PROGETTO PER LA REALIZZAZIONE DI UN SOTTOPASSO … al PRG/S... · progetto per la realizzazione di...
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- STUDIO TECNICO -
DOTT. ING. GIULIA PIERINI – DOTT. ING. LAURA CONSOLINI – GEOM. ANDREOLI ANDREA
Via Della Libertà, 8 - 61032 FANO (PU) Tel. e Fax: 0721-805841
e-mail: [email protected]
COMUNE DI FANO
PROGETTO PER LA REALIZZAZIONE DI UN SOTTOPASSO FERROVIARIO
AL KM. 166+038 DELLA LINEA FERROVIARIA BOLOGNA-LECCE
(OPERA COMPENSATIVA)
PROGETTO PER LA RISTRUTTURAZIONE E L’AMPLIAMENTO DI UN
COMPLESSO PRODUTTIVO PER LA MANUTENZIONE E COSTRUZIONE DI
MEZZI ROTABILI, SITO IN FANO – VIA DEL BERSAGLIO n.2
– VARIANTE AL VIGENTE P.R.G. AI SENSI DELL’ART. 8 DEL D.P.R. 160/2010 –
Committente: SRT S.r.l.
RELAZIONE SULLE STRUTTURE E CALCOLI ESECUTIVI
PROGETTO ESECUTIVO
Fano, 11.07.2016
I PROGETTISTI:
Dott. Ing. Giulia Pierini
Dott. Ing. Laura Consolini
Geom. Andrea Andreoli
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 2
INDICE
- PREMESSA
o Descrizione dell’opera
o Normativa di riferimento
o Materiali utilizzati
o Parametri sismici
o Ipotesi di calcolo e criteri di progetto e verifica
o Opere provvisionali e modalità realizzative
- CALCOLI ESECUTIVI DEL MONOLITE
o Caratteristiche geometriche
o Analisi dei carichi – tabella riassuntiva
o Analisi dei carichi – calcolo dettagliato
o Condizioni e combinazioni di carico
o Calcolo agli elementi finiti con elaboratore elettronico
o Verifiche slv – flessione e taglio
o Verifica delle fondazioni – SLV
o Verifica a fessurazione – SLE
o Verifica delle tensioni in esercizio – SLE
o Verifica delle deformazioni verticali – SLE
o Fasi transitorie – calcolo delle controtravi di collegamento
o Fasi transitorie – calcolo degli speroni
- CALCOLI ESECUTIVI DELLE RAMPE
o Verifica delle rampe
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 3
- CALCOLI ESECUTIVI DELLA PLATEA DI VARO E DELLE OPERE
PROVVISIONALI
o Valutazione della spinta massima necessaria per l'infissione
o Calcolo e verifica della platea di varo
o Calcolo e verifica del muro reggispinta
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 4
PREMESSA
1. Descrizione dell’opera.
Il sottopasso attraverserà perpendicolarmente la linea ferroviaria Bologna-Lecce, in
corrispondenza della progressiva km 166+038, collegando in tal modo il parcheggio pubblico
presente con il lato mare della ferrovia stessa.
Sul lato monte, le rampe di accesso saranno due, costruite in cemento armato e con le
previste pendenze e soste per la fruizione da parte dei portatori di handicap.
Sul lato mare, per ridurre l’ingombro complessivo delle rampe, esse saranno tre, sempre in
cemento armato e sempre con le previste pendenze e soste per la fruizione da parte dei
portatori di handicap.
Queste aree su cui si costruiranno le rampe di uscita sono all’interno di un parcheggio
pubblico (lato monte) e costeggiante via A. Cappellini (lato mare).
Le dimensioni interne del sottopasso saranno di 2.50 m x 2.50 m, come previsto dalle
vigenti Norme Tecniche per le Costruzioni (D.M. 14.01.2008) ed il piano di calpestio si
troverà a circa -3.85 m dal piano del binario soprastante.
Il sottopasso sarà costruito da un monolite in cemento armato ad armatura lenta fuori dalla
sede ferroviaria, in un cantiere adiacente alla sede stessa sul lato monte ed in asse con la
posizione definitiva dell’attraversamento.
Si realizzerà preventivamente una platea di varo in c.a. che, fungendo da piano di
scorrimento per il successivo varo, consente il moto relativo fra il manufatto sovrastante e la
platea stessa. Tale platea è costituita inoltre da due cordoli laterali che consentono di
mantenere la direzionalità del manufatto nella fase di spinta e, posteriormente, da un muro
reggispinta che ha la funzione assorbire la spinta che i martinetti idraulici trasferiscono alla
platea del monolite.
Prima del getto della platea dello scatolare, sulla platea di varo, verranno posti,
sull’estradosso di quest’ultima, due fogli di polietilene per facilitare lo stacco delle superfici
all’atto della spinta.
Le pareti laterali del monolite, sulla testata di avanzamento, sono profilate con una
inclinazione a 45° sulla verticale e con una rastremazione a tagliente sulla loro sezione
orizzontale in modo da impedire, nella fase di avanzamento, il franamento laterale del terreno.
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Dopo la stagionatura dei getti si attua la traslazione in opera del monolite nella posizione
definitiva sotto la sede ferroviaria mediante martinetti a spinta oleodinamica atti a vincere
l’attrito che durante l’avanzamento si attiva fra il terreno ed il monolite stesso.
In precedenza alle operazioni di varo vengono posti in opera, lateralmente ai binari, travi in
acciaio provvisorie con funzione di sostegno e ripartizione dei carichi. Successivamente, in
direzione dell’asse del monolite, vengono poste in opera travi di appoggio, sottostanti a quelle
parallele al binario, con la funzione di sostenere i binari stessi in fase di avanzamento del
manufatto. Contemporaneamente all’avanzamento si procede dall’interno del monolite allo
scavo del nucleo centrale di terreno mediante escavatore a pala meccanica ed
all’allontanamento del materiale di risulta.
A traslazione ultimata si procederà alla rimozione delle attrezzature provvisorie impiegate
ed al completamento in opera della parte inferiore dei rostri.
Sul lato mare e sul lato monte del sottopasso, verranno realizzate a questo punto le rampe
di uscita con tutte le idonee caratteristiche tecniche atte all’utilizzo da parte del portatori di
handicap. A completamento delle parti strutturali, verranno messe in opera le finiture quali
pavimentazioni, tinteggiature ed illuminazione, oltre alla costruzione di un vano per
l’alloggiamento di pompe idrauliche per il sollevamento delle acque meteoriche confluenti nel
sottopasso e nelle rampe. Una volta sollevate, le acque meteoriche verranno smaltite fino al
recapito finale (vale a dire il Rio Crinaccio). Tutte le finiture, in particolare tinteggiature,
pavimentazioni ed illuminazioni, saranno conformi alle Normative vigenti in materia.
Progettazione e materiali impiegati saranno conformi a tutte le normative vigenti per
l’opera in oggetto, in particolare il già citato D.M. 14.01.2008, Norme Tecniche per le
Costruzioni e relativa Circolare esplicativa n. 617/2009, e le normative ferroviarie RFI DTC
INC PO IFS 001 A – Specifica per la progettazione e l’esecuzione dei ponti ferroviari e di
altre opere minori sotto binario e RFI DTC INC CS SP IFS 001 A – Specifica per la
progettazione geotecnica delle opere civili ferroviarie.
2. Normativa di riferimento.
- Legge n° 1086 del 05.11.71 - Norme per la disciplina delle opere in conglomerato
cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica;
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- Legge n° 64 del 02.02.74 - Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni
per le zone sismiche;
- D.M. 14.01.2008 - Norme tecniche per le costruzioni;
- Circolare 02.02.2009 N. 617 C.S.LL.PP. – Istruzioni per l’applicazione delle “Nuove
norme tecniche per le costruzioni” di cui al D.M. 14.01.2008;
- Specifica RFI DTC INC PO IFS 001 A – Specifica per la progettazione e l’esecuzione dei
ponti ferroviari e di altre opere minori sotto binario;
- Specifica RFI DTC INC CS SP IFS 001 A – Specifica per la progettazione geotecnica
delle opere civili ferroviarie;
- Manuale di Progettazione – Corpo Stradale, rev C del 20/09/2004, Parte III.
3. Materiali utilizzati.
Calcestruzzo gettato in opera
- inerti:
Gli inerti naturali o di frantumazione saranno costituiti da elementi resistenti al gelo e non
friabili, non dovranno modificarsi sotto l'effetto dell'acqua; dovranno essere privi di sostanze
organiche, limose o argillose, gessi ecc. in proporzioni nocive all'indurimento del calcestruzzo
od alla conservazione delle armature; non dovranno inoltre produrre reazioni nocive con il
cemento ed i suoi prodotti di idratazione. Le dimensioni degli inerti saranno tali da
commisurarsi con la geometria della carpenteria e con l'ingombro delle armature.
In mancanza di analisi granulometriche tali dimensioni seguiranno la scala seguente:
- sabbie di frantoio (o alluvionali) mm. 0 - 5 40 %
- spaccato fino mm. 5 - 12 35 %
- spaccato grande mm. 12 - 30 25 %
rispondenti alle caratteristiche previste dal Paragrafo 11 del D.M. 14.01.2008.
Verranno accettati dalla Direzione Lavori solo se rispondente ai controlli previsti dal
suddetto decreto.
- acqua:
L'acqua di impasto sarà limpida, priva di sali in percentuali dannose, né sarà aggressiva. Si
userà possibilmente acqua potabile controllando che il PH sia compreso fra 4.5 e 7.5. Molto
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importante, in assenza di additivi fluidificanti, è il rapporto acqua/cemento che non può
superare, a causa della protezione dalla corrosione dell'armatura, il valore di 0.65.
- cemento:
Per quanto riguarda la costruzione del monolite, i leganti idraulici del tipo "Portland" per
cemento armato ad armatura lenta saranno dosati per ottenere Classe di resistenza C32/40.
Per quanto riguarda la costruzione delle opere provvisorie necessarie al varo, i leganti
idraulici del tipo "Portland" per cemento armato ad armatura lenta saranno dosati per ottenere
Classe di resistenza C25/30.
Tali materiali saranno rispondenti alle caratteristiche previste dal Capitolo 11 del D.M.
14.01.2008.
Verranno accettati dalla Direzione Lavori solo se rispondente ai controlli previsti dal
suddetto decreto.
- acciaio:
L'acciaio per il c.a. in opera sarà del tipo B450C laminato a caldo ad aderenza migliorata
rispondente alle caratteristiche previste dal Capitolo 11 del D.M. 14.01.2008, esso sarà
accettato dalla Direzione Lavori solo se rispondente ai controlli previsti dal suddetto decreto.
La tensione caratteristica di snervamento deve essere fynom ≥ 450 N/mmq, mentre la tensione
caratteristica di rottura deve essere ftnom ≥ 540 N/mmq.
4. Parametri sismici.
In base a quanto previsto dal D.M. 14.01.2008 è necessario preliminarmente definire i
seguenti parametri, considerando inoltre quanto detto dalla Normativa Ferroviaria RFI DTC
INC PO IFS 001 A “Specifica per la progettazione e l’esecuzione dei ponti ferroviari e di altre
opere minori sotto binario”.
Vita nominale
La vita nominale del manufatto, come previsto dalla sopra citata Norma Ferroviaria citata,
è corrispondente alla prima tipologia, detta di “Opere nuove su infrastrutture ferroviarie
progettate con le norma vigenti prima del D.M. 14.01.2008”. In conseguenza di ciò, dalla
Tab. 1.1.1-1, la vita nominale di riferimento risulta: Vn≥ 50 anni.
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Classe d’uso
La Classe d’Uso del manufatto, come previsto dalla Norma Ferroviaria citata, viene
determinata sulla base dell’appartenenza della linea Bologna-Ancona (L448) al “sistema di
grande viabilità ferroviaria”. Dalla Tab. 1.1.2-1 della Norma sopra citata, si evince che la
Classe d’Uso è corrispondente alla Classe III. In conseguenza di ciò, il coefficiente d’uso
risulta: Cu = 1.5.
Periodo di riferimento dell’azione sismica
Il periodo di riferimento VR va valutato moltiplicando la classe d’uso e la vita nominale.
Secondo quanto indicato in Tab. C.2.4.1 della Circolare 02.02.2009 n. 617, il periodo di
riferimento dell’azione sismica risulta: Vr ≥ 75 anni.
Periodo di ritorno dell’azione sismica
Il periodo di ritorno TR dell’azione sismica, si calcola in modo diverso a seconda dello
stato limite considerato. In particolare, per il monolite in oggetto, secondo quanto indicato in
Tab. C.3.2.1 della Circolare n. 617, risulta:
- stato limite di danno Tr = Vr = 75 anni;
- stato limite di salvaguardia della vita Tr = 9.50*Vr = 712.50 anni.
Categoria del suolo di fondazione
La categoria del suolo di fondazione, in base a quanto previsto dalla Relazione Geologica
allegata, è definita “C”. Sulla base di tale parametro si individueranno i parametri per le
analisi sismiche.
Si tratta di un terreno pianeggiante appartenente alla tipologia T1 e privo di rischi
idrogeologici tale da costituire adeguato sedime per la costruzione in progetto.
5. Ipotesi di calcolo e criteri di progetto e verifica.
Il manufatto è stato progettato con riferimento sia ai carichi di esercizio che alle fasi
transitorie che si hanno durante la traslazione, nonché alle azioni sismiche per la zona oggetto
dell’intervento.
Nella definizione degli spettri di progetto per l’azione sismica, si assume che il manufatto
appartenga alla Classe d’Uso III.
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Si è considerato estratto dal monolite un telaio di dimensione unitaria in direzione
trasversale rispetto alla canna, con traverso inferiore poggiante sul terreno alla Winkler. Si è
fatto riferimento alla combinazione più gravosa delle azioni estendendo i risultati ottenuti
all'intera struttura.
La scelta effettuata risulta peggiorativa, e quindi in favore di sicurezza, rispetto alla
modellazione complessiva del manufatto in quanto:
1. si trascura il comportamento a piastra dell’elemento in favore di un comportamento
meno resistente, quale quello a trave;
2. la Normativa prevede delle combinazioni di carico tra i binari presenti in loco (n.2
binari), mettendo dei coefficienti riduttivi ai carichi mobili dei binari non considerati
come principale, mentre nella modellazione condotta di assume che ci sia sempre il
carico principale al massimo valore.
Il calcolo della struttura, condotto con i metodi della scienza delle costruzioni basati
sull'ipotesi dell'elasticità lineare dei materiali, è stato sviluppato tramite elaboratore
elettronico con il programma di calcolo agli elementi finiti denominato “Nolian” della Ditta
Softing di Roma (licenza d’uso n. 2025).
Le verifiche di resistenza sono state effettuate con il metodo degli stati limite.
Sono state effettuate le verifiche necessarie a definire gli elementi principali, sulla base
delle indicazioni previste dal D.M. 14.01.2008 - Norme tecniche sulle costruzioni.
Tali verifiche saranno effettuate combinando, per ciascun elemento da analizzare, le
seguenti azioni:
- azioni permanenti di peso proprio degli elementi strutturali (G1);
- azioni permanenti di peso proprio degli elementi non strutturali (G2);
- azioni permanenti di peso delle terre (G3);
- azioni variabili da traffico e non (Qi);
- azioni sismiche (E).
I calcoli sono stati effettuati con il metodo degli stati limite, come previsto dalla
Normativa, in particolare allo stato limite ultimo di salvaguardia della vita (SLV) e, ove
necessario, allo stato limite di esercizio.
Lo stato limite ultimo (SLV) è stato verificato in base alle seguenti combinazioni:
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- fondamentale: γG1*G1 + γG2*G2 + γG3*G3 + γQ1*Qk1 + Σi (γQi*ψ0i*Qki);
- sismica: E + G1 + G2 + G3 + Σi (ψ2i*Qki).
Lo stato limite di esercizio (SLE) è stato verificato in base alle seguenti combinazioni:
- caratteristica (rara): G1 + G2 + G3 + Qk1 + Σi (ψ0i*Qki);
- frequente: G1 + G2 + G3 + ψ11 Qk1 + Σi (ψ2i*Qki) con i ≥ 2;
- quasi permanente: G1 + G2 + G3 + Σi (ψ2i*Qki);
Le verifiche agli stati limite ultimo sono state effettuate al fine di valutare le azioni sugli
elementi strutturali, massime prevedibili, tenendo anche in conto le azioni sismiche di cui al
capitolo trattato in precedenza.
Gli elementi in c.a. saranno verificati a presso-flessione e taglio con sovrapposizione delle
condizioni di carico considerando automaticamente anche quelle escludentesi tra loro o con
cambiamento di segno con quelle derivanti dall'azione del sisma.
Le verifiche agli stati limite di esercizio sono state effettuate al fine di valutare la
funzionalità dell’opera e la compatibilità degli spostamenti.
Per il monolite si definiscono condizioni ambientali “aggressive” e le armature da porre in
opera sono da considerare “poco sensibili”.
In tale combinazione di fattori, secondo quanto previsto al punto 1.8.3.2.4 della Normativa
Ferroviaria RFI DTC INC PO IFS 001 A, per la combinazione rara, è prevista una verifica
allo stato limite di fessurazione che deve essere compatibile con le seguenti relazioni:
wd ≤ wf1 = 0.1 mm (per strutture a permanente contatto del terreno)
wd ≤ wf2 = 0.2 mm (per tutte le altre strutture)
Inoltre le tensioni di esercizio dei materiali devono essere inferiori ai seguenti valori, tratti
dal punto 1.8.3.2.1 della Norma sopra citata, in quanto a favore di sicurezza rispetto a quelli
indicati nel D.M. 14.01.2008 per strutture ordinarie:
- σc = 0.55 fck (c. rara);
- σc = 0.40 fck (c. quasi permanente);
- σs = 0.75 fyk (c. rara).
Il calcestruzzo adottato per il monolite appartiene alla classe di resistenza C32/40, che
determina un valore minimo di copriferro pari mm 40, da incrementare con un minimo di mm
10 di tolleranza di posa, per un totale di mm 50.
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 11
Si adotta in definitiva un copriferro, valutato dall'asse delle barre, pari a mm 60.
La soletta superiore dovrà inoltre soddisfare la verifica allo stato limite di deformazione
per il comfort dei passeggeri. L’inflessione orizzontale quindi sarà limitata a quanto previsto
dal punto 1.8.3.2.2.3 della Norma Ferroviaria citata, vale a dire famm = L/1000.
6. Opere provvisionali e modalità realizzative.
Le strutture provvisionali per la costruzione ed infissione del monolite sotto la sede
ferroviaria sono costituite da una platea di varo e da un muro reggispinta in c.a., che hanno
funzione di consentire la traslazione del monolite stesso dalla sede di costruzione alla sede
definitiva nel rispetto delle tolleranze plano-altimetriche richieste.
La platea di varo costituisce la base di appoggio, in sede provvisoria, per la costruzione
dello scatolare in c.a.. Essa ha successivamente la funzione di piano di scorrimento e di guida
durante la traslazione.
La parete di spinta assicura il contrasto necessario per il varo del manufatto dalla sede di
allestimento a quella di esercizio.
Le opere in oggetto, in quanto opere provvisionali, appartengono a quanto disciplinato al
Par. 2.4.1 del D.M. 14.01.2008 e pertanto vengono definite come costruzioni di Tipo 1
“Opere provvisorie – Opere provvisionali – Strutture in fase costruttiva” (Tab. 2.4.I). Come
indicato nella stessa Tabella, essendo la durata in opera di tali strutture inferiore a due anni, le
verifiche sismiche possono essere omesse.
Per le stesse motivazioni, i criteri di calcolo e verifica di tali strutture prevedono lo
sfruttamento al massimo livello dei materiali impiegati, vale a dire che la combinazione
fondamentale di verifica sarà la seguente:
γG1*G1 + γG2*G2 + γG3*G3 + γQ1* Σi Qk1
considerando tutti i coefficienti parziali per le azioni γF pari all’unità, mentre i coefficienti
per i materiali verranno assunti pari a γC , γS = 1.50.
Platea di varo.
Per il dimensionamento della platea di varo, si considera nella parte superiore l'attrito fra il
monolite e la platea stessa e nella parte inferiore l'attrito fra la platea e gli strati di terreno
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 12
sottostanti in considerazione del fatto che verranno poste in opera tre nervature trasversali
nella sezione di contatto fra platea e terreno stesso.
Il calcolo consiste nella verifica dell'armatura resistente a trazione, sottraendo al valore
della spinta necessaria a muovere il manufatto (coeff. attrito = 1) il valore della forza di attrito
fra la platea gravata del peso del manufatto ed il terreno sottostante (coeff. attrito = tg φ’).
Al fine di assorbire gli sforzi derivanti dallo stacco iniziale del monolite, si raddoppierà
l’armatura prevista per il primo tratto di platea dal muro reggispinta.
Si fa notare che l’attrito presente in realtà sotto la platea sarà notevolmente incrementato
dal sovraccarico presente sulla platea e rappresentato dal peso del monolite stesso. Onde
conservare questo vantaggio, si prescrive che, durante l’avanzamento, il terreno di scavo
interno al monolite venga riportato sopra la platea di varo.
Muro reggispinta.
Per quanto riguarda il muro reggispinta, lo sforzo che esso deve assorbire è pari alla
differenza tra spinta applicata e l'attrito che viene a crearsi al di sotto della platea di varo.
A tergo del muro stesso, verrà costruito un rilevato in terreno di riporto compattato per
un’altezza di 3.50 m e per un’estesa di 15.00 m, in modo da utilizzare nel calcolo del muro la
resistenza passiva offerta da tale terreno e calcolata secondo la teoria di Coulomb.
Le caratteristiche geometriche del muro sono: altezza 2.30 m, larghezza 5.40 m e spessore
0.60 m. Tali dimensioni sono determinata alla luce del fatto di posizionare la risultante della
spinta del terreno a tergo del muro in corrispondenza del punto di spinta dei martinetti durante
la traslazione del monolite.
Fano, 11.07.2016
I PROGETTISTI:
Dott. Ing. Giulia Pierini
Dott. Ing. Laura Consolini
Geom. Andrea Andreoli
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 13
CALCOLI ESECUTIVI DEL MONOLITE
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 14
CARATTERISTICHE GEOMETRICHE
- luce interna m 2.50
- altezza interna m 2.80
- lunghezza totale scatolare m 16.90
- spessore soletta superiore m 0.35
- spessore piedritti m 0.35
- spessore platea m 0.40
- distanza dal piano del ferro m 1.00
0.35
1.00
2.80
0.40
1.175
3.175
P.F.
2.85
2.50 0.35 0.35
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 15
ANALISI DEI CARICHI – TABELLA RIASSUNTIVA
Azioni permanenti (G):
- azioni permanenti strutturali (G1):
. peso proprio monolite daN/m 10900
- azioni permanenti non strutturali (G2):
. peso massicciata daN/m 1800
- azioni permanenti da spinta delle terre (G3):
. spinta orizzontale del terreno a -4.55 m da p.f. daN/mq 3875
Azioni variabili da traffico (Q):
- azioni verticali (Q1):
. treno di carico LM71 n.4 x daN 25000
daN/m 8000
. treno di carico SW
SW/0 daN/m 13300
SW/2 daN/m 15000
- azioni orizzontali (Q2):
. avviamento (per LM71, SW/0, SW/2) daN/m 3300
. frenatura (per LM71, SW/0) daN/m 2000
. frenatura (per SW/2) daN/m 3500
Azioni variabili sul terrapieno (Q):
- sovraccarico variabile distribuito sul terreno (Q3): daN/mq 2110
Azioni sismiche (E):
- azione sismica orizzontale (Ex): daN/m 10580
- azione sismica verticale (Ez): daN/m 4750
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 16
ANALISI DEI CARICHI – CALCOLO DETTAGLIATO
Azioni permanenti (G1 e G2):
Peso massicciata + binario sulla soletta
G2 = 1.00 * 1800 = 1800 daN/m di monolite per m 1.00 di larghezza
Il peso proprio G1 della struttura viene assunto automaticamente dal programma di
calcolo.
Azioni permanenti del terreno (G3):
S1 = r*Ka1*h0 = 2000*0.238*1.00 = 480 daN/mq
S2 = r*Ka2*hr = 2000*0.438*3.25 = 2850 daN/mq
S3 = S2 + t*Ka2*ht = 2850 + 1800*0.438*1.30 = 3875 daN/mq
P
.F.
P.F.
h0=1.00
3.55
γr, hr=3.25 m
S2
γt, ht=1.30 m
S1
S3
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 17
Azioni variabili da traffico (Q1) – carichi verticali:
Treni di carico
Con riferimento alla normativa vigente, per i ponti ferroviari si possono considerare due
tipologie distinte di carichi ferroviari, e tra queste determinare quello più gravoso al fine delle
verifiche globali della struttura; i due carichi previsti si possono così riassumere:
a) Treno di carico LM71
È costituito da quattro carichi concentrati Qvk = 25000 daN ad interasse reciproco di m
1.60, al di fuori del quale (a distanza di m 0.80 dai carichi estremi) si sviluppa un carico
illimitato uniformemente distribuito qvk = 8000 daN/m.
Adottando il coefficiente di adeguamento = 1.10 per i ponti di categoria “A” (punto 1.4.1.1.
della Specifica RFI DTC INC PO IFS 001 A), i valori dei carichi Qvk e qvk previsti dalla
normativa sono:
Qvk = 27500 daN
qvk = 8800 daN/m
Il carico Qvk può essere distribuito longitudinalmente sulla lunghezza di m. 6.40,
ottenendo un carico uniformemente distribuito di 17187 daN/m.
b) Treno di carico SW
È costituito da due possibili carichi uniformemente distribuiti longitudinalmente su una
distanza prefissata “a”, con un intermezzo senza carico di lunghezza “c”; si individuano due
possibili tipi di carico con le seguenti caratteristiche, secondo quanto indicato alla Tab. 5.2.I
del D.M. 14.01.2008:
SW/0: a = m 15.0 c = m 5.30 q’vk = 13300 daN/m = 1.10
qvk = q’vk*=14630 daN/m
SW/2: a = m 25.0 c = m 7.0 q’vk = 15000 daN/m = 1.00
qvk = q’vk* =15000 daN/m
Come si può osservare, questi carichi sono studiati per ottenere sollecitazioni massime nel
caso di impalcati di luce elevata; nel caso in oggetto il carico SW può essere considerato
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 18
uniformemente distribuito sulla soletta superiore del monolite, essendo decisamente più lungo
della lunghezza di calcolo prevista per la struttura. Resta peraltro ovvio che, essendo SW/0
minore di SW/2, il carico di confronto con LM71 sarà necessariamente SW/2.
Per verificare quale dei due carichi descritti producesse maggiori effetti sulla soletta, si è
proceduto ad un’analisi comparata, prendendo come riferimento una trave doppiamente
incastrata, con luce di 2.85 m. Dall’analisi è risultato che sono massime le sollecitazioni
prodotte dal carico LM71 che quindi si è tenuto sempre in conto nelle successive analisi.
Per tener conto dell’eccentricità del carico rispetto all'asse del binario il rapporto fra i
carichi afferenti a due ruote appartenenti al medesimo asse deve essere assunto, secondo la
Normativa vigente, pari a:
Qv2 / Qv1 = 1.25
dalle relazioni
Qv2 / Qv1 = 1.25
Qv2 + Qv1 = 27500
si ricava:
Qv1 = 12222 daN
Qv2 = 15278 daN risulta verificato il rapporto 15278 / 12222 = 1.25
Ripartizione locale dei carichi
Il carico Qvk può essere ripartito in direzione longitudinale e trasversale; in particolare, in
direzione longitudinale la norma consente una distribuzione uniforme del carico, mentre in
direzione trasversale la distribuzione avviene su una superficie inclinata di 4:1 per quanto
riguarda il ballast, di 1:1 per quanto riguarda le solette e gli elementi in c.a, sulla base di
quanto disposto al punto 5.2.2.3.1.3 del D.M. 14.01.2008.
Per ciascun binario quindi la ripartizione dei carichi variabili avviene su una base b pari a:
b = 2.30 + 2*((1.175/2)/4) + 2*((0.35/2)/1) = 2.90 m
Pertanto per 1.00 m di binario si ha:
15278 / 1.60 = 9549 daN/m
12222 / 1.60 = 7638 daN/m
L'eccentricità trasversale è data dal rapporto e = s / 18 con s = 1435 mm.
e = 79.7 mm. 8 cm
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 19
Ripartendo il carico trasversalmente tenendo conto dell’eccentricità si ha:
6907 daN/mq
A,B = N / A ( 1 6 * e / L) =
4945 daN/mq
Su una striscia di 1.00 m, per interpolazione, si ha un carico massimo statico medio di
6568 daN/mq.
Il carico ferroviario uniformemente distribuito sulla soletta assume quindi il valore:
Qvk = 6568 daN/mq
Coefficiente dinamico
Dalla Tab.5.2.II del D.M. 14.01.2008, il coefficiente di amplificazione dinamica dei carichi
accidentali per sottovia di altezza libera 5.00 m. e luce libera 8.00 m. è:
3 = 1.35
pertanto il sovraccarico incrementato dinamicamente è pari a:
Qvk,fin = daN/mq 6568 * 1.35 = 8867 daN/mq
Il sovraccarico sul terrapieno produce una spinta pari a:
Q3 = Ka1 * Qvk = 0.238*8867 = 2110 daN/mq
7638 daN/m 9549 daN/m
σA
2.90
σB
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 20
Azioni variabili da traffico (Q2) – carichi orizzontali:
Secondo il punto 5.2.2.4.3 del D.M. 14.01.2008, l'effetto dell'avviamento e frenatura viene
schematizzato con una forza, posta al piano del binario, pari a:
- per l'avviamento:
Qla,k = 3300 daN/m * (2.85) = 9405 daN per binario < 100000 daN
- per la frenatura:
Qlb,k = 2000 daN/m * (2.85) = 5700 daN per binario < 600000 daN
A vantaggio della sicurezza si considera l'azione più gravosa provocata dall'avviamento il
cui valore, ridistribuito trasversalmente, è:
Favv. 9405 / 2.90 = 3243 daN/mq
Il momento di trasporto è dato da
M = 3243 * 1.175 = 3810 daNm per m di monolite
con una coppia di forze agente sui piedritti, dovute al momento di trasporto, pari a:
havv. = 3810/2.85 = 1337 daN
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 21
Azioni sismiche (E):
Azione sismica orizzontale
L'analisi utilizzata per il calcolo è di tipo statico lineare, vista la tipologia di struttura da
analizzare.
Le azioni orizzontali sono determinate tramite le relazioni definite al Par. 3.2.3.2.1 del
D.M. 14.01.2008, in base ai parametri sismici del sito di progetto:
- ag = 0.211g;
- Fo = 2.499;
- Tc* = 0.304 s;
- S = Ss*St = 1.384*1.000 = 1.383;
- Cc = 1.555;
- q = 1.00; (Punto 1.8.3.3 Specifica RFI DTC INC PO IFS 001 A)
- η = 1.00;
- TB = 0.158 s;
- TC = 0.473 s;
- TD = 2.446 s.
In base alla formulazione prevista dall'analisi statica lineare, la forza risulta:
Fh = Sd (T1) W λ / g dove:
- λ = 1 (a favore di sicurezza);
- W = peso proprio della struttura = (10900+1800) + 0.2*8867 = 14473 daN/m
- Sd (T1) = 0.731 g, a vantaggio di sicurezza, considerando T1 molto basso per
entrambe le direzioni.
Quindi:
Fh = 0.731g*14473*1.00/g = 10580 daN/m, in entrambe le direzioni.
Nelle verifiche si considererà solo la componente trasversale del sisma, in quanto la
componente longitudinale (parallela alla canna del monolite) risulta trascurabile rispetto a
questa.
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 22
Azione sismica verticale
Le azioni verticali sono determinate tramite le relazioni definite al Par. 3.2.3.2.2 del D.M.
14.01.2008, in base ai parametri sismici del sito di progetto:
- agv = 0.131g;
- S = Ss*St = 1.000*1.000 = 1.000;
- q = 1.00;
- TB = 0.050 s;
- TC = 0.150 s;
- TD = 1.000 s.
- Fv = 1.551;
- η = 1.000.
In base alla formulazione prevista dall'analisi statica lineare, la forza risulta:
Fv = Sve (T1) W λ / g dove:
- λ = 1 (a favore di sicurezza);
- W = peso proprio della struttura = (10900+1800) + 0.2*8867 = 14473 daN/m
- Sve (T1) = 0.328 g, vantaggio di sicurezza, considerando T1 molto basso.
Quindi:
Fv = 0.328g*14473*1.00/g = 4750 daN/m, nella direzione z.
Spinta sismica del terreno (G3s)
La spinta dei terreni in fase sismica viene valutata utilizzando il metodo di Mononobe-
Okabe, con i seguenti parametri:
kh = m * amax/g = 0.31 * (1.383*0.211g)/g = 0.090
kv = 0.5*kh = 0.045
= arctg (kh/1-kv) = 5°
ψ = 90°
= 2/3*φ1 = 15.33°
K’a1 = 0.266 (rilevato ferroviario γr)
K’a2 = 0.465 (sabbie argillose γt)
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 23
Calcoliamo l’incremento di spinta dovuto al sisma sul terreno per i vari strati:
S’1 = r*(1+kv)*K’a1*h0 = 2000*1.045*0.266*1.00 = 555 daN/mq
S’2 = r*(1+kv)*K’a2*hr = 2000*1.045*0.465*3.25 = 3160 daN/mq
S’3 = S’2 + t*(1+kv)*K’a2*ht = 3160 + 1800*1.045*0.465*1.30 = 4300 daN/mq
Spinta sismica del sovraccarico sul terrapieno (Q3s)
Il sovraccarico accidentale precedentemente determinato è:
Qvk,fin = 8867 daN/mq
Q3s = Qvk * K’a1 = 0.266*8867 = 2360 daN/mq
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 24
CONDIZIONI E COMBINAZIONI DI CARICO
Di seguito vengono schematizzate le condizioni di carico precedentemente calcolate e le
combinazioni previste dalla normativa in vigore.
I calcoli delle sollecitazioni, nelle varie combinazioni di carico, sono state effettuate con
elaboratore elettronico.
Si ipotizza la seguente struttura, per una lunghezza trasversale di 1.00 m.
Le condizioni di carico sono le seguenti (il peso proprio G1 della struttura viene assunto
automaticamente dal programma di calcolo):
0.35
1.00
2.80
0.40
1.175
3.175
P.F.
2.85
2.50 0.35 0.35
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 25
G2) CARICHI PERMANENTI NON STRUTTURALI
G3) SPINTA STATICA TERRAPIENO (simmetrica)
Q1) CARICO VARIABILE TRAFFICO (incrementato dinamicamente) – LM71
1800
480
8867
2850
3875
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 26
Q2) CARICO VARIABILE TRAFFICO – FREN/AVV
Q3) CARICO VARIABILE SUL TERRAPIENO (simmetrico)
G3s) CARICO SISMICO DEL TERRAPIENO (simmetrico)
2110
1337 1337
3243
555
3160
4300
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 27
Q3s) EFFETTO SISMICO DEL C. VARIABILE SUL TERRAPIENO
Ex) AZIONE SISMICA ORIZZONTALE
Ez) AZIONE SISMICA VERTICALE
2360
10580
4750
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 28
Le combinazioni di carico si determinano in base ai coefficienti del D.M. 14.01.2008
presenti alle Tabb. 2.5.I, 5.2.V e 5.2.VI. Per quanto riguarda le azioni da traffico Q1 e Q2 si
considerano i gruppi di carico presenti in Tab. 5.2.IV, utilizzando per le verifiche agli stati
limite ultimi il gruppo 3, mentre il gruppo 4 si utilizza come previsto per le verifiche allo stato
limite d’esercizio di fessurazione. Per le combinazioni sismiche, si sono considerati, in favore
di sicurezza, i coefficienti di combinazione ψ2 = 0.20 per i carichi da traffico e ψ2 = 0.50 per il
carico sul rilevato.
Le combinazioni di carico sono quindi le seguenti:
1) SLV STAT.: 1.35*G1 + 1.50*G2 + 1.50*G3 + 1.45*(Q1+Q2) + 1.50*0.8*Q3
1.50*1800
1.50*3875
1.45*8867
1.45*1337 1.45*1337
1.45*3243
1.50*0.8*2110
1.50*2850
1.50*480
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 29
2) SLV STAT.: 1.35*G1 + 1.50*G2 + 1.50*G3 + 1.50*Q3 + 1.45*0.8*(Q1+Q2)
3) SLV SISM. ORIZZ.: Ex + 0.3*Ez + G1 + G2 + G3s + 0.50*Q3s + 0.20*(Q1+Q2)
1.50*1800
1.45*0.80*8867
1.45*0.80*1337
1.45*0.80*3243
1.50*2110
1.45*0.80*1337
1800
0.20*8867
0.20*1337
0.20*3243
0.50*2360
0.20*1337
0.30*4750
10580
1.50*3875
1.50*2850
1.50*480
4300
3160
555
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 30
4) SLV SISM. VERT.: Ez + 0.3*Ex + G1 + G2 + G3s + 0.50*Q3s + 0.20*(Q1+Q2)
5) SLE FESSURAZIONE (c.rara): G1 + G2 + G3 + 0.80*Q3 + 0.60*(Q1+Q2)
1800
0.20*8867
0.20*1337
0.20*3243
0.50*2360
0.20*1337
4750
0.30*10580
1800
0.60*8867
0.60*1337
0.60*3243
0.80*2110
0.60*1337
4300
3160
555
3875
2850
480
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 31
6) SLE TENSIONI (c.quasi perm.): G1 + G2 + G3 + 0.20*Q3 + 0.20*(Q1+Q2)
CALCOLO AGLI ELEMENTI FINITI CON ELABORATORE ELETTRONICO
1800
0.20*8867
0.20*1337
0.20*3243
0.20*2110
0.20*1337
3875
2850
480
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 32
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 33
RioCrinaccio
All-In-One EWS 42 (12.11.2015) build 6260 © 2011-2015, Softing srl - 2025
COORDINATE E DATI DEI NODI (Fase 1)
Nodo x y z tx ty tz rx ry rz ms fz mm
1 100 0 100 1 1 0 0 0 1 0 0 0
2 385 0 100 1 1 0 0 0 1 0 0 0
3 100 0 417.5 0 1 0 0 0 0 0 3 0
4 385 0 417.5 0 1 0 0 0 0 0 1 0
5 242.5 0 417.5 0 1 0 0 0 0 0 4 0
6 242.5 0 100 1 1 0 0 0 1 0 0 0
7 117.5 0 100 1 1 0 0 0 1 0 0 0
8 367.5 0 100 1 1 0 0 0 1 0 0 0
9 367.5 0 417.5 0 1 0 0 0 0 0 0 0
10 117.5 0 417.5 0 1 0 0 0 0 0 0 0
11 100 0 400 0 1 0 0 0 0 0 0 0
12 100 0 120 0 1 0 0 0 0 0 0 0
13 385 0 120 0 1 0 0 0 0 0 0 0
14 385 0 400 0 1 0 0 0 0 0 0 0
15 100 0 240 0 1 0 0 0 0 0 0 0
16 385 0 240 0 1 0 0 0 0 0 0 0
ESTREMI E DATI DEGLI ELEMENTI (Fase 1)
Elemento Estremi Tipo Carico NodoK Massa Materiale-EE
1 16 14 2 5 0 0
2 13 16 2 3 0 0
3 15 11 2 6 0 0
4 12 15 2 4 0 0
5 14 4 2 16 0 0
6 2 13 2 1 0 0
7 1 12 2 2 0 0
8 11 3 2 17 0 0
9 10 5 2 20 0 0
10 3 10 2 20 0 0
11 9 4 2 20 0 0
12 5 9 2 20 0 0
13 8 2 1 18 0 0
14 6 8 1 18 0 0
15 7 6 1 18 0 0
16 1 7 1 18 0 0
ELEMENTI TIPO (Fase 1)
TRAVE SEZIONE DOPPIO T
Tipo wd wt tft tfw bft bfw vi vj
Materiale elastico: E=300000 G=150000
2 35 100 0 0 0 0 0 0
TRAVE WINKLER
Tipo hh bb ft wt bw
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 34
Materiale elastico: E=300000 G=150000 K=6
1 40 100 0 0 160
CARICHI UNIFORMI TIPO (Fase 1)
Condizione di carico: "Q3s" Tipo: "Carico Var Sismico Terreno"
Tipo cdx cdy cdz ref lato
1 -23.6 0 0 gbl 0
2 23.6 0 0 gbl 0
3 -23.6 0 0 gbl 0
4 23.6 0 0 gbl 0
5 -23.6 0 0 gbl 0
6 23.6 0 0 gbl 0
7 -23.6 0 0 gbl 0
8 -23.6 0 0 gbl 0
9 23.6 0 0 gbl 0
10 -23.6 0 0 gbl 0
11 23.6 0 0 gbl 0
12 -23.6 0 0 gbl 0
13 23.6 0 0 gbl 0
14 -23.6 0 0 gbl 0
15 23.6 0 0 gbl 0
16 -23.6 0 0 gbl 0
17 23.6 0 0 gbl 0
33 23.6 0 0 gbl 0
34 23.6 0 0 gbl 0
35 23.6 0 0 gbl 0
36 23.6 0 0 gbl 0
37 -23.6 0 0 gbl 0
38 -23.6 0 0 gbl 0
39 -23.6 0 0 gbl 0
40 -23.6 0 0 gbl 0
Condizione di carico: "Q3" Tipo: "Carico Var Statico Terreno"
Tipo cdx cdy cdz ref lato
1 -21.1 0 0 gbl 0
2 21.1 0 0 gbl 0
3 -21.1 0 0 gbl 0
4 21.1 0 0 gbl 0
5 -21.1 0 0 gbl 0
6 21.1 0 0 gbl 0
7 -21.1 0 0 gbl 0
8 -21.1 0 0 gbl 0
9 21.1 0 0 gbl 0
10 -21.1 0 0 gbl 0
11 21.1 0 0 gbl 0
12 -21.1 0 0 gbl 0
13 21.1 0 0 gbl 0
14 -21.1 0 0 gbl 0
15 21.1 0 0 gbl 0
16 -21.1 0 0 gbl 0
17 21.1 0 0 gbl 0
33 21.1 0 0 gbl 0
34 21.1 0 0 gbl 0
35 21.1 0 0 gbl 0
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 35
36 21.1 0 0 gbl 0
37 -21.1 0 0 gbl 0
38 -21.1 0 0 gbl 0
39 -21.1 0 0 gbl 0
40 -21.1 0 0 gbl 0
Condizione di carico: "Q1+Q2" Tipo: "Carichi Ferroviari"
Tipo cdx cdy cdz ref lato
20 0 0 -88.67 gbl 0
Condizione di carico: "G2" Tipo: "Permanente non strutt."
Tipo cdx cdy cdz ref lato
20 0 0 -18 gbl 0
CARICHI TRAPEZOIDALI TIPO (Fase 1)
Condizione di carico: "G3s" Tipo: "Permanente non strutt. terreno Sismico"
Tipo xi yi zi xj yj zj ref
1 -43 0 0 -40.9 0 0 gbl
2 43 0 0 40.9 0 0 gbl
3 -40.9 0 0 -31.6 0 0 gbl
4 40.9 0 0 31.6 0 0 gbl
5 -31.6 0 0 -6.66 0 0 gbl
6 31.6 0 0 6.6 0 0 gbl
7 -42.7 0 0 -40.7 0 0 gbl
8 -42.7 0 0 -40.7 0 0 gbl
9 42.7 0 0 40.7 0 0 gbl
10 -40.7 0 0 -28.7 0 0 gbl
11 40.7 0 0 28.7 0 0 gbl
12 -28.7 0 0 -6.66 0 0 gbl
13 28.7 0 0 6.6 0 0 gbl
14 -28.7 0 0 -6.66 0 0 gbl
15 28.7 0 0 6.6 0 0 gbl
16 -6.6 0 0 -5.55 0 0 gbl
17 6.6 0 0 5.55 0 0 gbl
33 6.6 0 0 5.55 0 0 gbl
34 28.7 0 0 6.6 0 0 gbl
35 40.7 0 0 28.7 0 0 gbl
36 42.7 0 0 40.7 0 0 gbl
37 -6.6 0 0 -5.55 0 0 gbl
38 -28.7 0 0 -6.66 0 0 gbl
39 -40.7 0 0 -28.7 0 0 gbl
40 -42.7 0 0 -40.7 0 0 gbl
Condizione di carico: "G3" Tipo: "Permanente non strutt. terreno Statico"
Tipo xi yi zi xj yj zj ref
1 -38.75 0 0 -36.9 0 0 gbl
2 38.75 0 0 36.9 0 0 gbl
3 -36.9 0 0 -28.5 0 0 gbl
4 36.9 0 0 28.5 0 0 gbl
5 -28.5 0 0 -5.7 0 0 gbl
6 28.5 0 0 5.7 0 0 gbl
7 -38.75 0 0 -36.9 0 0 gbl
8 -36.9 0 0 -38.75 0 0 gbl
9 38.75 0 0 36.9 0 0 gbl
10 -36.9 0 0 -28.5 0 0 gbl
11 36.9 0 0 28.5 0 0 gbl
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 36
12 -28.5 0 0 -5.7 0 0 gbl
13 28.5 0 0 5.7 0 0 gbl
14 -25.9 0 0 -5.7 0 0 gbl
15 25.9 0 0 5.7 0 0 gbl
16 -5.7 0 0 -4.8 0 0 gbl
17 5.7 0 0 4.8 0 0 gbl
33 5.75 0 0 4.8 0 0 gbl
34 25.9 0 0 5.75 0 0 gbl
35 36.7 0 0 25.9 0 0 gbl
36 38.5 0 0 36.7 0 0 gbl
37 -5.75 0 0 -4.8 0 0 gbl
38 -25.9 0 0 -5.75 0 0 gbl
39 -36.7 0 0 -25.9 0 0 gbl
40 -36.7 0 0 -38.5 0 0 gbl
PESI PROPRI TIPO (Fase 1)
Condizione di carico: "G1" Tipo: "Permanente strutt."
Tipo gm gx gy gz
1 0.0025 0 0 -1
2 0.0025 0 0 -1
3 0.0025 0 0 -1
4 0.0025 0 0 -1
5 0.0025 0 0 -1
6 0.0025 0 0 -1
7 0.0025 0 0 -1
8 0.0025 0 0 -1
9 0.0025 0 0 -1
10 0.0025 0 0 -1
11 0.0025 0 0 -1
12 0.0025 0 0 -1
13 0.0025 0 0 -1
14 0.0025 0 0 -1
15 0.0025 0 0 -1
16 0.0025 0 0 -1
17 0.0025 0 0 -1
18 0.0025 0 0 -1
20 0.0025 0 0 -1
33 0.0025 0 0 -1
34 0.0025 0 0 -1
35 0.0025 0 0 -1
36 0.0025 0 0 -1
37 0.0025 0 0 -1
38 0.0025 0 0 -1
39 0.0025 0 0 -1
40 0.0025 0 0 -1
SPOSTAMENTI NODALI "G1" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 -4.56e-002 0.00 -8.98e-005 0.00
2 0.00 0.00 -4.56e-002 0.00 8.98e-005 0.00
3 -2.79e-005 0.00 -4.64e-002 0.00 5.65e-005 0.00
4 2.79e-005 0.00 -4.64e-002 0.00 -5.65e-005 0.00
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 37
5 6.25e-014 0.00 -5.20e-002 0.00 1.70e-016 0.00
6 0.00 0.00 -3.64e-002 0.00 1.43e-016 0.00
7 0.00 0.00 -4.40e-002 0.00 -9.51e-005 0.00
8 0.00 0.00 -4.40e-002 0.00 9.51e-005 0.00
9 2.45e-005 0.00 -4.75e-002 0.00 -5.75e-005 0.00
10 -2.45e-005 0.00 -4.75e-002 0.00 5.75e-005 0.00
11 -9.99e-004 0.00 -4.64e-002 0.00 5.34e-005 0.00
12 -1.64e-003 0.00 -4.57e-002 0.00 -7.49e-005 0.00
13 1.64e-003 0.00 -4.57e-002 0.00 7.49e-005 0.00
14 9.99e-004 0.00 -4.64e-002 0.00 -5.34e-005 0.00
15 -5.89e-003 0.00 -4.61e-002 0.00 -1.48e-006 0.00
16 5.89e-003 0.00 -4.61e-002 0.00 1.48e-006 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "G2" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 -2.30e-002 0.00 -6.86e-005 0.00
2 0.00 0.00 -2.30e-002 0.00 6.86e-005 0.00
3 9.70e-006 0.00 -2.37e-002 0.00 8.01e-005 0.00
4 -9.70e-006 0.00 -2.37e-002 0.00 -8.01e-005 0.00
5 4.01e-014 0.00 -3.28e-002 0.00 1.11e-016 0.00
6 0.00 0.00 -1.63e-002 0.00 9.51e-017 0.00
7 0.00 0.00 -2.17e-002 0.00 -7.05e-005 0.00
8 0.00 0.00 -2.17e-002 0.00 7.05e-005 0.00
9 -8.51e-006 0.00 -2.53e-002 0.00 -8.67e-005 0.00
10 8.51e-006 0.00 -2.53e-002 0.00 8.67e-005 0.00
11 -1.30e-003 0.00 -2.37e-002 0.00 7.02e-005 0.00
12 -1.30e-003 0.00 -2.30e-002 0.00 -6.12e-005 0.00
13 1.30e-003 0.00 -2.30e-002 0.00 6.12e-005 0.00
14 1.30e-003 0.00 -2.37e-002 0.00 -7.02e-005 0.00
15 -5.76e-003 0.00 -2.33e-002 0.00 -1.13e-005 0.00
16 5.76e-003 0.00 -2.33e-002 0.00 1.13e-005 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "G3" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 5.88e-003 0.00 1.26e-004 0.00
2 0.00 0.00 5.88e-003 0.00 -1.26e-004 0.00
3 3.57e-004 0.00 5.88e-003 0.00 -1.22e-004 0.00
4 -3.57e-004 0.00 5.88e-003 0.00 1.22e-004 0.00
5 -2.75e-014 0.00 1.46e-002 0.00 -8.30e-017 0.00
6 0.00 0.00 -2.90e-003 0.00 -7.76e-017 0.00
7 0.00 0.00 3.82e-003 0.00 1.10e-004 0.00
8 0.00 0.00 3.82e-003 0.00 -1.10e-004 0.00
9 -3.13e-004 0.00 7.89e-003 0.00 1.07e-004 0.00
10 3.13e-004 0.00 7.89e-003 0.00 -1.07e-004 0.00
11 2.71e-003 0.00 5.88e-003 0.00 -1.34e-004 0.00
12 2.94e-003 0.00 5.88e-003 0.00 1.45e-004 0.00
13 -2.94e-003 0.00 5.88e-003 0.00 -1.45e-004 0.00
14 -2.71e-003 0.00 5.88e-003 0.00 1.34e-004 0.00
15 1.66e-002 0.00 5.88e-003 0.00 2.78e-005 0.00
16 -1.66e-002 0.00 5.88e-003 0.00 -2.78e-005 0.00
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 38
SPOSTAMENTI NODALI "Q1+Q2" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 -6.88e-004 0.00 5.70e-004 0.00
2 0.00 0.00 -0.23 0.00 1.24e-003 0.00
3 0.33 0.00 -3.56e-003 0.00 1.31e-003 0.00
4 0.33 0.00 -0.23 0.00 5.17e-004 0.00
5 0.33 0.00 -0.16 0.00 7.43e-004 0.00
6 0.00 0.00 -8.03e-002 0.00 7.15e-004 0.00
7 0.00 0.00 -1.03e-002 0.00 5.29e-004 0.00
8 0.00 0.00 -0.20 0.00 1.22e-003 0.00
9 0.33 0.00 -0.22 0.00 4.46e-004 0.00
10 0.33 0.00 -2.68e-002 0.00 1.30e-003 0.00
11 0.31 0.00 -3.40e-003 0.00 1.30e-003 0.00
12 1.23e-002 0.00 -8.69e-004 0.00 6.52e-004 0.00
13 2.51e-002 0.00 -0.23 0.00 1.25e-003 0.00
14 0.32 0.00 -0.23 0.00 6.06e-004 0.00
15 0.12 0.00 -1.96e-003 0.00 1.04e-003 0.00
16 0.17 0.00 -0.23 0.00 1.15e-003 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "Q3" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 4.76e-003 0.00 1.02e-004 0.00
2 0.00 0.00 4.76e-003 0.00 -1.02e-004 0.00
3 4.40e-004 0.00 4.76e-003 0.00 -1.16e-004 0.00
4 -4.40e-004 0.00 4.76e-003 0.00 1.16e-004 0.00
5 -2.20e-014 0.00 1.30e-002 0.00 -6.68e-017 0.00
6 0.00 0.00 -2.35e-003 0.00 -6.24e-017 0.00
7 0.00 0.00 3.09e-003 0.00 8.86e-005 0.00
8 0.00 0.00 3.09e-003 0.00 -8.86e-005 0.00
9 -3.86e-004 0.00 6.66e-003 0.00 1.02e-004 0.00
10 3.86e-004 0.00 6.66e-003 0.00 -1.02e-004 0.00
11 2.69e-003 0.00 4.76e-003 0.00 -1.26e-004 0.00
12 2.37e-003 0.00 4.76e-003 0.00 1.18e-004 0.00
13 -2.37e-003 0.00 4.76e-003 0.00 -1.18e-004 0.00
14 -2.69e-003 0.00 4.76e-003 0.00 1.26e-004 0.00
15 1.43e-002 0.00 4.76e-003 0.00 3.32e-005 0.00
16 -1.43e-002 0.00 4.76e-003 0.00 -3.32e-005 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "G3s" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 6.44e-003 0.00 1.39e-004 0.00
2 0.00 0.00 6.63e-003 0.00 -1.41e-004 0.00
3 9.44e-005 0.00 6.44e-003 0.00 -1.37e-004 0.00
4 -7.05e-004 0.00 6.63e-003 0.00 1.35e-004 0.00
5 -3.05e-004 0.00 1.62e-002 0.00 -6.24e-007 0.00
6 0.00 0.00 -3.22e-003 0.00 -5.88e-007 0.00
7 0.00 0.00 4.17e-003 0.00 1.21e-004 0.00
8 0.00 0.00 4.33e-003 0.00 -1.22e-004 0.00
9 -6.56e-004 0.00 8.85e-003 0.00 1.19e-004 0.00
10 4.53e-005 0.00 8.69e-003 0.00 -1.20e-004 0.00
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 39
11 2.73e-003 0.00 6.44e-003 0.00 -1.49e-004 0.00
12 3.25e-003 0.00 6.44e-003 0.00 1.60e-004 0.00
13 -3.28e-003 0.00 6.63e-003 0.00 -1.62e-004 0.00
14 -3.31e-003 0.00 6.63e-003 0.00 1.48e-004 0.00
15 1.83e-002 0.00 6.44e-003 0.00 3.00e-005 0.00
16 -1.86e-002 0.00 6.63e-003 0.00 -3.21e-005 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "Q3s" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 5.32e-003 0.00 1.14e-004 0.00
2 0.00 0.00 5.32e-003 0.00 -1.14e-004 0.00
3 4.93e-004 0.00 5.32e-003 0.00 -1.30e-004 0.00
4 -4.93e-004 0.00 5.32e-003 0.00 1.30e-004 0.00
5 -2.45e-014 0.00 1.46e-002 0.00 -7.44e-017 0.00
6 0.00 0.00 -2.62e-003 0.00 -6.95e-017 0.00
7 0.00 0.00 3.46e-003 0.00 9.91e-005 0.00
8 0.00 0.00 3.46e-003 0.00 -9.91e-005 0.00
9 -4.32e-004 0.00 7.45e-003 0.00 1.14e-004 0.00
10 4.32e-004 0.00 7.45e-003 0.00 -1.14e-004 0.00
11 3.01e-003 0.00 5.32e-003 0.00 -1.41e-004 0.00
12 2.65e-003 0.00 5.32e-003 0.00 1.32e-004 0.00
13 -2.65e-003 0.00 5.32e-003 0.00 -1.32e-004 0.00
14 -3.01e-003 0.00 5.32e-003 0.00 1.41e-004 0.00
15 1.60e-002 0.00 5.32e-003 0.00 3.72e-005 0.00
16 -1.60e-002 0.00 5.32e-003 0.00 -3.72e-005 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "Ex" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 0.27 0.00 2.24e-003 0.00
2 0.00 0.00 -0.27 0.00 2.24e-003 0.00
3 0.85 0.00 0.27 0.00 2.29e-003 0.00
4 0.85 0.00 -0.27 0.00 2.28e-003 0.00
5 0.85 0.00 -6.11e-005 0.00 1.73e-003 0.00
6 0.00 0.00 -3.06e-005 0.00 1.68e-003 0.00
7 0.00 0.00 0.23 0.00 2.15e-003 0.00
8 0.00 0.00 -0.23 0.00 2.14e-003 0.00
9 0.85 0.00 -0.23 0.00 2.16e-003 0.00
10 0.85 0.00 0.23 0.00 2.16e-003 0.00
11 0.81 0.00 0.27 0.00 2.41e-003 0.00
12 4.67e-002 0.00 0.27 0.00 2.39e-003 0.00
13 4.66e-002 0.00 -0.27 0.00 2.39e-003 0.00
14 0.81 0.00 -0.27 0.00 2.41e-003 0.00
15 0.37 0.00 0.27 0.00 2.88e-003 0.00
16 0.37 0.00 -0.27 0.00 2.87e-003 0.00
SPOSTAMENTI NODALI "Ez" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Nodo Tx Ty Tz Rx Ry Rz
1 0.00 0.00 -2.16e-002 0.00 -7.11e-005 0.00
2 0.00 0.00 -2.16e-002 0.00 7.11e-005 0.00
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 40
3 2.74e-005 0.00 -2.23e-002 0.00 1.04e-004 0.00
4 -2.74e-005 0.00 -2.23e-002 0.00 -1.04e-004 0.00
5 3.87e-014 0.00 -3.59e-002 0.00 1.07e-016 0.00
6 0.00 0.00 -1.49e-002 0.00 9.26e-017 0.00
7 0.00 0.00 -2.04e-002 0.00 -7.19e-005 0.00
8 0.00 0.00 -2.04e-002 0.00 7.19e-005 0.00
9 -2.40e-005 0.00 -2.44e-002 0.00 -1.15e-004 0.00
10 2.40e-005 0.00 -2.44e-002 0.00 1.15e-004 0.00
11 -1.65e-003 0.00 -2.23e-002 0.00 8.92e-005 0.00
12 -1.38e-003 0.00 -2.17e-002 0.00 -6.57e-005 0.00
13 1.38e-003 0.00 -2.17e-002 0.00 6.57e-005 0.00
14 1.65e-003 0.00 -2.23e-002 0.00 -8.92e-005 0.00
15 -6.69e-003 0.00 -2.19e-002 0.00 -1.74e-005 0.00
16 6.69e-003 0.00 -2.19e-002 0.00 1.74e-005 0.00
SFORZI "G1" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 2800.00 205.54 0.00 0.00 0.00 53234.84
14 -1400.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -20347.95
2 13 3850.00 205.54 0.00 0.00 0.00 77900.00
16 -2800.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -53234.84
3 15 2800.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -53234.84
11 -1400.00 205.54 0.00 0.00 0.00 20347.95
4 12 3850.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -77900.00
15 -2800.00 205.54 0.00 0.00 0.00 53234.84
5 14 1400.00 205.54 0.00 0.00 0.00 20347.95
4 -1246.88 -205.54 0.00 0.00 0.00 -16750.95
6 2 4025.00 205.54 0.00 0.00 0.00 82010.86
13 -3850.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -77900.00
7 1 4025.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -82010.86
12 -3850.00 205.54 0.00 0.00 0.00 77900.00
8 11 1400.00 -205.54 0.00 0.00 0.00 -20347.95
3 -1246.88 205.54 0.00 0.00 0.00 16750.95
9 10 -205.54 1093.75 0.00 0.00 0.00 -3729.52
5 205.54 9.04e-011 0.00 0.00 0.00 72088.89
10 3 -205.54 1246.87 0.00 0.00 0.00 16750.95
10 205.54 -1093.75 0.00 0.00 0.00 3729.52
11 9 -205.54 -1093.75 0.00 0.00 0.00 -3729.52
4 205.54 1246.87 0.00 0.00 0.00 -16750.95
12 5 -205.54 -8.59e-011 0.00 0.00 0.00 -72088.89
9 205.54 1093.75 0.00 0.00 0.00 3729.52
13 8 0.00 3447.14 0.00 0.00 0.00 -16669.62
2 0.00 -4025.00 0.00 0.00 0.00 82010.86
14 6 0.00 -1.54e-009 0.00 0.00 0.00 188863.59
8 0.00 -3447.14 0.00 0.00 0.00 16669.62
15 7 0.00 -3447.14 0.00 0.00 0.00 -16669.62
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 41
6 0.00 1.55e-009 0.00 0.00 0.00 -188863.59
16 1 0.00 -4025.00 0.00 0.00 0.00 -82010.86
7 0.00 3447.14 0.00 0.00 0.00 16669.62
SFORZI "G2" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 48863.43
14 -2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -60299.00
2 13 2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 40286.75
16 -2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -48863.43
3 15 2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -48863.43
11 -2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 60299.00
4 12 2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -40286.75
15 -2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 48863.43
5 14 2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 60299.00
4 -2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -61549.77
6 2 2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 38857.31
13 -2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -40286.75
7 1 2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -38857.31
12 -2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 40286.75
8 11 2565.00 71.47 0.00 0.00 0.00 -60299.00
3 -2565.00 -71.47 0.00 0.00 0.00 61549.77
9 10 71.47 2250.00 0.00 0.00 0.00 19418.52
5 -71.47 4.86e-011 0.00 0.00 0.00 121206.48
10 3 71.47 2565.00 0.00 0.00 0.00 61549.77
10 -71.47 -2250.00 0.00 0.00 0.00 -19418.52
11 9 71.47 -2250.00 0.00 0.00 0.00 19418.52
4 -71.47 2565.00 0.00 0.00 0.00 -61549.77
12 5 71.47 -5.05e-011 0.00 0.00 0.00 -121206.48
9 -71.47 2250.00 0.00 0.00 0.00 -19418.52
13 8 0.00 2189.44 0.00 0.00 0.00 2714.01
2 0.00 -2565.00 0.00 0.00 0.00 38857.31
14 6 0.00 -9.14e-010 0.00 0.00 0.00 132482.61
8 0.00 -2189.44 0.00 0.00 0.00 -2714.01
15 7 0.00 -2189.44 0.00 0.00 0.00 2714.01
6 0.00 9.11e-010 0.00 0.00 0.00 -132482.61
16 1 0.00 -2565.00 0.00 0.00 0.00 -38857.31
7 0.00 2189.44 0.00 0.00 0.00 -2714.01
SFORZI "G3" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 -8.73e-011 194.56 0.00 0.00 0.00 -189762.01
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 42
14 8.73e-011 2541.44 0.00 0.00 0.00 -46628.85
2 13 -7.28e-011 4118.56 0.00 0.00 0.00 58944.85
16 7.28e-011 -194.56 0.00 0.00 0.00 189762.01
3 15 -3.64e-011 -194.56 0.00 0.00 0.00 189762.01
11 3.64e-011 -2541.44 0.00 0.00 0.00 46628.85
4 12 -2.91e-011 -4118.56 0.00 0.00 0.00 -58944.85
15 2.91e-011 194.56 0.00 0.00 0.00 -189762.01
5 14 -5.82e-011 -2541.44 0.00 0.00 0.00 46628.85
4 5.82e-011 2633.32 0.00 0.00 0.00 -91930.97
6 2 0.00 4875.06 0.00 0.00 0.00 148819.33
13 0.00 -4118.56 0.00 0.00 0.00 -58944.85
7 1 -1.16e-010 -4875.06 0.00 0.00 0.00 -148819.33
12 1.16e-010 4118.56 0.00 0.00 0.00 58944.85
8 11 -5.82e-011 2541.44 0.00 0.00 0.00 -46628.85
3 5.82e-011 -2633.32 0.00 0.00 0.00 91930.97
9 10 2633.32 7.79e-012 0.00 0.00 0.00 91930.97
5 -2633.32 -7.79e-012 0.00 0.00 0.00 -91930.97
10 3 2633.32 -3.64e-012 0.00 0.00 0.00 91930.97
10 -2633.32 3.64e-012 0.00 0.00 0.00 -91930.97
11 9 2633.32 3.64e-012 0.00 0.00 0.00 91930.97
4 -2633.32 -3.64e-012 0.00 0.00 0.00 -91930.97
12 5 2633.32 1.00e-011 0.00 0.00 0.00 91930.97
9 -2633.32 -1.00e-011 0.00 0.00 0.00 -91930.97
13 8 0.00 81.15 0.00 0.00 0.00 -148058.87
2 0.00 -4.07e-010 0.00 0.00 0.00 148819.33
14 6 0.00 3.47e-010 0.00 0.00 0.00 -134615.67
8 0.00 -81.15 0.00 0.00 0.00 148058.87
15 7 0.00 -81.15 0.00 0.00 0.00 -148058.87
6 0.00 -3.48e-010 0.00 0.00 0.00 134615.67
16 1 0.00 -5.82e-010 0.00 0.00 0.00 -148819.33
7 0.00 81.15 0.00 0.00 0.00 148058.87
SFORZI "Q1+Q2" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 15765.24 -1970.81 0.00 0.00 0.00 208453.11
14 -15765.24 1970.81 0.00 0.00 0.00 -523782.55
2 13 15765.24 -1970.81 0.00 0.00 0.00 -28043.97
16 -15765.24 1970.81 0.00 0.00 0.00 -208453.11
3 15 9505.71 -1272.19 0.00 0.00 0.00 -273147.17
11 -9505.71 1272.19 0.00 0.00 0.00 69596.61
4 12 9505.71 -1272.19 0.00 0.00 0.00 -425810.09
15 -9505.71 1272.19 0.00 0.00 0.00 273147.17
5 14 15765.24 -1970.81 0.00 0.00 0.00 523782.55
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 43
4 -15765.24 1970.81 0.00 0.00 0.00 -558271.71
6 2 15765.24 -1970.81 0.00 0.00 0.00 -67460.15
13 -15765.24 1970.81 0.00 0.00 0.00 28043.97
7 1 9505.71 -1272.19 0.00 0.00 0.00 -451253.91
12 -9505.71 1272.19 0.00 0.00 0.00 425810.09
8 11 9505.71 -1272.19 0.00 0.00 0.00 -69596.61
3 -9505.71 1272.19 0.00 0.00 0.00 47333.27
9 10 1970.81 9290.98 0.00 0.00 0.00 -128836.54
5 -1970.81 1792.77 0.00 0.00 0.00 597475.11
10 3 1970.81 10842.71 0.00 0.00 0.00 47333.27
10 -1970.81 -9290.98 0.00 0.00 0.00 128836.54
11 9 1970.81 -12876.52 0.00 0.00 0.00 319355.07
4 -1970.81 14428.24 0.00 0.00 0.00 -558271.71
12 5 1970.81 -1792.77 0.00 0.00 0.00 -597475.11
9 -1970.81 12876.52 0.00 0.00 0.00 -319355.07
13 8 0.00 12158.74 0.00 0.00 0.00 311264.89
2 0.00 -15765.24 0.00 0.00 0.00 -67460.15
14 6 0.00 -4221.80 0.00 0.00 0.00 652188.53
8 0.00 -12158.74 0.00 0.00 0.00 -311264.89
15 7 0.00 -9412.60 0.00 0.00 0.00 -285483.88
6 0.00 4221.80 0.00 0.00 0.00 -652188.53
16 1 0.00 -9505.71 0.00 0.00 0.00 -451253.91
7 0.00 9412.60 0.00 0.00 0.00 285483.88
SFORZI "Q3" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 -6.18e-011 500.31 0.00 0.00 0.00 -156427.06
14 6.18e-011 2875.69 0.00 0.00 0.00 -33603.98
2 13 -5.09e-011 3032.31 0.00 0.00 0.00 55529.66
16 5.09e-011 -500.31 0.00 0.00 0.00 156427.06
3 15 -2.55e-011 -500.31 0.00 0.00 0.00 156427.06
11 2.55e-011 -2875.69 0.00 0.00 0.00 33603.98
4 12 -1.46e-011 -3032.31 0.00 0.00 0.00 -55529.66
15 1.46e-011 500.31 0.00 0.00 0.00 -156427.06
5 14 0.00 -2875.69 0.00 0.00 0.00 33603.98
4 0.00 3244.94 0.00 0.00 0.00 -87159.56
6 2 -5.82e-011 3454.31 0.00 0.00 0.00 120395.78
13 5.82e-011 -3032.31 0.00 0.00 0.00 -55529.66
7 1 0.00 -3454.31 0.00 0.00 0.00 -120395.78
12 0.00 3032.31 0.00 0.00 0.00 55529.66
8 11 -1.16e-010 2875.69 0.00 0.00 0.00 -33603.98
3 1.16e-010 -3244.94 0.00 0.00 0.00 87159.56
9 10 3244.94 5.43e-012 0.00 0.00 0.00 87159.56
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 44
5 -3244.94 -5.43e-012 0.00 0.00 0.00 -87159.56
10 3 3244.94 7.28e-012 0.00 0.00 0.00 87159.56
10 -3244.94 -7.28e-012 0.00 0.00 0.00 -87159.56
11 9 3244.94 1.46e-011 0.00 0.00 0.00 87159.56
4 -3244.94 -1.46e-011 0.00 0.00 0.00 -87159.56
12 5 3244.94 6.37e-012 0.00 0.00 0.00 87159.56
9 -3244.94 -6.37e-012 0.00 0.00 0.00 -87159.56
13 8 0.00 65.65 0.00 0.00 0.00 -119780.56
2 0.00 1.75e-010 0.00 0.00 0.00 120395.78
14 6 0.00 2.80e-010 0.00 0.00 0.00 -108904.93
8 0.00 -65.65 0.00 0.00 0.00 119780.56
15 7 0.00 -65.65 0.00 0.00 0.00 -119780.56
6 0.00 -2.80e-010 0.00 0.00 0.00 108904.93
16 1 0.00 -4.66e-010 0.00 0.00 0.00 -120395.78
7 0.00 65.65 0.00 0.00 0.00 119780.56
SFORZI "G3s" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 -1.71 223.68 0.00 0.00 0.00 -210801.39
14 1.71 2837.12 0.00 0.00 0.00 -51478.39
2 13 -1.71 4573.68 0.00 0.00 0.00 65880.77
16 1.71 -223.68 0.00 0.00 0.00 210801.39
3 15 1.71 -218.88 0.00 0.00 0.00 210827.33
11 -1.71 -2837.12 0.00 0.00 0.00 51964.45
4 12 1.71 -4568.88 0.00 0.00 0.00 -65278.83
15 -1.71 218.88 0.00 0.00 0.00 -210827.33
5 14 -1.71 -2837.12 0.00 0.00 0.00 51478.39
4 1.71 2943.43 0.00 0.00 0.00 -102084.94
6 2 -1.71 5412.68 0.00 0.00 0.00 165674.46
13 1.71 -4573.68 0.00 0.00 0.00 -65880.77
7 1 1.71 -5407.88 0.00 0.00 0.00 -164976.52
12 -1.71 4568.88 0.00 0.00 0.00 65278.83
8 11 1.71 2837.12 0.00 0.00 0.00 -51964.45
3 -1.71 -2943.43 0.00 0.00 0.00 102571.00
9 10 2943.43 1.71 0.00 0.00 0.00 102541.15
5 -2943.43 -1.71 0.00 0.00 0.00 -102327.97
10 3 2943.43 1.71 0.00 0.00 0.00 102571.00
10 -2943.43 -1.71 0.00 0.00 0.00 -102541.15
11 9 2943.43 1.71 0.00 0.00 0.00 102114.79
4 -2943.43 -1.71 0.00 0.00 0.00 -102084.94
12 5 2943.43 1.71 0.00 0.00 0.00 102327.97
9 -2943.43 -1.71 0.00 0.00 0.00 -102114.79
13 8 0.00 89.93 0.00 0.00 0.00 -164846.15
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 45
2 0.00 1.71 0.00 0.00 0.00 165674.46
14 6 0.00 4.45 0.00 0.00 0.00 -149546.44
8 0.00 -89.93 0.00 0.00 0.00 164846.15
15 7 0.00 -90.36 0.00 0.00 0.00 -164115.21
6 0.00 -4.45 0.00 0.00 0.00 149546.44
16 1 0.00 -1.71 0.00 0.00 0.00 -164976.52
7 0.00 90.36 0.00 0.00 0.00 164115.21
SFORZI "Q3s" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 -6.55e-011 559.58 0.00 0.00 0.00 -174961.07
14 6.55e-011 3216.42 0.00 0.00 0.00 -37585.49
2 13 -6.55e-011 3391.58 0.00 0.00 0.00 62109.00
16 6.55e-011 -559.58 0.00 0.00 0.00 174961.07
3 15 -2.91e-011 -559.58 0.00 0.00 0.00 174961.07
11 2.91e-011 -3216.42 0.00 0.00 0.00 37585.49
4 12 -2.91e-011 -3391.58 0.00 0.00 0.00 -62109.00
15 2.91e-011 559.58 0.00 0.00 0.00 -174961.07
5 14 -5.82e-011 -3216.42 0.00 0.00 0.00 37585.49
4 5.82e-011 3629.42 0.00 0.00 0.00 -97486.52
6 2 -5.82e-011 3863.58 0.00 0.00 0.00 134660.68
13 5.82e-011 -3391.58 0.00 0.00 0.00 -62109.00
7 1 -5.82e-011 -3863.58 0.00 0.00 0.00 -134660.68
12 5.82e-011 3391.58 0.00 0.00 0.00 62109.00
8 11 -1.16e-010 3216.42 0.00 0.00 0.00 -37585.49
3 1.16e-010 -3629.42 0.00 0.00 0.00 97486.52
9 10 3629.42 6.02e-012 0.00 0.00 0.00 97486.52
5 -3629.42 -6.02e-012 0.00 0.00 0.00 -97486.52
10 3 3629.42 3.27e-011 0.00 0.00 0.00 97486.52
10 -3629.42 -3.27e-011 0.00 0.00 0.00 -97486.52
11 9 3629.42 0.00 0.00 0.00 0.00 97486.52
4 -3629.42 0.00 0.00 0.00 0.00 -97486.52
12 5 3629.42 8.19e-012 0.00 0.00 0.00 97486.52
9 -3629.42 -8.19e-012 0.00 0.00 0.00 -97486.52
13 8 0.00 73.43 0.00 0.00 0.00 -133972.57
2 0.00 -1.16e-010 0.00 0.00 0.00 134660.68
14 6 0.00 3.10e-010 0.00 0.00 0.00 -121808.35
8 0.00 -73.43 0.00 0.00 0.00 133972.57
15 7 0.00 -73.43 0.00 0.00 0.00 -133972.57
6 0.00 -3.11e-010 0.00 0.00 0.00 121808.35
16 1 0.00 -8.73e-010 0.00 0.00 0.00 -134660.68
7 0.00 73.43 0.00 0.00 0.00 133972.57
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 46
SFORZI "Ez" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 55263.99
14 -2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -87580.27
2 13 2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 31026.78
16 -2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -55263.99
3 15 2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -55263.99
11 -2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 87580.27
4 12 2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -31026.78
15 -2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 55263.99
5 14 2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 87580.27
4 -2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -91114.87
6 2 2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 26987.25
13 -2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -31026.78
7 1 2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -26987.25
12 -2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 31026.78
8 11 2375.00 201.98 0.00 0.00 0.00 -87580.27
3 -2375.00 -201.98 0.00 0.00 0.00 91114.87
9 10 201.98 2375.00 0.00 0.00 0.00 49552.37
5 -201.98 -2375.00 0.00 0.00 0.00 247322.63
10 3 201.98 2375.00 0.00 0.00 0.00 91114.87
10 -201.98 -2375.00 0.00 0.00 0.00 -49552.37
11 9 201.98 -2375.00 0.00 0.00 0.00 49552.37
4 -201.98 2375.00 0.00 0.00 0.00 -91114.87
12 5 201.98 -2375.00 0.00 0.00 0.00 -247322.63
9 -201.98 2375.00 0.00 0.00 0.00 -49552.37
13 8 0.00 2022.35 0.00 0.00 0.00 11458.76
2 0.00 -2375.00 0.00 0.00 0.00 26987.25
14 6 0.00 -8.68e-010 0.00 0.00 0.00 130802.63
8 0.00 -2022.35 0.00 0.00 0.00 -11458.76
15 7 0.00 -2022.35 0.00 0.00 0.00 11458.76
6 0.00 8.67e-010 0.00 0.00 0.00 -130802.63
16 1 0.00 -2375.00 0.00 0.00 0.00 -26987.25
7 0.00 2022.35 0.00 0.00 0.00 -11458.76
SFORZI "Ex" (Fase 1)
Generato da analisi giovedì 16 giugno 2016 alle ore 16:25:20.
Elem Nodo N Vy Vz Mx My Mz
1 16 5797.29 -5280.96 0.00 0.00 0.00 -112557.02
14 -5797.29 5280.96 0.00 0.00 0.00 -732396.26
2 13 5797.29 -5280.96 0.00 0.00 0.00 -746271.98
16 -5797.29 5280.96 0.00 0.00 0.00 112557.02
3 15 -5797.29 -5299.04 0.00 0.00 0.00 -113166.72
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 47
11 5797.29 5299.04 0.00 0.00 0.00 -734680.00
4 12 -5797.29 -5299.04 0.00 0.00 0.00 -749051.76
15 5797.29 5299.04 0.00 0.00 0.00 113166.72
5 14 5797.29 -5280.96 0.00 0.00 0.00 732396.26
4 -5797.29 5280.96 0.00 0.00 0.00 -824813.02
6 2 5797.29 -5280.96 0.00 0.00 0.00 -851891.14
13 -5797.29 5280.96 0.00 0.00 0.00 746271.98
7 1 -5797.29 -5299.04 0.00 0.00 0.00 -855032.60
12 5797.29 5299.04 0.00 0.00 0.00 749051.76
8 11 -5797.29 -5299.04 0.00 0.00 0.00 734680.00
3 5797.29 5299.04 0.00 0.00 0.00 -827413.24
9 10 5280.96 -5797.29 0.00 0.00 0.00 -725960.75
5 -5280.96 5797.29 0.00 0.00 0.00 1300.11
10 3 5280.96 -5797.29 0.00 0.00 0.00 -827413.24
10 -5280.96 5797.29 0.00 0.00 0.00 725960.75
11 9 5280.96 -5797.29 0.00 0.00 0.00 723360.53
4 -5280.96 5797.29 0.00 0.00 0.00 -824813.02
12 5 5280.96 -5797.29 0.00 0.00 0.00 -1300.11
9 -5280.96 5797.29 0.00 0.00 0.00 -723360.53
13 8 0.00 1592.90 0.00 0.00 0.00 915614.50
2 0.00 -5797.29 0.00 0.00 0.00 -851891.14
14 6 0.00 -11674.49 0.00 0.00 0.00 -1420.81
8 0.00 -1592.90 0.00 0.00 0.00 -915614.50
15 7 0.00 1591.19 0.00 0.00 0.00 -918739.91
6 0.00 11674.49 0.00 0.00 0.00 1420.81
16 1 0.00 5797.29 0.00 0.00 0.00 -855032.60
7 0.00 -1591.19 0.00 0.00 0.00 918739.91
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 48
Diagrammi sollecitazioni principali
Diagramma N
Diagramma T
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 49
Diagramma M
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 50
VERIFICHE SLV – FLESSIONE E TAGLIO
RioCrinaccio
All-In-One EWS 42 (12.11.2015) build 6260 © 2011-2015, Softing srl - 2025
Parametri di progetto
Normativa
Normativa di riferimento DM 2008 - Zona sismica - Bassa Duttilità
Unità di misura
Lunghezza cm
Forza kg
Pressione kg/cm2
Metodo di progetto
Metodo Stati limite
Fattori sicurezza parziale
Calcestruzzo 1.5
Acciaio 1.15
Legami costitutivi
Asse parabola calcestruzzo (x1000) 2
Fattore di riduzione addizionale 0.85
Deformazione ultima calcestruzzo (x1000) 3.5
Deformazione ultima acciaio (x1000) 10
Incremento resistenza acciaio 0
Opzioni di progetto
Considerata l'eccentricità accidentale sui pilastri NO
Considerata la traslazione del diagramma dei momenti NO
Armatura longitudinale
Lunghezza massima barre cm 1200
Massima distanza barre cm 1000
Diametri minimi di ancoraggio 20
Progetto antisismico
Gerarchia delle resistenze SI
Fattore di sicurezza per la gerarchia delle resistenze 1.1
Progetto per taglio dovuto ad azione simica NO
Progetto per duttilità dei pilastri-parete SI
Minimi e massimi per le travi
Armatura minima tesa F1.40000
Armatura massima tesa F3.50000
Armatura minima totale 0.000
Armatura massima totale
Moltiplicatore di continuità dell'armatura in zona critica 0
Rapporto di bilanciamento di armatura 0.5
Lunghezza zona critica H
Minimi e massimi per i pilastri
Armatura minima totale 0.010
Armatura massima totale 0.040
Minimi e massimi per travi di fondazione
Armatura minima totale 0.002
Modalità staffatura
Staffe filo pilastro NO
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 51
Passo massimo nelle travi 20.000,H0.8,P666.666
Passo massimo nei pilastri 25.000,D12
Infittimento staffe agli estremi
Passo zona critica travi H0.25,D8,22.500,S24
Lunghezza zona critica travi H
Passo zona critica pilastri D8,17.500,m0.5,p12.50000J
Lunghezza zona critica pilastri M,L0.167,45.000
Abbreviazioni usate nelle regole di assegnazione
n valore numerico
Hn n volte altezza della sezione asse locale y
Ln n moltiplica la lunghezza della trave
Dn n volte il diametro minimo armatura
Sn n volte il diametro della staffa
Pn Ast/bst: rapporto tra area staffa e corda
Mn (maiuscolo) dimensione massima della sezione
mn (minuscolo) dimensione minima della sezione
Nn moltiplicatore forza assiale di compressione
Fn inverso della resistenza dell'acciaio
Caratteristiche dei materiali
Calcestruzzo
Denominazione materiale
Resistenza cubica kg/cm2 400.000000
Resistenza a compressione kg/cm2 188.133333
Resistenza a trazione frattile 5% kg/cm2 14.461720
Tensione di aderenza kg/cm2 32.538870
Acciaio
Denominazione materiale
Resistenza caratteristica acciaio kg/cm2 4500.000000
Resistenza di calcolo kg/cm2 3913.043478
Condizioni di carico
(Fase) Nome Tipo
(1) G1 Permanente
(1) G2 Permanente non strutt.
(1) G3 Permanente non strutt.
(1) Q1+Q2 Cat. F: Rimesse (<30kN)
(1) Q3 Cat. F: Rimesse (<30kN)
(1) G3s Sismico SLV
(1) Q3s Sismico SLV
(1) Ex Sismico SLV
(1) Ez Sismico SLV
Combinazioni di carico di stato limite ultimo
1 1.35 * (1) G1 + 1.50 * (1) G2 + 1.50 * (1) G3 + 1.45 * (1) Q1+Q2 + 1.20 * (1) Q3
2 1.35 * (1) G1 + 1.50 * (1) G2 + 1.50 * (1) G3 + 1.16 * (1) Q1+Q2 + 1.50 * (1) Q3
3 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3s + 0.50 * (1) Q3s + 1.00 * (1) Ex + 0.30 * (1) Ez
4 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3 + 1.00 * (1) G3s + 0.50 * (1) Q3s + 0.30 * (1) Ex + 1.00 *
(1) Ez
Combinazioni di carico di stato limite di esercizio
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 52
1 Quasi Perm. 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3 + 0.20 * (1) Q1+Q2 + 0.20 * (1) Q3
2 Rara 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3 + 0.60 * (1) Q1+Q2 + 0.80 * (1) Q3
Armatura longitudinale negli elementi
Elemento Area (cm2) Y (cm) Z (cm) Ascissa iniz. (cm) Lunghezza (cm)
17 3.141593 11.500000 -44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 11.500000 14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -11.500000 14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -11.500000 -44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 11.500000 -14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 11.500000 44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -11.500000 44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -11.500000 -14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 11.500000 0.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -11.500000 0.000000 0.000000 285.000000
18 3.141593 14.000000 -44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 14.000000 14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -14.000000 14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -14.000000 -44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 14.000000 -14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 14.000000 44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -14.000000 44.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -14.000000 -14.000000 0.000000 285.000000
3.141593 14.000000 0.000000 0.000000 285.000000
3.141593 -14.000000 0.000000 0.000000 285.000000
19 3.141593 11.500000 -44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 -44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 -14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 -14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 0.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 0.000000 20.000000 297.500000
20 3.141593 11.500000 -44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 -44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 -14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 44.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 -14.000000 20.000000 297.500000
3.141593 11.500000 0.000000 20.000000 297.500000
3.141593 -11.500000 0.000000 20.000000 297.500000
Armatura trasversale negli elementi
Elemento Ascissa iniz. (cm) Lunghezza tratto (cm) Area orizz. (cm2) Area vert. (cm2) Passo (cm)
17 0.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
50.000000 185.000000 3.141592 1.570796 20.000000
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 53
235.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
18 0.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
50.000000 185.000000 3.141592 1.570796 20.000000
235.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
19 0.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
50.000000 217.500000 3.141592 1.570796 20.000000
267.500000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
20 0.000000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
50.000000 217.500000 3.141592 1.570796 20.000000
267.500000 50.000000 3.141592 1.570796 10.000000
Verifica flessionale travi
Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) F.Sic. Comb.
17 23.500000 9965.616158 -533204.142127 0.000000 3.416504 3
142.500000 10531.307985 -902980.700973 0.000000 2.028809 1
261.500000 9965.616158 846143.816574 0.000000 2.160400 3
Minimo fattore di sicurezza: 2.028809 >= 1.00
Per ogni elemento Elem a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il momento ultimo Mr nella direzione di sollecitazione risultante e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Mr/Me, relativo alla combinazione COMB che ha generato il minore fattore di sicurezza. Vengono esposte le sollecitazioni Md nelle componenti assiale Nx e flessionale Mz e My di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. Nel caso delle travi di fondazione, il limite ultimo è in regime elastico.
Verifica flessionale pilastri
Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) F.Sic. Comb.
19 26.000000 12870.579658 -527268.088729 0.000000 3.537628 3
158.750000 9313.417572 -334247.417229 0.000000 5.426270 4
294.000000 10525.579658 852009.506573 0.000000 2.154419 3
20 26.000000 1279.420342 -904002.508631 0.000000 1.885254 3
158.750000 5838.457428 325979.149720 0.000000 5.426270 4
294.000000 -1065.579658 551101.762573 0.000000 3.060608 3
Minimo fattore di sicurezza: 1.885254 >= 1.00
Per ogni elemento Elem a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il momento ultimo Mr nella direzione di sollecitazione risultante e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Mr/Me, relativo alla combinazione COMB che ha generato il minore fattore di sicurezza. Vengono esposte le sollecitazioni Md nelle componenti assiale Nx e flessionale Mz e My di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. Nel caso delle travi di fondazione, il limite ultimo è in regime elastico.
Verifica taglio travi
Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.
17 23.50 10531.31 -17319.18 0.00 80213.04 2.50 4.63 1
142.50 9965.62 6508.08 0.00 40106.52 2.50 6.16 3
261.50 10531.31 22518.21 0.00 80213.04 2.50 3.56 1
Minimo fattore di sicurezza: 3.562141 >= 1.00
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 54
Per ogni elemento Elem a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il taglio ultimo Vr nella direzione di sollecitazione risultante e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Tr/Td, relativo alla combinazione Comb che ha generato il minore fattore di sicurezza. Vengono esposte le sollecitazioni di calcolo nelle componenti Nx, Ty e Tz di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Il campo Theta riporta il valore di ctg(θ ) usato nella verifica. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi.
Verifica taglio pilastri
Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.
19 26.000000 10474.980072 -8200.895390 0.000000 80213.039217 2.500000 9.781010 4
158.750000 11709.017158 5490.353756 0.000000 40106.519609 2.500000 7.304906 3
294.000000 24096.055086 9996.521576 0.000000 80213.039217 2.500000 8.024095 2
20 26.000000 20000.746914 11852.200924 0.000000 80213.039217 2.500000 6.767776 2
158.750000 117.857842 5084.912162 0.000000 40106.519609 2.500000 7.887357 3
294.000000 16834.996914 -6234.641576 0.000000 80213.039217 2.500000 > 10.00 2
Minimo fattore di sicurezza: 6.767776 >= 1.00
Per ogni elemento Elem a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il taglio ultimo Vr nella direzione di sollecitazione risultante e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Tr/Td, relativo alla combinazione Comb che ha generato il minore fattore di sicurezza. Vengono esposte le sollecitazioni di calcolo nelle componenti Nx, Ty e Tz di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Il campo Theta riporta il valore di ctg(θ ) usato nella verifica. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi.
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 55
VERIFICA DELLE FONDAZIONI – SLV
Dal calcolo con elaboratore elettronico, si è verificata la platea di fondazione del monolite,
sempre considerandola a vantaggio di sicurezza come trave rovescia con base 1.00 m su suolo
saturo alla Winkler.
Come riportato nell’allegata relazione geotecnica, la capacità portante si calcola secondo
l’Approccio 1 Combinazione 2 e di seguito si riportano le verifiche condotte mediante
elaboratore elettronico.
Caratteristiche del terreno
Angolo attrito interno ° 23.000000 Gamma 1.250000
Coesione kg/cm2 0.100000 Gamma 1.250000
Densità kg/cm3 0.001800 Gamma 1.000000
Coeff. Sic. Portanza 1.800000
Coeff. Sic. Scorrimento 1.100000
Profondità piano posa cm 230.000000
Combinazioni di carico geotecniche
1 1.35 * (1) G1 + 1.50 * (1) G2 + 1.50 * (1) G3 + 1.45 * (1) Q1+Q2 + 1.20 * (1) Q3
2 1.35 * (1) G1 + 1.50 * (1) G2 + 1.50 * (1) G3 + 1.16 * (1) Q1+Q2 + 1.50 * (1) Q3
3 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3s + 0.50 * (1) Q3s + 1.00 * (1) Ex + 0.30 * (1) Ez
4 1.00 * (1) G1 + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G3s + 0.50 * (1) Q3s + 0.30 * (1) Ex + 1.00 * (1) Ez
Verifica flessionale travi di fondazione
Elem Ascissa Mz (kgxcm) Mr (kgxcm) F.Sic. Comb.
18 23.500000 -1128811.995343 1858020.134913 1.645996 3
142.500000 1066753.708634 1857964.100927 1.741699 1
261.500000 716254.473927 1864429.980716 2.603027 3
Minimo fattore di sicurezza: 1.645996 >= 1.00
Gamma Rd 1.10
Per ogni elemento Elem viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il momento ultimo Mr e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Mr/Mz, relativo alla combinazione COMB che ha generato il minore fattore di sicurezza. Viene esposta la sollecitazione Mz di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Il momento ultimo Mr è calcolato assumendo come deformazioni ultime quelle di snervamento e pertanto è il momento limite elastico. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. Viene, in fondo alla tabella, riportato il valore di γ Rd (Gamma Rd) impiegato nella verifica.
Verifica taglio travi di fondazione
Elem Ascissa (cm) Ty (kg) Vr (kg) F. Sic. Comb.
18 23.500000 21299.381250 94042.873565 4.415287 1
142.500000 11670.048987 47021.436783 4.029241 3
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 56
261.500000 -23737.086819 94042.873565 3.961854 1
Minimo fattore di sicurezza: 3.961854 >= 1.00
Gamma Rd 1.10
Per ogni elemento Elem a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, il taglio ultimo Tr nella direzione di sollecitazione risultante e viene esposto il fattore di sicurezza F.Sic., cioè Tr/Te, relativo alla combinazione Comb che ha generato il minore fattore di sicurezza. Viene esposta la sollecitazioni Ty di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. Viene, in fondo alla tabella, riportato il valore di γ
Rd (Gamma Rd) impiegato nella verifica.
Verifica geotecnica scorrimento globale
Scorrimento agente (kg) Scorrimento resistente (kg) Coeff. sicurezza minimo Coeff. sicurezza medio
3011.62 10561.12 3.51 3.51
Verifica geotecnica travi fondazione
Elem. Coeff. S.Fondo
(kg/cm3) Defl. max
(cm) Press. max
(kg/cm2) Portanza (kg/cm2)
Fatt. Sic.
Scorrimento (kg)
Scorr. Resist. (kg)
Fatt. Sic.
Comb.
18 6.00 -0.41 2.45 3.11 1.27 3011.62 10561.12 3.51 1
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 57
VERIFICA A FESSURAZIONE – SLE
Il punto 5.2.3.4 del D.M. 14.01.2008 prevede che sia verificato uno stato limite di
fessurazione, per una determinata combinazione di carico (Tabb. 5.2.IV e 5.2.V),
commisurato alle condizioni ambientali, di sollecitazione e di ispezionabilità, nonché alla
sensibilità delle armature. A tale proposito, si considera quanto previsto al punto 1.8.3.2.4
della Specifica RFI DTC INC PO SP IFS 001 A, in quanto aderente al caso in oggetto.
La combinazione di carico da prendere in esame per la verifica a fessurazione è la
combinazione n. 5.
Verifica stato limite di esercizio - fessurazione
Momenti agenti Momenti prima fessurazione
Elemento Ascissa (cm) Ampiezza Fess. (mm) Dist.fessure (mm) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Comb. Tipo
17 23.5 0.00541647 260.213 68873.6 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
142.5 0.0605117 207.53 -203428 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
261.5 0.0224386 260.213 154209 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
18 23.5 0.0666712 281.054 -198296 0 1.09773e+006 2.62123e+006 1 qprm
142.5 0.0557479 281.054 295387 0 1.09773e+006 2.62123e+006 1 qprm
261.5 0.0143867 281.054 -76295.2 0 1.09773e+006 2.62123e+006 1 qprm
19 26 0.00950929 260.213 156577 0 716384 2.04681e+006 1 qprm
158.75 0.000243056 260.213 -72310.9 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
294 0.0264843 260.213 218677 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
20 26 0.0557616 207.53 -243456 0 716384 2.04681e+006 1 qprm
158.75 0.000943039 260.213 71533.3 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
294 0.0172705 207.53 -131731 0 841341 2.32883e+006 1 qprm
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 58
L’ampiezza massima delle fessure su tutti gli elementi risulta pari a:
wk = 0.0666712 mm ≤ f = 0.10 mm verificato
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 59
VERIFICA DELLE TENSIONI IN ESERCIZIO – SLE
Le tensioni di esercizio dei materiali devono essere inferiori ai seguenti valori, tratti dal
punto 1.8.3.2.1 della Specifica RFI DTC INC PO SP IFS 001 A, in quanto a favore di
sicurezza rispetto a quelli indicati nel D.M. 14.01.2008 per strutture ordinarie:
- σc1 = 0.55 fck (c. rara); 0.55*320 = 176 daN/cmq
- σc2 = 0.40 fck (c. quasi permanente); 0.40*320 = 128 daN/cmq
- σs = 0.75 fyk (c. rara). 0.75*4500 = 3375 daN/cmq
Da calcolo con elaboratore elettronico, risultano le seguenti sollecitazioni massime, in base
alla combinazione n. 6 precedentemente indicata:
Verifica stato limite di esercizio - tensioni massime nel calcestruzzo
Combinazione rara Combinazione quasi permanente
Elemento Ascissa (cm) Tensione (kg/cm2) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Comb. Tensione (kg/cm2) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Comb.
17 23.5 -3.63039 47974.8 0 2 -5.07894 68873.6 0 1
142.5 -29.3629 -390122 0 2 -15.3166 -203428 0 1
261.5 -22.898 303982 0 2 -11.6156 154209 0 1
18 23.5 -20.5143 -361580 0 2 -11.2503 -198296 0 1
142.5 -27.8524 490920 0 2 -16.7588 295387 0 1
261.5 -0.250928 4422.53 0 2 -4.32888 -76295.2 0 1
19 26 -12.3247 172719 0 2 -11.4102 156577 0 1
158.75 -6.66964 -71407.9 0 2 -5.29478 -72310.9 0 1
294 -32.5736 433498 0 2 -16.4163 218677 0 1
20 26 -32.608 -433356 0 2 -18.2635 -243456 0 1
158.75 -5.62942 69075.2 0 2 -5.12544 71533.3 0 1
294 -12.6546 -172661 0 2 -9.78782 -131731 0 1
Verifica stato limite di esercizio - tensioni massime nell'acciaio
Combinazione rara Combinazione quasi permanente
Elemento Ascissa (cm) Tensione (kg/cm2) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Comb. Tensione (kg/cm2) Mz (kgxcm) My (kgxcm) Comb.
17 23.5 43.7632 47974.8 0 2 68.1823 68873.6 0 1
142.5 773.095 -390122 0 2 394.871 -203428 0 1
261.5 560.093 303982 0 2 273.366 154209 0 1
18 23.5 759.281 -361580 0 2 416.401 -198296 0 1
142.5 1030.88 490920 0 2 620.283 295387 0 1
261.5 9.28662 4422.53 0 2 160.208 -76295.2 0 1
19 26 137.31 172719 0 2 121.278 156577 0 1
158.75 84.7287 -71407.9 0 2 62.4138 -72310.9 0 1
294 665.094 433498 0 2 324.852 218677 0 1
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 60
20 26 705.682 -433356 0 2 353.703 -243456 0 1
158.75 69.6037 69075.2 0 2 58.3632 71533.3 0 1
294 150.995 -172661 0 2 152.021 -131731 0 1
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 61
VERIFICA DELLE DEFORMAZIONI VERTICALI – SLE
La soletta superiore dovrà inoltre soddisfare la verifica allo stato limite di deformazione
per il comfort dei passeggeri. L’inflessione orizzontale quindi sarà limitata a quanto previsto
al punto 1.8.3.2.2.3 della Specifica citata:
famm = L/1000 = 0.285 cm
La combinazione di carico alla quale occorre riferirsi è la seguente, con il coefficiente ψ2
del carico ferroviario pari a 1.00.
G1 + G2 + G3 + 1.00*(Q1+Q2)
Il valore effettivo dello spostamento in mezzeria è pari alla differenza tra lo spostamento
assoluto in mezzeria e lo spostamento assoluto dei piedritti.
f(mezzeria) f(piedritti)
G1 0.052 - 0.046 = 0.006
G2 0.033 - 0.024 = 0.009
G3 0.015 - 0.006 = 0.009
Q3 0.013 - 0.005 = 0.008
Q1+Q2 0.161 - 0.230 = 0.069
Tot = 0.101 cm
ftot = 0. 101 cm < famm = 0.285 cm verificato
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 62
FASI TRANSITORIE – CALCOLO DEGLI SPERONI
Verifica per effetto della spinta laterale del terreno.
I prolungamenti delle pareti laterali nella parte anteriore del monolite, necessari durante la
spinta per contenere il terreno, vengono verificati come travi su più appoggi, incastrate ad un
estremo nel monolite ed a sbalzo per l’ultimo tratto. Sono caricate lateralmente dalla spinta
del terreno.
Si discretizza la parete come mostrato in figura:
Si valutano le sollecitazioni relative alle singole zone a mezzo delle:
Si = ½ * 2000 * 0.238 * li * hi² = 238 hi²*li daN
Sp = 2000 * 0.238 * 1.00 * li * hi = 476 hi*li daN
hi (m) li(m) Si Sp S tot (daN)
Zona 1 3.55 1.25 3750 2115 5865*1.3 = 7625
Zona 2 2.70 1.15 1995 1480 3475*1.3 = 4520
Le massime sollecitazioni in direzione orizzontale risultano (spinta del rilevato):
T = 7625/3.55 = 2150 daN/m
M = (7625*2.40/2)/3.55 = 2580 daNm/m
Si prevedono 1 ø 12 ogni 20 cm sulla parete interna compressa e 1 ø 12 + 1 ø 20 ogni 20
cm sulla parete esterna tesa.
2.40
1.25 1.15
1 2
0.35
2.80
0.40
Sp
1.00
hi
Si
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 63
VERIFICA SEZ. C.A. A FLESSIONE RETTA E TAGLIO - Rostro - orizzontale
Geometria Sezione Sollecitazioni G1 G2 Q1 Q2 E TOT
B1 [m] 1 H1 [m] 0,35 N [kN] (+ compr.) 0 0 0 0 0
B2 [m] H2 [m] T [kN] 21,50 0,00 0,00 0,00 0,00
B3 [m] H3 [m] M [kNm] 25,80 0,00 0,00 0,00 0,00
Armatura longitudinale (Flessione) g 0,0 0,0 0,0 0,0
n [mm] y [m] A [cmq] yo 0,0 0,0 0,0 0,0
Armatura compressa 4,52 SLU 1 N 0 0 0 0 0
4 12 0,04 4,52 T 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00 M 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00 g 0,0 0,0 0,0 0,0
0,00 yo 0,0 0,0 0,0 0,0
0,00 SLU 2 N 0 0 0 0 0
Armatura tesa 9,05 T 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
4 12 0,56 4,52 M 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
4 12 0,56 4,52 g 1,0 1,0 1,0 0,0 1,0
0,00 yo 1,0 1,0 1,0 0,0 1,0
0,00 SLU S N 0 0 0 0 0 0
0,00 T 21,50 0,00 0,00 0,00 0,00 21,50
0,00 M 25,80 0,00 0,00 0,00 0,00 25,80
Interasse ferri tesi yo 1,0 1,0 1,0 0,0
[cm] 10,00 SLE Rara 1 N 0 0 0 0 0
Armatura trasversale (Taglio) M 25,80 0,00 0,00 0,00 25,80
Area staffe [cmq] 2,26 yo 1,0 1,0 0,7 0,0
Passo staffe [cm] 20,00 SLE Rara 2 N 0 0 0 0 0
Caratteristiche dei materiali M 25,80 0,00 0,00 0,00 25,80
Acciaio Calcestruzzo yo 1,0 1,0 0,5 0,0
fyk [N/mmq] 450 fck [N/mmq] 32 SLE Freq.1 N 0 0 0 0 0
s 1,15 c 1,5 M 25,80 0,00 0,00 0,00 25,80
fyd [N/mmq] 391,304 fcd [N/mmq] 18,13 yo 1,0 1,0 0,5 0,0
Es [N/mmq] 210000 emd -0,002 SLE Freq.2 N 0 0 0 0 0
eud 0,01 eud -0,0035 M 25,80 0,00 0,00 0,00 25,80
Limitazioni ulteriori yo 1,0 1,0 0,3 0,0
Coef.Sic. cls comp. c comp 2 SLE Q.Per. N 0 0 0 0 0
Ecc. minima e [m] 0,01 M 25,80 0,00 0,00 0,00 25,80
VERIFICA SEZIONE S.L.U.
Nsd [kN] Msd[kNm] Tsd[kN]
Comb.1 0 0,00 0,00
Comb.2 0 0,00 0,00
Comb.S 0 25,80 21,50
Max 0 25,80 21,50
Mom.Resistente Tag. Resistente
N [kN] 0 scp[N/mmq] 0,000
M+ [kNm] 191,17 Trsd [kN] 222,86
M- [kNm] -92,05 Trcd [kN] 2284,80
OK OK
VERIFICA SEZIONE S.L.E.
Condizioni ambientali: Aggresssive Armatura: Poco sensibile 2
Combinazione W k W lim sc sc lim ss ss lim
Rara 2,20 19,20 OK 101 360 OK
Frequente 0,055 0,300 OK
Quasi Permanente 0,055 0,200 OK 2,20 14,40 OK
-600
-400
-200
0
200
400
600
-8000 -6000 -4000 -2000 0 2000
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 64
CALCOLI ESECUTIVI DELLE RAMPE
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 65
Le rampe di accesso al sottopassaggio sono realizzate in cemento armato con sezione
trasversale ad U ed altezza variabile per seguire la pendenza delle rampe stesse.
Rampe lato monte:
- altezza max m 2.20
- spessore m 0.25
- spessore platea m 0.30
- larghezza interna m 2.50 all’uscita dal monolite
Rampe lato mare:
- altezza max m 1.90
- spessore m 0.25
- spessore platea m 0.30
- larghezza interna m 2.50 all’uscita dal monolite
Le caratteristiche del terreno di imposta sono quelle esposte nella Relazione Geotecnica ed
applicate in precedenza nel calcolo del monolite.
La rampa lato monte consente il raggiungimento della quota attuale nel parcheggio
pubblico esistente.
La rampa lato mare consente il raggiungimento della quota attuale sulla strada via A.
Cappellini.
A vantaggio di sicurezza, si estendono le armature delle rampe lato monte alle rampe lato
mare, pur essendo di altezza leggermente minore.
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 66
VERIFICA DELLE RAMPE
Si considera la sezione tipo sopra riportata per una striscia di 1.00 m.
- peso specifico terreno γt (sabbie argillose) 1800 daN/m3
- angolo di attrito = 23° = 19° (Appr. 1 Comb. 2)
- coeff. spinta attiva statica Ka2 0.509
- coeff. spinta attiva dinamica K'a2 0.539
Le massime sollecitazioni agenti risultano:
TS1 = Ka*q*h = 485 daN/m
TS2 = ½*Ka*γt*h2 = 1655 daN/m
TS3 = 870 daN/m
TS1sis = K’a*q*h = 515 daN/m
TS2sis = ½*K’a*γt*h2 = 1750 daN/m
MS1 = Ka*q*h*h/2 = 460 daNm/m
MS2 = ½*Ka*γt*h2*h/3 = 1050 daNm/m
MS1sis = K’a*q*h*h/2 = 490 daNm/m
1.90 g2
q1
S2
S1
g2
S2
0.30
0.25 0.25 2.50
lato Fano
500 daN/mq
S3 S3
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 67
MS2sis = ½*K’a*γt*h2*h/3 = 1110 daNm/m
MS3 = S3*h/2 = 830 daNm/m
Per quanto riguarda l’azione sismica si procede, come per il monolite, con la formulazione
prevista dall'analisi statica lineare e con i medesimi parametri. La forza quindi risulta:
Fh = Sd (T1) W λ / g dove:
- λ = 1 (a favore di sicurezza);
- W = N = peso proprio della struttura = 1190 daN/m
- Sd (T1) = 0.731 g, a vantaggio di sicurezza, considerando T1 molto basso per
entrambe le direzioni.
Quindi:
Fh = 0.731g*1190*1.00/g = 870 daN/m, in entrambe le direzioni.
Verifica a capacità portante della fondazione
La verifica della capacità portante della platea delle rampe di uscita sarà condotta secondo
l’Approccio 1 Combinazione 2, da cui deriva la seguente resistenza di progetto:
Rd = 2.60 daN/cm2 (vedi Rel. geotecnica).
Le azioni agenti risultano (sempre considerando una fascia di 1.00 m a favore di
sicurezza):
G1 = 2500*0.30*3.00*1.00 = 2250 daN * (gA2 = 1.00) = 2250 daN
G2 = 2000*0.15*2.50*1.00 = 750 daN * (gA2 = 1.30) = 975 daN
σt = 3225/(300*100) = 0.11 daN/cm2 < Rd = 2.60 daN/cm
2 ok
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 68
Verifica delle pareti in c.a.
VERIFICA SEZ. C.A. A FLESSIONE RETTA E TAGLIO - Pareti rampe monte - sisma
Geometria Sezione Sollecitazioni G1 G2 Q1 Q2 E TOT
B1 [m] 1 H1 [m] 0,25 N [kN] (+ compr.) 11,9 0 0 0 0
B2 [m] H2 [m] T [kN] 0,00 17,50 5,15 0,00 8,70
B3 [m] H3 [m] M [kNm] 0,00 11,10 4,90 0,00 8,30
Armatura longitudinale (Flessione) g 0,0 0,0 0,0 0,0
n [mm] y [m] A [cmq] yo 0,0 0,0 0,0 0,0
Armatura compressa 5,65 SLU 1 N 0 0 0 0 0
5 12 0,05 5,65 T 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00 M 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00 g 0,0 0,0 0,0 0,0
0,00 yo 0,0 0,0 0,0 0,0
0,00 SLU 2 N 0 0 0 0 0
Armatura tesa 5,65 T 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
5 12 0,2 5,65 M 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00
0,00 g 1,0 1,0 1,0 0,0 1,0
0,00 yo 1,0 1,0 1,0 0,0 1,0
0,00 SLU S N 12 0 0 0 0 12
0,00 T 0,00 17,50 5,15 0,00 8,70 31,35
0,00 M 0,00 11,10 4,90 0,00 8,30 24,30
Interasse ferri tesi yo 1,0 1,0 1,0 0,0
[cm] 20,00 SLE Rara 1 N 12 0 0 0 12
Armatura trasversale (Taglio) M 0,00 11,10 4,90 0,00 16,00
Area staffe [cmq] 1,01 yo 1,0 1,0 0,7 0,0
Passo staffe [cm] 20,00 SLE Rara 2 N 12 0 0 0 12
Caratteristiche dei materiali M 0,00 11,10 3,43 0,00 14,53
Acciaio Calcestruzzo yo 1,0 1,0 0,5 0,0
fyk [N/mmq] 450 fck [N/mmq] 32 SLE Freq.1 N 12 0 0 0 12
s 1,15 c 1,5 M 0,00 11,10 2,45 0,00 13,55
fyd [N/mmq] 391,304 fcd [N/mmq] 18,13 yo 1,0 1,0 0,5 0,0
Es [N/mmq] 210000 emd -0,002 SLE Freq.2 N 12 0 0 0 12
eud 0,01 eud -0,0035 M 0,00 11,10 2,45 0,00 13,55
Limitazioni ulteriori yo 1,0 1,0 0,3 0,0
Coef.Sic. cls comp. c comp 2 SLE Q.Per. N 12 0 0 0 12
Ecc. minima e [m] 0,01 M 0,00 11,10 1,47 0,00 12,57
VERIFICA SEZIONE S.L.U.
Nsd [kN] Msd[kNm] Tsd[kN]
Comb.1 0 0,00 0,00
Comb.2 0 0,00 0,00
Comb.S 11,9 24,30 31,35
Max 11,9 24,30 31,35
Mom.Resistente Tag. Resistente
N [kN] 11,9 scp[N/mmq] 0,048
M+ [kNm] 45,37 Trsd [kN] 35,57
M- [kNm] -45,37 Trcd [kN] 818,14
OK OK
VERIFICA SEZIONE S.L.E.
Condizioni ambientali: Aggresssive Armatura: Poco sensibile 2
Combinazione W k W lim sc sc lim ss ss lim
Rara 3,46 19,20 OK 144 360 OK
Frequente 0,091 0,300 OK
Quasi Permanente 0,084 0,200 OK 2,72 14,40 OK
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
-6000 -4000 -2000 0 2000
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 69
CALCOLI ESECUITIVI DELLA PLATEA DI VARO E
DELLE OPERE PROVVISIONALI
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 70
VALUTAZIONE DELLA SPINTA MASSIMA NECESSARIA PER L'INFISSIONE
Poiché il valore in questione risulta dipendente in larga parte da parametri non
quantificabili con le normali teorie geotecniche si fa riferimento al confronto con dati
sperimentali ricavati nel corso di numerosi casi similari e da quanto fornito da ditte
specializzate.
Al fine di evitare fenomeni di adesione fra il piano di scorrimento della platea di varo e la
struttura del monolite viene interposto fra le due superfici un foglio di polietilene da 300
gr/mq.
CALCOLO E VERIFICA DELLA PLATEA DI VARO
Peso del manufatto 190000 daN
Spessore platea 0.20 m
Larghezza totale platea 3.75 m
Lunghezza platea 19.20 m
Si prevede una spinta massima per l'infissione del monolite al momento dello stacco pari a:
S = 1.50*190000 = 285000 daN (γ = 1.50)
Per il dimensionamento della platea di varo, si considera pari ad 1.00 l'attrito fra il
monolite e la platea stessa e pari a tg 20° l'attrito fra la platea e gli strati di terreno sottostanti,
a favore di sicurezza, in quanto il terreno presente ha un angolo di attrito interno pari a 23° e
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 71
che verranno poste in opera due nervature trasversali nella sezione di contatto fra platea e
terreno stesso.
Per il calcolo dell'armatura resistente a trazione si sottrae al valore della spinta necessaria a
muovere il manufatto (coeff. attrito = 1.00) il valore della forza di attrito fra la platea gravata
del peso del manufatto ed il terreno sottostante (coeff. attrito = tg 23°).
Si ha:
- peso platea sotto il manufatto
2500*0.20*3.75*19.20) = 36000 daN
- peso monolite = 190000 daN
Totale 154000 daN
Forza di attrito:
Fa = 154000 * tg 23° = 154000 * 0.42 ≈ 65000 daN
L'armatura deve assorbire quindi una forza pari a:
F = Pmonol – Fa = 190000 – 65000 = 125000 daN
Il calcolo si effettua per sforzo normale semplice sull’armatura, adottando per le opere
necessarie al varo unicamente il coefficiente parziale per il materiale assunto pari a γs = 1.50:
As,tot = F/ fyd = 125000/(4500/1.50) = 42 cm2
As = As,tot/L = 42/19.20 = 2.19 cm2/m
Si adottano quindi (4 + 4) 12 / m (superiori ed inferiori) pari a 9.04 cm2/m + ulteriori (4
+ 4) 12 nei cordoli laterali.
Al fine di assorbire gli sforzi derivanti dallo stacco iniziale del monolite, si raddoppierà
tale armatura per il primo tratto di platea dal muro reggispinta.
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 72
CALCOLO E VERIFICA DEL MURO REGGISPINTA
Lo sforzo che il muro deve assorbire è pari alla differenza tra spinta applicata e l'attrito,
precedentemente calcolato, che viene a crearsi al di sotto della platea di varo.
Lo sforzo massimo che il muro deve assorbire vale quindi:
F1 = S – Fa = 285000 – 65000 = 220000 daN
Tale sforzo è assorbito da un muro reggispinta di altezza 2.30 m, base 0.60 m e lunghezza
5.40 m.
Dalla teoria di Coulomb, la resistenza passiva della terra a tergo del muro (assunto con
angolo pari a 23° in quanto verrà gettato controterra nello strato di sabbie argillose presenti
= 23°) risulta essere:
per = 23°; e = 0; = 90°; Kp = 2.283
Sp.inf = ½*t*h²*Kp
Sp.sup = Fo*h*Kp dove Fo = rip*hrip = 1800*3.50 = 6300 daN/m
platea monolite
platea di varo
1.40
0.20
0.60
0.70
3.50 terreno attuale
1.20
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 73
Sp.inf = ½*1800*2.30²*2.283 = 10900 daN/m
Sp.sup = 6300*2.30*2.283 = 33100 daN/m
Con un muro di larghezza di 5.40 m si ha:
S tot = (10900+33100)*5.40 = 44000*5.40 = 237600 daN
Ottenendo un coeff. di sicurezza pari a:
η = Stot/F1 = 237600/220000 = 1.08
Calcolo armatura
Al fine di avere le sollecitazioni sulla parete si calcola un diagramma di spinta trapezio
fittizio, supponendo che il carico sul terreno aumenti linearmente con la profondità.
La spinta dei martinetti è uniformemente distribuita sulla parete per mezzo di una trave
rigida di acciaio.
Dato che:
F1 = ½ * (1 + 2) * 2.30 * 5.40
e
1/3.50 = 2/5.80
Otteniamo per F1 = 220000 daN e 1= 0.60*2:
2 = 36900 daN/mq
1 = 22140 daN/mq
σ1
σ2
3.50
2.30
5.80
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 74
Si verifica la posizione della risultante rispetto al baricentro della figura.
(22140*2.30)*2.30/2 + (36900-22140)*2.30/2*2.30/3
X = -------------------------------------------------------------------------- = 1.05 m.
(22140*2.30) + (36900-22140)*2.30/2
La posizione della risultante è prossima al punto di applicazione della spinta e comunque
all’interno della trave rigida in acciaio predisposta per distribuire la spinta.
Si determinano le sollecitazioni sulla sezione A-A per il progetto delle armature.
0 / 1 = 4.90 / 3.50 da cui 0 = 4.90 * 1 / 3.50 = 30100 daN/m
Le massime sollecitazioni in corrispondenza della sezione all’incastro sono:
22140 daN/m
(36900-22140)*2.30/2 X
36900 daN/m
22140*2.30
3.50
1.40
0.90
A
4.90
A σ 0
2.30
σ 1
σ 2
SP – Relazione sulle strutture e calcoli esecutivi – Pagina 75
M = 22140*1.402/2+(36900-22140)*1.40
2/6 = 26520 daNm/m
T = 22140*1.40+ (36900-22140)*1.40/2 = 41330 daN/m
Si prevedono 1+1 ø 16 ogni 15 cm; staffe doppie ø 10 ogni 10 cm per 100 cm sopra la
sezione A-A verso l’alto, da cui risulta:
MRd = 27657 daNm/m ok
TRd = 61926 daN/m ok
Verifica sbalzi laterali
Dallo schema seguente si ha:
M = (22140+36900)/2)*2.30*0.83²/2 = 23390 daNm/m < 27657 daNm/m = MRd
T = (22140+36900)/2)*2.30*0.83 = 56350 daNm/m < 61926 daN/m = TRd
Le sollecitazioni flettenti e taglianti ottenute risultano compatibili con i massimi momento
e taglio resistenti precedentemente ottenuti, poiché negli sbalzi laterali si manterrà la
medesima armatura sia a momento che a taglio prevista nella parte centrale del muro.
Fano, 11.07.2016
I PROGETTISTI:
5.40
0.83