafica

ST Coefficiente di amplificazione topografica

βm Coefficiente di riduzione dell'accelerazione massima del sito

amax Accelerazione orizzontale massima attesa al sito

ag/g Accelerazione orizzontale massima normalizzata attesa su sito di riferimento

Kh Coefficiente di spinta sismica orizzontale

σt Pressione del terreno sul paramento del muro

σt ot Pressione totale del terreno sul paramento del muro

σt ,eq Pressione equivalente del terreno sul paramento del muro

vσ Spostamento

q Carico variabile

qeq Carico equivalente

qtot Carico totale

vq Spostamento eqivalente

vtot Spostamento totale

St Spinta terreno

Saeq Spinta accelerazione sismica

YSt Punto di applicazione spinta sismica

MSa Momento dovuto a spinta sismica

SQ Spinta carico variabile

SQ,eq Spinta equivalente carico variabile

YSQ (m) Punto di applicazione spinta carico variabile

MSQ Momento dovuto a carico variabile

MEd Somma di MSa e MSQ

Parametri geotecnici' , c' ,G1 , Q

17

Dimensionamento della sezione

Armature usate Ø8/20 in doppia armatura ed incrociati

Caratteristiche di resistenza della sezione MRD

Metodo di calcolo : Stato limite ultimo

Calcestruzzo: Ec = 31283 MPa (Calcolato utilizzando la normativa)

fck = 25 N/mm2

γc = 1.6

fcd =15.63 MPa (fcd = fck/γc)

αc = 0.85

fc1 = 13.29 (fc1 = αc fcd)

Acciaio armatura: Es = 206000 MPa

fsk = 430 N/mm2

γs = 1.15

fsd = 373.91 MPa (fsd = fsk/γs)

Geometria Sezione: tipo = Rettangolare;

Ht =20.00 cm;

b =100.00 cm;

Area =2000 cm2;

Armatura superiore : h=17.00 cm; Asi=2.51 cm2 // 1ø8/20 (BC450C);

Armatura inferiore : h=17.00 cm; As=2.51 cm2 // 1ø8/20 (BC450C);

Rapporto meccanico di armatura ωs = 0.04155; (ωs = (As fsd) / (αc fcd b h))

Deformazione calcestruzzo εc = -0.00160;

Deformazione acciaio comp. εs = 0.01000;

Deformazione acciaio teso εs = 0.01000;

Stato limite : rottura armatura;

Posizione asse neutro x = 2.38 cm;

Posizione adimensionalizzata ξ = x/h = 0.14

Coefficiente calcestruzzo ψc = 0.59;

Coefficiente posizione risultante δg = 0.36;

Tensione armatura superiore σf' = 373.91 MPa;

Tensione armatura inferiore σf = 373.91 MPa;

Risultante sul calcestruzzo R = -187608.47 N; (R = ψc αc fcd x b)

Posizione di R c = δG x = 0.87 cm;

Risultante sull'armatura superiore Fs' = 93851.41 N; (Fs' = Asi σf')

Risultante sull'armatura inferiore Fs = 93851.41 N; (Fs = As σf)

Braccio della coppia interna z = 16.13 cm; (z = (h - δG x) = (h-c))

Rapporto ζ = z/h = 0.95;

Momento ultimo di progetto MRd= 30282 N m = 30.282 kNm

Per tutte le condizioni esaminate e’ sempre MRd > MEd

18

Verifica piastre di ancoraggio travi HE

Vengono verificate le piastre di ancoraggio delle travi HE per le quali si hanno le condizioni di carico più gravose .

Si tratta delle piastre collegate ai seguenti pilastri: 18/26/28/29/38/39/

Pilastro 18 (elemento 529 del modello di calcolo)

A favore di sicurezza si considerano le azioni disposte su un unico piano definito dalla giacitura della trave reticolare.

Si considerano inoltre i carichi assiali trasmessi dalla trave reticolare scomposti in due direzioni, una orizzontale ed una

verticale nella quantità determinabile dalla geometria della stessa ed i cui coseni direttori sono 0.45 per la direzione

orizzontale e 0.90 per quella verticale.

I valori sono esposti in tabella la posizione nella figura

La piastra di ancoraggio del pilastro 18 è la più caricata fra tutte quelle dell’allineamento 1-30 e dell’allineamento 5-34,

per cui le altre si ritengono verificate .

19

Vengono verificati i bulloni, le piastre di collegamento, la piastra di base collegata con la struttura in cemento armato ed i

tirafondi.

Azioni

Elementi concorrenti nel pilastro. Trave HE240B e trave reticolare rispettivamente con le aste del modello n. 463 la HE e

aste 975 e 946 la reticolare

Asta Carico H Braccio rispetto al baricentro

della piastra di base

Carico V Braccio rispetto al baricentro

della piastra di base

N kN mm kN mm

463 45.11 100 57.63 90

946 21.97 240 0

975 -36 240 72.17 87

Momento alla base -45.11*10+57.63*9-21.97*24+36*24-72.17*27 = -1327.79 kN*cm

Taglio alla base 57.63+72.17 = 129.8 kN

Verifica bulloni

I bulloni usati per connettere sia le travi HE che le reticolari ai pilastri tramite i meccanismi che saranno specificato sono

tutti M16 Classe 8.8.

Nella tabella che segue è riportato il carico massimo sopportabile da un singolo bullone.

E’ riportata anche la verifica a rifollamento della piastra che lo collega per un spessore di 14 mm.

Si intendono in seguito verificati tutti i bulloni e le piastre sollecitati in condizione di esercizio più sfavorevoli con i valori

inferiori a 60kN come riportato dal calcolo che segue.

Nel caso del pilastro 18 si hanno i seguenti carichi di esercizio per bullone.

Lato trave HEB240 Ft,Ed = √45.112 + 57.632 = 73.186 kN che ripartito in 4 bulloni da 73186/4 = 18296 N < 60000 (Ft,Rd)

Lato trave reticolare asta 975 Ft,Ed = 80.19 kN che ripartito in 4 bulloni da 80190/4 = 20047 N < 60000 (Ft,Rd)

Verifica di resistenza della piastra. di ancoraggio della reticolare.

La sezione resistente della piastra è mm. 240x20, è sottoposta ad uno sforzo normale Ft,Ed = 80.19 kN

Lo sforzo normale ultimo è Ft,Rd = Ares*fyk/γMO = 240*20*355/1.05 = 1.622*106N pari a 1662 kN, la piastra è ampiamente

verificata.

20

Verifica del perno e relative piastre portanti

Carico trasmesso al perno 80.19kN. Diametro perno 36 mm. Spessore sfavorevole piastra 20 mm.

21

VERIFICA BULLONI

Fv ,Ed (N) 60000 Classe fy b (N/mm2) ftb (N/mm2) Acciaio ftk (N/mm2)

Ft,Ed (N) 0 4,6 240 400 S235 360

5,6 300 500 S275 430

6,8 480 600 S355 510

Classe 8,8 8,8 640 800 S450 550

d (mm) 16 10,9 900 1000 S235 N/NL 390

M2 1,25 S355 N/NL 490

fy b (N/mm2) 640 S420 N/NL 520

ftb (N/mm2) 800 d (mm) An (mm2) Ares (mm2) S460 N/NL 540

An (mm2) 201 12 113 84 S235 M/ML 370

Ares (mm2) 157 14 153 115 S355 M/ML 470

16 201 157 S420 M/ML 520

18 254 192 S460 M/ML 540

Acciaio S355 20 314 245 S235 W 360

t (mm) 14 22 380 303 S355 W 510

M2 1,25 24 452 353

d0 (mm) 17 27 572 459

ftk (N/mm2) 510 30 706 561

Verifica di resistenza con formula 4.2.65

Fv ,Rd (N) 60288

Ft,Rd (N) 90432

Verifica a rifollamento con formula 4.2.61

e1 (mm) 24 20,4 ≤ e1 ≤ ---

e2 (mm) 24 20,4 ≤ e2 ≤ ---

p1 (mm) 48 37,4 ≤ p1 ≤ 196

p2 (mm) 48 40,8 ≤ p2 ≤ 196

e1/(3d0) 0,471

p1/(3d0)-0,25 0,691

2,8e2/d0-1,7 2,253

1,4p2/d0-1,7 2,253

MIN 0,471

k MIN 2,253

Fb,Rd (N) 96894

k = min {1,4p2/d0-1,7 ; 2,5} per bulloni interni _|_ al carico applicato

0,619

Esposta a fenomeni corrosivi o ambientali

Non esposta a fenomeni corrosivi o ambientali

Elementi resistenti alla corrosione (EN10025-5)

= min {e1/(3d0) ; ftb/ftk ; 1} per bulloni di bordo // al carico applicato

= min {p1/(3d0)-0,25 ; ftb/ftk ; 1} per bulloni interni // al carico applicato

k = min {2,8e2/d0-1,7 ; 2,5} per bulloni di bordo _|_ al carico applicato

con 0,995

0,000

Tipo di unione

Sollecitazioni Caratteristiche resistenti bulloni Caratteristiche piastra

Bulloni

Caratteristiche geometriche bulloni

Piastra di collegamento

11.4F

F

F

F

Rdt,

Edt,

Rdv,

Edv,

t,Rd

t,Ed

v,Rd

v,Ed

1.4F

F

F

F

Rdt,

Edt,

F

F

1F

F

Rdt,

Edt,

2M

tkRdb,

Rdb,

Edv, tdfkF con 1

F

F

Rdb,

Edv,

F

F

22

Verifica tirafondi

Per le piastre di ancoraggio vengono utilizzati N tirafondi ( con N = 4 o 6) di diametro D24 mm e lunghezza L = 360 mm.

Le estremità inferiori annegate nel calcestruzzo sono bullonate a una traversa per contrastare l’azione di sfilamento

Il carico limite per un singolo tirafondo sottoposto a trazione è NRD = π.D2 *fyk /4ϒM1 = 4.52*3550/4*1.05 = 15295 daN

Pilastro 18 carico per tira fondo Mtot/N = 132779/21*2 = 3161 daN < NRD

Verifica delle piastre di ancoraggio ai pilastri

Le tipologie delle piastre sono tre. In tabella sono riportate le caratteristiche geometriche e la resistenza in funzione di

momento ultimo e del taglio ultimo . Il materiale è acciaio S355.

Il momento resistente ultimo MRx,u o MRy,u è MR = S2Bfyk/6γ0

Il taglio resistente ultimo TR,u = SBfyk/1.5*√3*γ0

B (base) A (altezza) S (spessore) MRx MRy TRx TRy

mm mm mm daN*cm daN*cm daN daN

300 300 25 105654 105654 244288 244288

360 450 25 126785 158482 293146 366432

450 360 25 158482 126785 3664324 293146

23

Pilastro 26 (elemento 1123 del modello di calcolo)

Il pilastro 26 è il più caricato fra quelli lungo l’allineamento 3-43 poggiano due travi reticolati in posizione simmetrica, per

cui complessivamente si sommano i carichi verticali mentre quelli orizzontali si equilibrano. In queste condizioni la piastra

di base è soggetta solo a taglio, i tirafondi non saranno sollecitati a trazione.

Verifica dello spessore della piastra in funzione del taglio

Taglio di esercizio TE,d = 72.17*2 = 144.34 kN <2931,46

B (base) A (altezza) S (spessore) MRx MRy TRx TRy

mm mm mm daN*cm daN*cm daN daN

300 300 25 105654 105654 244288 244288

360 450 25 126785 158482 293146 366432

450 360 25 158482 126785 3664324 293146

24

Pilastro 38 (Asta 40 del modello di calcolo)

L’ancoraggio al pilastro 38 è il più caricato di quelli posti nei pilastri 37/38/39/40 in cui sono ancorate travi del tipo

HEA240 o HEB240.

I carichi sono trasmessi da due travi del tipo HEB240 , la 38-10 e la 38-18, nel modello di calcolo rispettivamente asta 456

e asta 457.

Geometria e carichi

Carichi asta 456 Sforzo normale NE,d =47.5 kN, Taglio TE,d =30.62 kN

Carichi asta 457 Sforzo normale NE,d =26.71 kN, Taglio TE,d =40.75 kN

Bulloni. Taglio di esercizio nei bulloni TE,d = 7421/4 = 1855 daN pari a 18550 N<60000 N. Verificato

Carico tirafondi. Si hanno complessivamente 6 tirafondi, che vengono sollecitati a trazione a gruppi di tre alla volta.

Sforzo normale per tirafondo ME,d/3*28 = 795 daN < 15295 daN. Verificato

Spessore piastra. Per la piastra si ha TE,d =(47.5+26.71) = 74.21 kN ed ME,d = 74.21*9 = 667.89 kN*cm pari a 66789

daN*cm < 158482daNcm e TE,d trascurabile.

25

Pilastro 29 (Asta 40 del modello di calcolo)

L’ancoraggio al pilastro 29 è il più caricato di quelli posti nell’allineamento 5-34 in cui sono ancorate travi del tipo

HEA180.

I carichi sono trasmessi da una trave del tipo HEB180 , la 28-29, nel modello di calcolo rispettivamente asta 485.

Geometria e carichi

Carichi asta 485 Sforzo normale NE,d =23.9 kN, Taglio TEy,d =42.53 kN nella direzione del piano verticale del profilo e TEx,d

=23.9 kN nella direzione del piano orizzontale.

Momenti di esercizio nelle due direzioni MEy,d =42.53*9 = 382.77 kN*cm; MEx,d =23.9*9 = 215.10 kN*cm

Bulloni. Taglio di esercizio nei bulloni TEy,d = 4253/4 = 1063 daN pari a 10630 N<60000 N. Verificato

Carico tirafondi. Si hanno complessivamente 4 tirafondi, che vengono sollecitati a trazione a gruppi di due alla volta.

Il taglio presente in due direzioni comporta però per ogni bullone che lo sforzo normale sia la somma delle sollecitazioni

provenienti dalle due direzioni.

Sforzo normale per tirafondo MEy,d/22 = 38277 /22 = 1740 daN

Sforzo normale per tirafondo MEx,d/22 = 21510 /22 = 978 daN Sforzo normale di esercizio complessivo NE,d =

(1740+978)< 15295 daN. Verificato

Spessore piastra. Per la piastra si ha ME,d = (1740+978) daN*cm < 105694daNcm. Verificato

26

Verifiche delle saldature. Geometria e sollecitazioni deli elementi in condizioni sfavorevoli

28

Verifica delle saldature. Le saldature sono tutte a cordone d’angolo.

Saldatura N Pilastro di

riferimento

Note

Sollecitazione

T║

Sollecitazione

T┴

Sollecitazione

M

Base saldatura b Lunghezza

complessiva

kN kN kN*cm mm mm

1 10 Piastre verticali 72.17 14.03 649.53 20 560

2 10 Verticale con

basamento 14.03 72.17 308.66 14 520

3 10 Piastra verticale con

basamento 0 129.8 0 20 310

4 10 0 57.63 45.11 403.41 20 240

5 38 Mensola su profilo HE 30.62 47.5 251 14 260

6 38 Mensola su piastra

pilastro 38 30.62 47.5 251 20 300

7 38 57.63 45.11 472.57 14 140

Verifica delle condizioni inviluppo più sfavorevoli per cordone di base b=14mm

Acciaio fyk (N/mm2) f tk (N/mm2) w 1 2

N (N) 0 S235 235 360 0,8 0,85 1

T// (N) 57630 S275 275 430 0,85 0,7 0,85

T_|_ (N) 72170 S355 355 510 0,9 0,7 0,85

M (Nmm) 4725700 S450 440 550

S235 N/NL 275 390

S355 N/NL 355 490 0,9

Acciaio S355 S420 N/NL 420 520 1 0,62 0,75

b (mm) 15 S460 N/NL 460 540 1 0,62 0,75

l (mm) 140 S235 M/ML 275 370

n° cordoni 1 S355 M/ML 355 470 0,9

M2 1,25 S420 M/ML 420 520 1

a (mm) 10,61 S460 M/ML 460 540 1

S235 W 235 360 0,8

Verifica con formula 4.2.76 S355 W 355 510 0,9

Fw,Ed/Fw,Rd ≤ 1 con Fw,Rd = a∙ftk/(√3∙ ∙ M2)

w 0,9

fv w,d (N/mm2) 261,732

FT// (N/mm) 411,643

FT_|_ (N/mm) 515,500

Fw,Ed (N/mm) 1589,958

Fw,Rd (N/mm) 2776,088

Verifica con formula 4.2.78 e 4.2.79

√(n_| _2 + t_| _

2 + t//2) ≤ 1∙fy k

|n_| _|+|t_| _| ≤ 2∙fy k

1 0,7

2 0,85

t// (N/mm2) 38,8101

t_|_ (N/mm2) 48,6018

√(n_| _2 + t_| _

2 + t//2) 149,9027

1∙fy k 248,5000

|n_| _|+|t_| _| 184,9926

2∙fy k 301,7500

S/ROK

0,61

n_|_ M (N/mm2) 136,3908

n_|_ (N/mm2) 136,3908

S/ROK

0,60

F_|_ TOT (N/mm) 1446,643

S/ROK

0,573

n_|_ N (N/mm2) 0,0000

FT TOT (N/mm) 659,689

F_|_ N (N/mm) 0,000

F_|_ M (N/mm) 1446,643

Sollecitazioni

Dati saldatura

fy k (N/mm2) 355

ftk (N/mm2) 510

29

Verifica delle condizioni inviluppo più sfavorevoli per cordone di base b=20mm

La verifica delle saldature è effettuata sugli elementi tipici più sollecitati, rappresentati graficamente nelle due pagine

precedenti.

Le saldature tipo sono classificate con un numero e sono quelle su cui si riscontrano le sollecitazioni più gravose.

La verifica è condotta con una routine di calcolo.

Acciaio fyk (N/mm2) f tk (N/mm2) w 1 2

N (N) 0 S235 235 360 0,8 0,85 1

T// (N) 72170 S275 275 430 0,85 0,7 0,85

T_|_ (N) 12980 S355 355 510 0,9 0,7 0,85

M (Nmm) 6495300 S450 440 550

S235 N/NL 275 390

S355 N/NL 355 490 0,9

Acciaio S355 S420 N/NL 420 520 1 0,62 0,75

b (mm) 20 S460 N/NL 460 540 1 0,62 0,75

l (mm) 310 S235 M/ML 275 370

n° cordoni 1 S355 M/ML 355 470 0,9

M2 1,25 S420 M/ML 420 520 1

a (mm) 14,14 S460 M/ML 460 540 1

S235 W 235 360 0,8

Verifica con formula 4.2.76 S355 W 355 510 0,9

Fw,Ed/Fw,Rd ≤ 1 con Fw,Rd = a∙ftk/(√3∙ ∙ M2)

w 0,9

fv w,d (N/mm2) 261,732

FT// (N/mm) 232,806

FT_|_ (N/mm) 41,871

Fw,Ed (N/mm) 469,478

Fw,Rd (N/mm) 3701,451

Verifica con formula 4.2.78 e 4.2.79

√(n_| _2 + t_| _

2 + t//2) ≤ 1∙fy k

|n_| _|+|t_| _| ≤ 2∙fy k

1 0,7

2 0,85

t// (N/mm2) 16,4619

t_|_ (N/mm2) 2,9607

√(n_| _2 + t_| _

2 + t//2) 33,1971

1∙fy k 248,5000

|n_| _|+|t_| _| 31,6363

2∙fy k 301,7500

S/ROK

0,10

n_|_ M (N/mm2) 28,6756

n_|_ (N/mm2) 28,6756

S/ROK

0,13

F_|_ TOT (N/mm) 405,534

S/ROK

0,127

n_|_ N (N/mm2) 0,0000

FT TOT (N/mm) 236,542

F_|_ N (N/mm) 0,000

F_|_ M (N/mm) 405,534

Sollecitazioni

Dati saldatura

fy k (N/mm2) 355

ftk (N/mm2) 510

30

Verifica all’espulsione dei pannelli murari.

Ai sensi delle nuove norme, l’effetto dell’azione sismica può essere valutato considerando un sistema di forze proporzionali

alle masse (concentrate o distribuite) dell’elemento non strutturale, la cui forza risultante Fa valutata al baricentro

dell’elemento non strutturale, è calcolata secondo la relazione seguente:

Fa = Wa Sa / qa

dove:

Wa è il peso dell’elemento;

qa è il fattore di struttura dell’elemento pari a 2 per pannelli di tamponamento;

Sa è il coefficiente sismico da applicare agli elementi non strutturali da valutare con la relazione seguente:

dove:

S è il coefficiente di amplificazione sismica locale legato alla natura del terreno;

=ag/g in cui ag è l’accelerazione al suolo nel sito in esame allo SLU;

Z è l’altezza del baricentro dell’elemento rispetto alla fondazione;

H è l’altezza della struttura;

g è l’accelerazione di gravità;

Ta è il primo periodo approssimato di vibrazione dell’elemento non strutturale nella direzione considerata

T1 è il primo periodo di vibrazione della struttura nella direzione considerata

Conosciuta la forza Fa si può calcolare il momento agente sullo schema ipotizzato

Ma=Fa h/4

In cui h è l’altezza netta del pannello. Il momento Ma deve poi essere confrontato con il momento resistente valutato in

mezzeria del pannello in base alle caratteristiche geometriche e meccaniche dei pannelli.

Il momento ultimo del pannello, tenendo conto che il materiale di riferimento è la muratura di mattoni forati con

percentuale di foratura < del 45%, con resistenza dei blocchi nella direzione dei fori fbk=50 kg/cmq, con malta di tipo M2,

può essere calcolato con la formula 8.2 dell’O.P.C.M. 3431/2005, e vale:

dove: Mrd è il momento corrispondente al collasso per pressoflessione

l è la lunghezza complessiva della parete

t è lo spessore della parete

è la tensione normale media, riferita all’area totale della sezione (= W/(lt), con W forza assiale agente pari a metà del

peso del pannello Wa/2).

Se Msd < Mrd la condizione di stabilità è verificata

Caso più sfavorevole: pannelli fra i pilastri 23-29

31

I dati ed i risultati sono riassunti nella tabella che segue

VERIFICA A RIBALTAMENTO DELLA TAMPONATURA (punto 7.2.3)

Peso Wa (daN) 3466

(ag/g) 0,26 T1 (s) 0,25760

S 1 Em (N/cm2) 30000 qa 2

Z (m) 4,5 Im (cm4) 107,1875

H (m) 7,5 h (cm) 3,5

Ta (s) 0,0082

Sa = 0,51 > Sa = 0,134

Fa = 891 daN

M 2,5

fk (N/cm2) = 400 resistenza a compressione muratura

fd (N/cm2) = 160

L (cm) = 465 lunghezza muratura

t (cm) = 30 spessore muratura

(N/cm2) = 1,24

MRD (Nm) = 2576

MSD (Nm) = 1671

Calcolo di Sa

Calcolo Ta (s)

32

VALIDAZIONE DEL CODICE DI CALCOLO. ACCETTABILITÀ DEI RISULTATI DI

CALCOLO E CONFRONTO CON CALCOLI DI LARGA MASSIMA.

L’analisi strutturale e le relative verifiche sono condotte mediante l’ausilio di un codice di calcolo. Il software utilizzato è

SismiCAD 12.2. Si tratta di un software di calcolo strutturale che nella versione più estesa è dedicato al progetto e verifica

degli elementi in cemento armato, acciaio, muratura e legno di opere civili. Il programma utilizza come analizzatore e

solutore del modello strutturale un proprio solutore agli elementi finiti tridimensionale fornito col pacchetto.

Il programma è sostanzialmente diviso in tre moduli: un pre-processore che consente l'introduzione della geometria e dei

carichi e crea il file dati di input al solutore; il solutore agli elementi finiti; un post processore che a soluzione avvenuta

elabora i risultati eseguendo il progetto e la verifica delle membrature e producendo i grafici ed i tabulati di output.

Ai fini dell’accettabilità dei risultati di calcolo, viene ora eseguita una valutazione consistente nel confronto dei dati ottenuti

dall’elaborazione del codice di calcolo con i risultati di semplici calcoli di larga massima eseguiti manualmente.

La valutazione consiste nel calcolare e verificare le sollecitazioni in una trave reticolare e confrontarle con i risultati del

calcolo automatico.

La trave reticolare presa in esame è quella posta tra i pilastri n.26 e n.28

Carichi:

Peso proprio reticolare(G1)

Corrente superiore: 2xLx65x6 2*10*6.85 137 daN

Corrente inferiore 2xLx50x6 2*10*4.47 90 daN

Aste di parete 2xLx50x6 2*28*4.47 20 daN

Piastre 3 kg a piastra 21*3 63 daN

Totale 310 daN

Carico per nodo 31 daN

Pesi portati (G2)

Arcarecci R 140x7 L=5.00m 18*5 90 daN

Manto copertura 20*5 100 daN

Totale 190 daN

Azioni variabili (Qkj)

Neve 85*5 425 daN

Vento 84.5*5 422 daN

In condizioni di SLU4 il carico totale per nodo con i relativi coefficienti è dato da:

γG1*G1+ γG2*G2+ γQ1*Qk1+ γQ2*ψ02*Qk2 = 1*31+1.4*0.7*190+1.4*0.5*425+1.4*0.6*422 = 867 daN

Detti carichi si possono pensare applicati attraverso gli arcarecci direttamente ai nodi della reticolare.

Ogni nodo porta un carico di circa 8.67kN; quelli di estremità 4.33kN. La reazione dei vincoli agli appoggi, trascurando la

leggera pendenza è 47.68kN su ciascuno.

Calcolo dello sforzo normale nelle aste.

Dalla geometria delle aste, lunghezza 1090 mm passo 960 mm, distanza fra i correnti 940 mm si possono ricavare i coseni

direttori delle aste inclinate che saranno 940/1090 = 0.88 nella direzione Y e 480/1090=0.44 nella direzione X.

Dalla condizione di equilibrio del nodo in cui concorrono le aste n. 937 e 956 si può ricavare immediatamente lo sforzo

normale cui sono soggette.

Carico esterno 47.68-4.33 = 43.35kN (Verticale)

Asta 937 N=49.26*0.44 = 21.67 kN

33

Aggiungendo il carico termico per Δt = 10°C si deve aggiungere un ulteriore carico pari a 12*10-6*200000*10*14 = 3.36

kN. Per cui si ha: asta 937 N= 21.67+3.36 = 25.03 kN.

Valori rilevabili nei tabulati di calcolo riportati in fondo a questa relazione.

Asta 937 per SLU4 N= 23.07 kN

La valutazione consiste nel confrontare i risultati dell’analisi eseguita dal programma di calcolo con il calcolo manuale.

La differenza tra i due risultati è (23.07-21.67) = 1.4kN.

I dati ottenuti confermano la bontà del codice di calcolo.

Si riportano lo schema e il tabulato delle sollecitazioni della reticolare analizzata.

34

937 SLU 1 1 26.67 23.7 7.17 -15.7 -0.21 -3.46 -0.006 2.0144 0

937 SLU 1 16 26.2 23.7 7.2 -15.69 -0.15 -3.46 -0.006 0.3731 0.085

937 SLU 1 31 25.73 23.7 7.23 -15.69 -0.08 -3.46 -0.006 -1.2682 0.1394

937 SLU 2 1 26.67 23.7 7.17 -22.23 -0.23 -0.06 0.0002 0.1117 0

937 SLU 2 16 26.2 23.7 7.2 -22.23 -0.16 -0.06 0.0002 0.0856 0.0919

937 SLU 2 31 25.73 23.7 7.23 -22.22 -0.1 -0.06 0.0002 0.0594 0.1532

937 SLU 3 1 26.67 23.7 7.17 -16.54 -0.23 -3.5 -0.006 2.0369 0

937 SLU 3 16 26.2 23.7 7.2 -16.53 -0.15 -3.5 -0.006 0.3781 0.0895

937 SLU 3 31 25.73 23.7 7.23 -16.53 -0.06 -3.5 -0.006 -1.2806 0.1392

937 SLU 4 1 26.67 23.7 7.17 -23.07 -0.25 -0.09 0.0002 0.1342 0

937 SLU 4 16 26.2 23.7 7.2 -23.07 -0.16 -0.09 0.0002 0.0906 0.0964

937 SLU 4 31 25.73 23.7 7.23 -23.06 -0.08 -0.09 0.0002 0.0469 0.153

937 SLV 1 1 26.67 23.7 7.17 -16.43 -0.09 -1.1 -0.0001 0.6915 0

937 SLV 1 16 26.2 23.7 7.2 -16.42 -0.03 -1.1 -0.0001 0.1877 0.0294

937 SLV 1 31 25.73 23.7 7.23 -16.42 0.03 -1.1 -0.0001 -0.3673 0.0282

937 SLV 2 1 26.67 23.7 7.17 -16.44 -0.09 -1.1 -0.0001 0.6916 0

937 SLV 2 16 26.2 23.7 7.2 -16.43 -0.03 -1.1 -0.0001 0.1877 0.0294

937 SLV 2 31 25.73 23.7 7.23 -16.43 0.03 -1.1 -0.0001 -0.3674 0.0282

937 SLV 3 1 26.67 23.7 7.17 -12.28 -0.09 -0.56 -0.008 0.2956 0

937 SLV 3 16 26.2 23.7 7.2 -12.28 -0.03 -0.56 -0.008 0.0459 0.0273

937 SLV 3 31 25.73 23.7 7.23 -12.27 0.04 -0.56 -0.008 -0.2371 0.0241

937 SLV 4 1 26.67 23.7 7.17 -12.29 -0.09 -0.56 -0.008 0.2957 0

937 SLV 4 16 26.2 23.7 7.2 -12.28 -0.03 -0.56 -0.008 0.0459 0.0273

937 SLV 4 31 25.73 23.7 7.23 -12.28 0.04 -0.56 -0.008 -0.2372 0.0241

937 SLV 5 1 26.67 23.7 7.17 -15.19 -0.09 -1.38 0.0115 0.9418 0

937 SLV 5 16 26.2 23.7 7.2 -15.19 -0.03 -1.38 0.0115 0.301 0.0284

937 SLV 5 31 25.73 23.7 7.23 -15.18 0.04 -1.38 0.0115 -0.3824 0.0262

937 SLV 6 1 26.67 23.7 7.17 -15.2 -0.09 -1.38 0.0115 0.942 0

937 SLV 6 16 26.2 23.7 7.2 -15.2 -0.03 -1.38 0.0115 0.301 0.0284

937 SLV 6 31 25.73 23.7 7.23 -15.19 0.04 -1.38 0.0115 -0.3825 0.0262

937 SLV 7 1 26.67 23.7 7.17 -1.36 -0.08 0.44 -0.0146 -0.3778 0

937 SLV 7 16 26.2 23.7 7.2 -1.36 -0.01 0.44 -0.0146 -0.1717 0.0214

937 SLV 7 31 25.73 23.7 7.23 -1.36 0.05 0.44 -0.0146 0.0515 0.0123

937 SLV 8 1 26.67 23.7 7.17 -1.37 -0.08 0.44 -0.0146 -0.3776 0

937 SLV 8 16 26.2 23.7 7.2 -1.37 -0.01 0.44 -0.0146 -0.1717 0.0214

937 SLV 8 31 25.73 23.7 7.23 -1.36 0.05 0.44 -0.0146 0.0514 0.0123

937 SLV 9 1 26.67 23.7 7.17 -9.98 -0.09 -1.07 0.0136 0.7606 0

937 SLV 9 16 26.2 23.7 7.2 -9.98 -0.02 -1.07 0.0136 0.2563 0.0254

937 SLV 9 31 25.73 23.7 7.23 -9.98 0.04 -1.07 0.0136 -0.2652 0.0202

937 SLV 10 1 26.67 23.7 7.17 -9.99 -0.09 -1.07 0.0136 0.7607 0

937 SLV 10 16 26.2 23.7 7.2 -9.99 -0.02 -1.07 0.0136 0.2563 0.0254

937 SLV 10 31 25.73 23.7 7.23 -9.99 0.04 -1.07 0.0136 -0.2653 0.0202

937 SLV 11 1 26.67 23.7 7.17 3.84 -0.07 0.75 -0.0125 -0.5591 0

937 SLV 11 16 26.2 23.7 7.2 3.85 -0.01 0.75 -0.0125 -0.2164 0.0185

937 SLV 11 31 25.73 23.7 7.23 3.85 0.06 0.75 -0.0125 0.1687 0.0063

937 SLV 12 1 26.67 23.7 7.17 3.84 -0.07 0.75 -0.0125 -0.5589 0

937 SLV 12 16 26.2 23.7 7.2 3.84 -0.01 0.75 -0.0125 -0.2164 0.0185

937 SLV 12 31 25.73 23.7 7.23 3.84 0.06 0.75 -0.0125 0.1686 0.0063

937 SLV 13 1 26.67 23.7 7.17 0.93 -0.07 -0.07 0.007 0.0872 0

937 SLV 13 16 26.2 23.7 7.2 0.94 -0.01 -0.07 0.007 0.0386 0.0195

937 SLV 13 31 25.73 23.7 7.23 0.94 0.06 -0.07 0.007 0.0234 0.0084

937 SLV 14 1 26.67 23.7 7.17 0.92 -0.07 -0.07 0.007 0.0873 0

937 SLV 14 16 26.2 23.7 7.2 0.93 -0.01 -0.07 0.007 0.0387 0.0195

937 SLV 14 31 25.73 23.7 7.23 0.93 0.06 -0.07 0.007 0.0233 0.0084

937 SLV 15 1 26.67 23.7 7.17 5.08 -0.07 0.47 -0.0009 -0.3087 0

937 SLV 15 16 26.2 23.7 7.2 5.08 0 0.47 -0.0009 -0.1032 0.0174

937 SLV 15 31 25.73 23.7 7.23 5.09 0.06 0.47 -0.0009 0.1536 0.0042

937 SLV 16 1 26.67 23.7 7.17 5.07 -0.07 0.47 -0.0009 -0.3086 0

937 SLV 16 16 26.2 23.7 7.2 5.08 0 0.47 -0.0009 -0.1032 0.0174

937 SLV 16 31 25.73 23.7 7.23 5.08 0.06 0.47 -0.0009 0.1535 0.0043

937 SLV FO 1 1 26.67 23.7 7.17 -17.5 -0.1 -1.18 -0.0001 0.7415 0

937 SLV FO 1 16 26.2 23.7 7.2 -17.5 -0.03 -1.18 -0.0001 0.2023 0.03

937 SLV FO 1 31 25.73 23.7 7.23 -17.5 0.03 -1.18 -0.0001 -0.3933 0.0294

937 SLV FO 2 1 26.67 23.7 7.17 -17.51 -0.1 -1.18 -0.0001 0.7416 0

937 SLV FO 2 16 26.2 23.7 7.2 -17.51 -0.03 -1.18 -0.0001 0.2023 0.03

937 SLV FO 2 31 25.73 23.7 7.23 -17.5 0.03 -1.18 -0.0001 -0.3934 0.0294

937 SLV FO 3 1 26.67 23.7 7.17 -12.94 -0.09 -0.58 -0.0087 0.306 0

937 SLV FO 3 16 26.2 23.7 7.2 -12.94 -0.03 -0.58 -0.0087 0.0463 0.0277

937 SLV FO 3 31 25.73 23.7 7.23 -12.93 0.04 -0.58 -0.0087 -0.2501 0.0248

937 SLV FO 4 1 26.67 23.7 7.17 -12.95 -0.09 -0.58 -0.0087 0.3061 0

937 SLV FO 4 16 26.2 23.7 7.2 -12.94 -0.03 -0.58 -0.0087 0.0463 0.0277

937 SLV FO 4 31 25.73 23.7 7.23 -12.94 0.04 -0.58 -0.0087 -0.2502 0.0249

937 SLV FO 5 1 26.67 23.7 7.17 -16.14 -0.09 -1.48 0.0127 1.0169 0

937 SLV FO 5 16 26.2 23.7 7.2 -16.14 -0.03 -1.48 0.0127 0.3268 0.0289

937 SLV FO 5 31 25.73 23.7 7.23 -16.13 0.04 -1.48 0.0127 -0.4099 0.0271

937 SLV FO 6 1 26.67 23.7 7.17 -16.15 -0.09 -1.48 0.0127 1.0171 0

937 SLV FO 6 16 26.2 23.7 7.2 -16.15 -0.03 -1.48 0.0127 0.3269 0.0289

937 SLV FO 6 31 25.73 23.7 7.23 -16.15 0.04 -1.48 0.0127 -0.4101 0.0272

937 SLV FO 7 1 26.67 23.7 7.17 -0.93 -0.08 0.52 -0.0161 -0.4347 0

937 SLV FO 7 16 26.2 23.7 7.2 -0.93 -0.01 0.52 -0.0161 -0.1931 0.0212

937 SLV FO 7 31 25.73 23.7 7.23 -0.92 0.05 0.52 -0.0161 0.0673 0.0119

937 SLV FO 8 1 26.67 23.7 7.17 -0.94 -0.08 0.51 -0.0161 -0.4345 0

937 SLV FO 8 16 26.2 23.7 7.2 -0.94 -0.01 0.51 -0.0161 -0.1931 0.0212

937 SLV FO 8 31 25.73 23.7 7.23 -0.93 0.05 0.51 -0.0161 0.0672 0.0119

937 SLV FO 9 1 26.67 23.7 7.17 -10.41 -0.09 -1.14 0.0151 0.8175 0

937 SLV FO 9 16 26.2 23.7 7.2 -10.41 -0.02 -1.14 0.0151 0.2777 0.0256

937 SLV FO 9 31 25.73 23.7 7.23 -10.41 0.04 -1.14 0.0151 -0.281 0.0206

937 SLV FO 10 1 26.67 23.7 7.17 -10.42 -0.09 -1.14 0.0151 0.8177 0

937 SLV FO 10 16 26.2 23.7 7.2 -10.42 -0.02 -1.14 0.0151 0.2777 0.0256

937 SLV FO 10 31 25.73 23.7 7.23 -10.42 0.04 -1.14 0.0151 -0.2812 0.0206

937 SLV FO 11 1 26.67 23.7 7.17 4.8 -0.07 0.85 -0.0137 -0.6341 0

937 SLV FO 11 16 26.2 23.7 7.2 4.8 -0.01 0.85 -0.0137 -0.2423 0.018

937 SLV FO 11 31 25.73 23.7 7.23 4.81 0.06 0.85 -0.0137 0.1963 0.0053

937 SLV FO 12 1 26.67 23.7 7.17 4.79 -0.07 0.85 -0.0137 -0.6339 0

937 SLV FO 12 16 26.2 23.7 7.2 4.79 -0.01 0.85 -0.0137 -0.2423 0.018

937 SLV FO 12 31 25.73 23.7 7.23 4.79 0.06 0.85 -0.0137 0.1961 0.0053

937 SLV FO 13 1 26.67 23.7 7.17 1.59 -0.07 -0.05 0.0077 0.0768 0

937 SLV FO 13 16 26.2 23.7 7.2 1.6 -0.01 -0.05 0.0077 0.0383 0.0191

937 SLV FO 13 31 25.73 23.7 7.23 1.6 0.06 -0.05 0.0077 0.0364 0.0076

35

937 SLV FO 14 1 26.67 23.7 7.17 1.58 -0.07 -0.05 0.0077 0.0769 0

937 SLV FO 14 16 26.2 23.7 7.2 1.59 -0.01 -0.05 0.0077 0.0383 0.0191

937 SLV FO 14 31 25.73 23.7 7.23 1.59 0.06 -0.05 0.0077 0.0363 0.0076

937 SLV FO 15 1 26.67 23.7 7.17 6.16 -0.07 0.55 -0.0009 -0.3587 0

937 SLV FO 15 16 26.2 23.7 7.2 6.16 0 0.55 -0.0009 -0.1177 0.0168

937 SLV FO 15 31 25.73 23.7 7.23 6.16 0.06 0.55 -0.0009 0.1796 0.003

937 SLV FO 16 1 26.67 23.7 7.17 6.15 -0.07 0.55 -0.0009 -0.3586 0

937 SLV FO 16 16 26.2 23.7 7.2 6.15 0 0.55 -0.0009 -0.1177 0.0168

937 SLV FO 16 31 25.73 23.7 7.23 6.16 0.06 0.55 -0.0009 0.1795 0.0031

Segue: Allegato 1

Canicattini Bagni li 16/01/2017 Il calcolista

Dott. Arch. Emanuele Lombardo

PROGETTO PER LA COSTRUZIONE DI UN EDIFICIO...

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