S23 Relazione Strutture SCUOLA PAVIA UD · Regolamento di cui sopra) in quanto intervento che...

REGIONE FRIULI VENEZIA GIULIA PROVINCIA DI UDINE

COMUNE DI PAVIA DI UDINE

COPERTINA COMUNE

COMUNE DI PAVIA DI UDINE ADEGUAMENTO SISMICO DELLA SCUOLA SECONDARIA DI 1° GRADO

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INDICE GENERALE Dichiarazioni:

Asseverazione del progettista strutturale …...............................…………......................................7 Dichiarazione dei valori di “Vita nominale” e “Classe d’uso” ............................…….....................9 Relazione sulle caratteristiche dei materiali da utilizzare ............................…….....................11 Relazione geotecnica e sulle fondazioni .................................................................................13 Relazione di calcolo:

1. PREMESSE ........................................................................................................................... 19

2. RIFERIMENTI NORMATIVI.................................................................................................... 19

3. CRITERI DI VERIFICA ADOTTATI ........................................................................................ 20

3.1 CRITERI DI ANALISI DELLA SICUREZZA ..................................................................... 20 3.2 METODO DI ANALISI E VERIFICA DELLE STRUTTURE .............................................. 20 3.3 DEFINIZIONE AZIONI DI PROGETTO ........................................................................... 20 3.4 COMBINAZIONI DELLE AZIONI ..................................................................................... 21 3.5 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI STRUTTURALI (STRUTTURE IN PROGETTO) . 22 3.6 METODOLOGIE DI PROGETTO E VERIFICA DELLE MEMBRATURE STRUTTURALI 23

4. ANALISI DEL COMPLESSO SCOLASTICO NELLE CONDIZIONI ATTUALI ........................ 25

4.1 ANALISI STORICO CRITICA E RELAZIONE SULLE STRUTTURE ESISTENTI ............ 25 4.1.1 Fonti di acquisizione .............................................................................................................................. 25 4.1.2 Analisi storico critica e descrizione strutture esistenti ............................................................................. 25 4.2 RELAZIONE SULLE INDAGINI DEI MATERIALI E DELLE STRUTTURE ...................... 27 4.2.1 Indagini diagnostiche eseguite ............................................................................................................... 27 4.2.2 Rilievo del quadro fessurativo e deformativo .......................................................................................... 27 4.2.3 Livello di conoscenza e fattore di confidenza .......................................................................................... 28 4.3 MODELLO DI COMPORTAMENTO DELLE STRUTTURE ............................................. 28 4.3.1 Caratterizzazione geometrica delle strutture ........................................................................................... 28 4.3.2 Caratterizzazione dei particolari costruttivi ............................................................................................. 29 4.3.3 Caratterizzazione meccanica dei materiali ............................................................................................. 30 4.3.4 Caratterizzazione del sito e del suolo ..................................................................................................... 36 4.3.5 Caratterizzazione tipologie di carico ....................................................................................................... 36 4.4 VERIFICA SISMICA DELL’EDIFICIO SCOLASTICO ...................................................... 40 4.4.1 Verifiche statiche e sismiche globali....................................................................................................... 40 4.4.2 Carenze strutturali rilevate e descrizione interventi previsti ..................................................................... 50

5. FABBRICATO PRINCIPALE .................................................................................................. 52

5.1 DESCRIZIONE DEGLI INTERVENTI .............................................................................. 52 5.2 ANALISI STATICA E SISMICA DELLA STRUTTURA ..................................................... 53 5.3 PRINCIPALI RISULTATI ANALISI SISMICA ................................................................... 66 5.4 VALUTAZIONI PRELIMINARI PER L’ANALISI SISMICA LINEARE ................................ 68 5.5 VERIFICHE SLD E SLO PER CONDIZIONI SISMICHE .................................................. 69 5.6 VERIFICHE SLE ............................................................................................................. 71


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5.7 VERIFICHE SLU (STATICO E SISMICO) ....................................................................... 74 5.8 VERIFICHE FONDAZIONI .............................................................................................. 76 5.9 VERIFICHE PARETI ....................................................................................................... 93 5.10 VERIFICHE PARETI INTERRATE .............................................................................. 99 5.11 VERIFICHE PILASTRI .............................................................................................. 102 5.12 VERIFICHE TRAVI .................................................................................................... 105 5.13 VERIFICHE ELEMENTI ESISTENTI RINFORZATI ................................................... 113 5.14 VERIFICHE TELAI IN ACCIAIO ................................................................................ 119 5.15 VERIFICHE SOLAI MODIFICATI .............................................................................. 133 5.16 VERIFICHE ORGANIZZAZIONE SOLAI ................................................................... 140 5.17 VERIFICHE PRESSIONI SUL TERRENO (SLU GEO) ............................................. 144 5.18 VERIFICHE COMPATIBILITÀ SPOSTAMENTI FRA CORPI DISTINTI ..................... 148 5.19 VERIFICHE COLLEGAMENTO TAMPONATURE E PARTIZIONI ............................ 150 5.20 VERIFICHE NUOVI ELEMENTI SU CORPI ADIACENTI .......................................... 152

6. RICOSTRUZIONE PENSILINA DI INGRESSO.................................................................... 161

6.1 DESCRIZIONE INTERVENTO ...................................................................................... 161 6.2 ANALISI DEI CARICHI .................................................................................................. 161 6.3 MANTO IN PANNELLI AUTOPORTANTI ...................................................................... 162 6.4 ANALISI STATICA E SISMICA DELLA STRUTTURA ................................................... 163 6.5 VALUTAZIONI PRELIMINARI PER L’ANALISI SISMICA LINEARE .............................. 169 6.6 VERIFICHE SLD E SLO PER CONDIZIONI SISMICHE ................................................ 170 6.7 VERIFICHE SLE PER CONDIZIONI STATICHE ........................................................... 171 6.8 VERIFICHE SLU (STATICO E SISMICO) ..................................................................... 174 6.8.1 Verifiche fondazioni ............................................................................................................................. 174 6.8.2 Verifiche pilastri ................................................................................................................................... 181 6.8.3 Verifiche travi principali in acciaio ........................................................................................................ 185 6.8.4 Verifiche arcarecci in acciaio ............................................................................................................... 189 6.9 VERIFICA PRESSIONI SUL TERRENO (SLU GEO) .................................................... 192 6.10 VERIFICA PARAPETTO ........................................................................................... 193

7. RICOSTRUZIONE SCALA DI EMERGENZA A DUE RAMPE ............................................. 195

7.1 DESCRIZIONE INTERVENTO ...................................................................................... 195 7.2 ANALISI DEI CARICHI .................................................................................................. 195 7.3 GRIGLIATO AUTOPORTANTE PER PIANEROTTOLI ................................................. 195 7.4 GRADINI AUTOPORTANTI .......................................................................................... 197 7.5 VERIFICA PARAPETTO ............................................................................................... 198 7.6 ANALISI STATICA E SISMICA DELLA STRUTTURA ................................................... 199 7.7 VALUTAZIONI PRELIMINARI PER L’ANALISI SISMICA LINEARE .............................. 205 7.8 VERIFICHE SLD E SLO PER CONDIZIONI SISMICHE ................................................ 206 7.9 VERIFICHE SLE PER CONDIZIONI STATICHE ........................................................... 207 7.10 VERIFICHE SLU (STATICO E SISMICO) ................................................................. 209 7.10.1 Verifiche fondazioni ............................................................................................................................. 209 7.10.2 Verifiche strutture principali in acciaio .................................................................................................. 214 7.10.3 Verifiche elementi di controvento ......................................................................................................... 217 7.10.4 Verifiche fissaggi di base ..................................................................................................................... 218


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7.10.5 Verifica pressioni sul terreno (SLU GEO) ............................................................................................. 222 7.10.6 Verifica a ribaltamento globale............................................................................................................. 223

8. RICOSTRUZIONE SCALA DI EMERGENZA A UNA RAMPA ............................................. 224

8.1 DESCRIZIONE INTERVENTO ...................................................................................... 224 8.2 ANALISI DEI CARICHI .................................................................................................. 224 8.3 GRIGLIATO AUTOPORTANTE PER PIANEROTTOLI ................................................. 224 8.4 GRADINI AUTOPORTANTI .......................................................................................... 224 8.5 VERIFICA PARAPETTO ............................................................................................... 224 8.6 ANALISI DELLA STRUTTURA...................................................................................... 224 8.7 VERIFICHE SLE PER CONDIZIONI STATICHE ........................................................... 225 8.8 VERIFICHE SLU ........................................................................................................... 226 8.8.1 Verifiche elementi in acciaio ................................................................................................................ 226 8.8.2 Verifiche piede colonna........................................................................................................................ 229 8.8.3 Verifiche controvento del pianerottolo .................................................................................................. 229 8.8.4 Verifiche piastra di attacco al fabbricato............................................................................................... 230

Validazione dei risultati dei calcoli e delle verifiche ….........................................................229

Piano di manutenzione della parte strutturale dell’opera ......................................................233


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ASSEVERAZIONE DEL PROGETTISTA STRUTTURALE (da allegare all’istanza di autorizzazione e/o al deposito del progetto riguardante le strutture

ai sensi della LR 27/1988, della LR 16/2009 e del DPR 380/2001 e ss. mm. ii.) OGGETTO: LAVORI DI ADEGUAMENTO ALLA NORMATIVA SISMICA DELLA SCUOLA

SECONDARIA DI 1° GRADO DI LAUZACCO. Il sottoscritto Maurizio LIANI, C.F. LNIMRZ67C05C817E con recapito in piazza Garibaldi n. 21/3 a Codroipo (UD), tel. 0432 906072 iscritto all’Ordine degli ingegneri della Provincia di Udine con il n. 1772, in qualità di progettista strutturale dei lavori in oggetto DICHIARA che l’importo presunto degli elementi e delle opere strutturali è di circa € 466.000,00.

_____________________

Inoltre, consapevole della responsabilità penale cui può andare incontro per dichiarazioni mendaci, così come disposto dall’art. 76 del DPR 445/2000, per l’intervento de quo ASSEVERA che :

la progettazione è stata eseguita nel rispetto delle norme riguardanti il primo comma – lettere a) e b) – dell’art. 84 del DPR 380/2001 ed è conforme alle eventuali prescrizioni sismiche contenute negli strumenti urbanistici comunali;

_____________________

la progettazione è stata eseguita nel rispetto delle norme riguardanti il primo comma – lettere c), d) ed e) – dell’art. 84 del DPR 380/2001;

_____________________

la progettazione è stata eseguita applicando le Nuove norme tecniche per le costruzioni approvate con decreto del Ministro delle Infrastrutture di data 14/01/2008,

oppure

che la progettazione è stata eseguita applicando le norme tecniche ______________________________;

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rientra nelle tipologie di cui all’art. 6, comma 2, lettera a), della LR 16/2009, come indicate dagli artt. 2 e 3 del Regolamento emanato con DPReg 27/07/2011 n. 0176/Pres. e ss. mm. ii., e pertanto è soggetto a procedimento di autorizzazione,

rientra nelle tipologie di cui all’art. 6, comma 2, lettera b), della LR 16/2009 (soggetto comunque a procedimento di autorizzazione),

rientra nelle tipologie individuate dall’art. 4, comma 2, della LR 19/2009 (art. 4 del Regolamento di cui sopra) in quanto intervento che assolve una funzione di limitata importanza statica (subordinato a verifica sulla completezza della documentazione tecnica progettuale, se da realizzare in zona ad alta sismicità),

soggetto a collaudo (art. 5, comma 3 bis, lettera a) o lettera c), della LR 16/2009),

non soggetto a collaudo (art. 5, comma 3 bis, lettera b), della LR 16/2009).

Codroipo, marzo 2017.

IL PROGETTISTA STRUTTURALE _____________________________________

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VITA NOMINALE E CLASSE D’USO (DM 14/01/2008) (da allegare all’istanza di autorizzazione e/o al deposito del progetto riguardante le strutture,

ai sensi della LR 27/1988, della LR 16/2009 e del DPR 380/2001 e ss. mm. ii.) OGGETTO: LAVORI DI ADEGUAMENTO ALLA NORMATIVA SISMICA DELLA SCUOLA

SECONDARIA DI 1° GRADO DI LAUZACCO. Il sottoscritto Maurizio LIANI, codice fiscale LNIMRZ67C05C817E con recapito in piazza Garibaldi n. 21/3 a Codroipo (UD), tel. 0432 906072 iscritto all’Ordine degli ingegneri della Provincia di Udine con il n. 1772, in qualità di progettista strutturale dei lavori in oggetto, e la sottoscritta dott.ssa Serena MESTRONI, Responsabile della posizione organizzativa dell’Area Tecnica e gestione del Territorio del Comune di Pavia di Udine , tel. 0432 646160, che agisce per conto del Comune di Pavia di Udine (codice fiscale 00469890305) – giusto provvedimento sindacale del 27/05/2014 – prot. n. 7515, in qualità di committente dei lavori in oggetto

DICHIARANO

Ø in riferimento al punto 2.4.1 del DM 14/01/2008, che la costruzione in oggetto è di: tipo 1 (Vita Nominale VN ≤ 10) tipo 2 (Vita Nominale VN ≥ 50) tipo 3 (Vita Nominale VN ≥ 100) Ø in riferimento al punto 2.4.2 del DM 14/01/2008, che la costruzione in oggetto è di: Classe I Classe II Classe III Classe IV Codroipo, marzo 2017.

IL PROGETTISTA STRUTTURALE

_____________________________________

IL RUP - COMMITTENTE

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RELAZIONE SULLE CARATTERISTICHE DEI MATERIALI DA UTILIZZARE CALCESTRUZZO PER FONDAZIONI: Classe di resistenza: C25/30 Classe di esposizione: XC2 Classe di consistenza: S4 - Slump = 160 - 210 mm Dimensione massima inerte: D = 20 mm Copriferro: C = 30 mm

CALCESTRUZZO PER PILASTRI, TRAVI E SETTI ALL’INTERNO: Classe di resistenza: C25/30 Classe di esposizione: XC1 Classe di consistenza: S5 - Slump ≥ 220 mm per getti eseguiti dai piani S3 - Slump = 100 - 150 mm per contropareti al piano interrato SCC - Slump > 600 mm per getti eseguiti dal sottotetto Dimensione massima inerte: D = 16 mm Copriferro: C = 25 mm

CALCESTRUZZO PER SETTI ALL’ESTERNO: Classe di resistenza: C32/40 Classe di esposizione: XC4 Classe di consistenza: S3 - Slump = 100 - 150 mm per getti a strati contro tamponature Dimensione massima inerte: D = 16 mm Copriferro: C = 25 mm

CALCESTRUZZO PER PENSILINA D’ACCESSO: Classe di resistenza: C32/40 Classe di esposizione: XC4 Classe di consistenza: S4 - Slump = 160 - 210 mm Dimensione massima inerte: D = 16 mm Copriferro: C = 30 mm

ACCIAIO PER C.A.: Barre e reti ad aderenza migliorata in acciaio tipo B450C controllato in stabilimento con: 1.15 < (ft / fy)k < 1 .35 (fy / fy, nom)k < 1.25 (Agt)k > 7.5 %

Ancoraggi: dove non indicato min. 50 diametri;

Sovrapposizioni: dove non indicato min. 100 diametri; min. 50 cm in ogni direzione per le reti elettrosaldate


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ACCIAIO PER CARPENTERIA: Profilati e piatti: S275 (UNI EN 10025) – S275H (UNI EN 10219)

Tens. di rottura = 430 N/mm²; tens. di snervamento = 275 N/mm² Profilati HEA140 pensilina: S355 (UNI EN 10025

Tens. di rottura = 510 N/mm²; tens. di snervamento = 355 N/mm² Giunzioni saldate: secondo quanto stabilito da UNI EN ISO 4063:2001

Tens. di rottura = 430 N/mm²; tens. di snervamento = 275 N/mm² Salvo diversa specifica per saldature a completa penetrazione

tutte le altre sono saldature a cordone d'angolo con sezione di gola a = 0,7 * t (in cui t indica lo spessore minimo degli elementi da collegare), estese all’intero perimetro di contatto degli elementi da unire.

Giunzioni bullonate: vite classe 8.8 - dado classe 8 Tirafondi: barra filettata classe 8.8 - dado classe 8 Classe di esecuzione: EXC3 - secondo UNI EN 1090 Tutte le parti devono essere adeguatamente protette dalla corrosione. Tutte le parti all’interno del fabbricato devono essere adeguatamente protette dal fuoco (R60).

PLACCAGGI FIBRORINFORZATI: Rinforzo: Rinforzi unidirezionali in fibra di carbonio ad alta tenacità

Modulo elastico medio a trazione 240 GPa Resistenza caratteristica a trazione fibre > 4800 MPa Resistenza caratteristica a trazione nastri > 3500 MPa Allungamento a rottura delle fibre ≥ 1,5%

Resina: Resina epossidica tissotropica Adesione al calcestruzzo > 3 MPa Modulo elastico a trazione > 2,5 GPa

Resistenza caratteristica a trazione > 35 MPa I componenti devono essere conformi alle linee guida CNR-DT 200 R1/2013 e alle NTC 2008 (dotati di marcatura CE o di Certificato di Idoneità Tecnica)

TASSELLI PER C.A.: Dotati di marcatura CE (certificazione ETA + dichiarazione di prestazione) per le specifiche condizioni di utilizzo previste.

Codroipo, marzo 2017. IL PROGETTISTA per presa visione (ing. Maurizio Liani) IL DIRETTORE DEI LAVORI


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RELAZIONE GEOTECNICA E SULLE FONDAZIONI PREMESSE: Per l’acquisizione dei dati relativi alla caratterizzazione geologica del suolo in sito l’Amministrazione Comunale committente ha affidato al dott. geol. Enrico Massolino l’incarico di eseguire gli opportuni sondaggi e di redigere una specifica Relazione Geologica, completata nel mese di giugno 2016. Su richiesta del sottoscritto progettista lo stesso geologo ha fornito un’integrazione alla suddetta Relazione Geologica nel mese di agosto 2016. CONSIDERAZIONI GEOTECNICHE E IDROLOGICHE: I sondaggi eseguiti dal geologo indicano che il terreno in sito è caratterizzato da un primo strato di argilla limosa o sabbiosa dello spessore di 170-180 cm e inferiormente da un deposito di ghiaia sabbiosa. Tenendo in considerazione l’effetto di consolidamento del sedime di fondazione, il quale risulta “caricato” dal peso della costruzione da oltre 40 anni, e l’evidente assenza di indizi di cedimenti fondazionali sulle strutture, il geologo propone i seguenti valori dei parametri geotecnici essenziali (si veda l’integrazione alla Relazione Geologica datata 09/08/2016):

Primo strato γ ≅ 1800 daN/m3 (peso specifico) C = 0,05 daN/cm2 (coesione) φ = 29° (angolo d'attrito interno)

Secondo strato γ ≅ 2100 daN/m3 (peso specifico) C = 0 daN/cm2 (coesione) φ = 36° (angolo d'attrito interno)

La falda freatica è indicata ad una profondità minima, in condizioni di massima risalita, di quasi 20 m dal piano di campagna, quindi non presenta alcuna possibilità di interessare direttamente il piano di posa delle fondazioni.

Il geologo segnala che il sito di interesse rientra in un’area a pericolosità idraulica bassa P1 ai sensi del PAIR. ASPETTI SISMICI: Il sito interessato presenta coordinate geografiche 45,9842°N 13,2832°E cui è associata una pericolosità sismica, ai sensi del D.M. 14 gennaio 2008 (Norme tecniche per le costruzioni), definita da un’accelerazione orizzontale massima attesa su riferimento rigido orizzontale ag = 0,176 g per un periodo di ritorno di 475 anni. Considerando che la costruzione ha destinazione d’uso attribuibile alla “Classe III” per quanto riguarda le conseguenze di un’interruzione di operatività o di un eventuale collasso, si considera per lo SLV (Stato Limite di Salvaguardia della Vita) un periodo di riferimento VR = VN * CU = 50 * 1,5 = 75 anni e quindi un periodo di ritorno di 712 anni, cui è associata un’accelerazione orizzontale massima attesa su riferimento rigido orizzontale ag = 0,204 g. Al fine della definizione dell’azione sismica di progetto il geologo individua la categoria del sottosuolo “B” (Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a


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grana fina molto consistenti) e la categoria topografica “T1” (Superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i < 15°). Secondo il geologo la composizione del sottosuolo e la profondità della falda freatica escludono la possibilità di fenomeni di liquefazione in fase sismica. TIPOLOGIE FONDAZIONALI: Le fondazioni esistenti sono di tipo misto, nastriforme ed a plinti, per la porzione di fabbricato dotato di piano interrato ed a plinti per la restante parte di fabbricato. Dai sondaggi eseguiti le prime risultano posate a profondità di circa 330 cm e le seconde a profondità di circa 100 cm. Sotto le pareti di tamponamento e delle principali partizioni interne sono realizzate fondazioni nastriformi in calcestruzzo non armato. Dalla documentazione disponibile si deduce che la configurazione complessiva delle opere fondazionali esistenti non costituisce un graticcio. Le nuove fondazioni saranno di tipo nastriforme e andranno a completare, almeno parzialmente, quelle esistenti.

DETERMINAZIONE PORTANZA ULTIMA TERRENO: La capacità portante del terreno viene determinata utilizzando la formula di Brich-Hansen:

qult = c Nc sc dc ic gc bc zc + q’ Nq sq dq iq gq bq zq + 0.5 B γ’ Nγ sγ dγ iγ gγ bγ zγ

in cui: Nc - Nq - Nγ sono i fattori di capacità portante dipendenti dall’angolo di attrito; sc - sq - sγ sono i fattori di forma della fondazione; dc - dq - dγ sono i fattori dipendenti dalla profondità del piano di posa; ic - iq - iγ sono i fattori che tengono conto dell’inclinazione del carico; gc - gq - gγ sono i fattori che tengono conto dell’inclinazione del piano di campagna; bc - bq - bγ sono i fattori che tengono conto dell’inclinazione della base della fondazione; zc - zq - zγ sono i fattori che tengono conto del sisma (Paolucci – Pecker).

Si precisa che i termini q’ e γ’ sostituiscono rispettivamente q e γ quando la fondazione è immersa nella falda.

Considerando che il materiale di riempimento dello scavo, compattato come prescritto, presenti caratteristiche meccaniche non inferiori a quelle del substrato in loco, si sono assunti i valori dei parametri geotecnici indicati dal geologo per ciascuna delle due unità geotecniche indicate, in funzione della profondità analizzata.

A scopo cautelativo si è inoltre considerato che lo spessore di calcolo del ricoprimento della fondazione sia quello minore tra i diversi lati della fondazione stessa (ad esempio per le fondazioni continue dei muri interrati).


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Per le fondazioni nastriformi del piano interrato si ottiene:

Caratteristiche geotecniche del terreno di fondazioneCoesione c 0,00 Kg/cmqAdesione lungo la base della fondazione (ca < c) ca 0,00 Kg/cmqAngolo d’attrito φ 36 ° gradiAngolo di attrito terreno fondazione δ 24 ° gradiPeso specif ico del terreno γ 2,10 g/cmcCoeff iciente di spinta passiva espresso da Kp = tan²(45°+ φ/2) Kp 3,85

Coeff iciente sismico orizzontale Kh 0,069Coeff iciente sismico verticale Kv 0,035

Caratteristiche della fondazioneLarghezza della fondazione B 70 cmLunghezza della fondazione L 2.000 cmProfondità del piano di posa della fondazione D 65 cmPressione litostatica in corrispondenza del piano di posa q 0,137 Kg/cmqInclinazione del piano campagna β 0,00 ° gradi

Fattori di capacità portante Nq 37,75Nc 50,59Nγ 56,31

Fattori di forma della fondazione Sc 1,03Sq 1,03Sγ 0,99

Fattori di profondità k 0,93dc 1,37dq 1,23dγ 1,00

Fattori di inclinazione del carico ic = iq = iγ 1,00

Fattori di inclinazione del piano campagna gc 1,00gq 1,00gγ 1,00

Fattori di inclinazione della base della fondazione bc = bq = bγ 1,00

Calcolo coefficienti correttivi “z” (Paolucci - Pecker) zq 0,943zc 0,978zγ 0,943

Carico ultimo della fondazione qult 7,55 Kg/cmq


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Per le fondazioni a plinto di dimensioni (90x90)cm del piano terra si ottiene:

Caratteristiche geotecniche del terreno di fondazioneCoesione c 0,05 Kg/cmqAdesione lungo la base della fondazione (ca < c) ca 0,04 Kg/cmqAngolo d’attrito φ 29 ° gradiAngolo di attrito terreno fondazione δ 19 ° gradiPeso specifico del terreno γ 1,80 g/cmcCoeff iciente di spinta passiva espresso da Kp = tan²(45°+ φ/2) Kp 2,88

Coeff iciente sismico orizzontale Kh 0,069Coeff iciente sismico verticale Kv 0,035

Caratteristiche della fondazioneLarghezza della fondazione B 90 cmLunghezza della fondazione L 90 cmProfondità del piano di posa della fondazione D 100 cmPressione litostatica in corrispondenza del piano di posa q 0,180 Kg/cmqInclinazione del piano campagna β 0,00 ° gradi

Fattori di capacità portante Nq 16,44Nc 27,86Nγ 19,34

Fattori di forma della fondazione Sc 1,59Sq 1,55Sγ 0,60

Fattori di profondità k 0,84dc 1,34dq 1,25dγ 1,00

Fattori di inclinazione del carico ic = iq = iγ 1,00

Fattori di inclinazione del piano campagna gc 1,00gq 1,00gγ 1,00

Fattori di inclinazione della base della fondazione bc = bq = bγ 1,00

Calcolo coefficienti correttivi “z” (Paolucci - Pecker) zq 0,926zc 0,978zγ 0,926

Carico ultimo della fondazione qult 8,58 Kg/cmq


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In modo del tutto analogo sono valutati i valori del carico limite sul terreno per le altre tipologie fondazionali. Si riporta un riepilogo dei valori di pressione ultima determinati:

Fondazione nastriforme P. INT. b = 70x2000 cm - prof. 65 cm → qult = 7,55 kg/cm2 Fondazione plinti P. INT. b = 140x140 cm - prof. 80 cm → qult = 13,52 kg/cm2 Fond. nastr. nuova (setti c.a.) P. INT. b = 70x800 cm - prof. 60 cm → qult = 7,18 kg/cm2 Fond. nastr. nuova (telai acciaio) P. INT. b = 60x800 cm - prof. 60 cm → qult = 7,10 kg/cm2

Fondazione a plinti minori P.T. b = 90x90 cm - prof. 100 cm → qult = 8,58 kg/cm2 Fondazione a plinti medi P.T. b = 125x125 cm - prof. 100 cm → qult = 8,65 kg/cm2 Fondazione a plinti maggiori P.T. b = 140x140 cm - prof. 100 cm → qult = 8,53 kg/cm2 Fond. nastr. nuova (setti c.a.) P.T. b = 90x1200 cm - prof. 125 cm → qult = 7,13 kg/cm2 Fond. nastr. nuova (telai acciaio) P.T. b = 50x3000 cm - prof. 90 cm → qult = 5,58 kg/cm2

Fondazione nastriforme pensilina b = 40x1100 cm - prof. 70 cm → qult = 4,82 kg/cm2

Fondazione nastriforme scala b = 40x400 cm - prof. 65 cm → qult = 4,74 kg/cm2 PRESSIONI DI CALCOLO SUL TERRENO Nei rispettivi paragrafi della seguente relazione di calcolo si evidenziano i valori di pressione sul terreno per i diversi tipi di fondazione, determinati sia in fase statica che in fase sismica, e si valutano i rispettivi coefficienti di sicurezza.

PRESCRIZIONI OPERATIVE Si dispone, al fine di evitare cedimenti disuniformi, che il piano di posa delle fondazioni sia posto su terreno avente le caratteristiche previste dalla Relazione Geologica, previa rimozione del terreno superficiale scadente sotto il profilo geo-meccanico. Qualora alla prevista quota di impostazione delle fondazioni il terreno non presentasse buone capacità portanti (non omogeneità del terreno, presenza di strutture lenticolari limo-argillose scadenti, di torbe, di inclusioni organiche, di terreno rimaneggiato e di ogni forma di degrado) si renderà necessario l’approfondimento dello scavo fino al raggiungimento del deposito previsto e il successivo ripristino della quota a mezzo di stesura di calcestruzzo classe C12/15 compattato. E’ auspicabile che il geologo provveda, in fase di scavo per le opere di fondazione, all’ispezione del sedime per verificarne l’omogeneità stratigrafica areale ed eventualmente fornire suggerimenti operativi.

Codroipo, marzo 2017. IL PROGETTISTA per presa visione (ing. Maurizio Liani) IL DIRETTORE LAVORI


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RELAZIONE DI CALCOLO

1. PREMESSE

La presente relazione di calcolo costituisce parte del progetto definitivo-esecutivo di adeguamento sismico della Scuola secondaria di 1° grado del Comune di Pavia di Udine, situata in località Lauzacco. Il progetto definitivo-esecutivo segue e fa propri l’analisi di vulnerabilità sismica e il progetto preliminare redatti nel giugno 2015 a firma dell’ing. Renato Modolo di Udine e dell’arch. Fabrizio Nin di Santa Maria la Longa (UD). La sostanziale assenza di una campagna di indagini sul fabbricato hanno richiesto, come fase introduttiva al presente progetto, lo svolgimento di una campagna di indagini diagnostiche e una nuova valutazione della sicurezza sismica del fabbricato: Quest’ultima ha come unico scopo quello di costituire un punto di riferimento per la successiva progettazione definitiva-esecutiva. Si ribadisce che l’incarico per la predisposizione dell’analisi di vulnerabilità sismica dell’edificio scolastico, teoricamente estesa a tutti i corpi costituenti, era affidato ad altro professionista. La prima parte della presente relazione contiene pertanto una nuova analisi del complesso scolastico nelle condizioni attuali, esclusi corpi autonomi, mentre la seconda parte riporta il progetto di adeguamento del corpo principale e di ricostruzione della pensilina di accesso e delle scale di emergenza. Per motivi economici sono esclusi interventi sulle restanti parti del fabbricato e sulla torre di sostegno della canna fumaria. 2. RIFERIMENTI NORMATIVI

L’analisi strutturale è stata eseguita nel rispetto delle seguenti normative vigenti:

- D.M. Infrastrutture 14 gennaio 2008 – “Norme tecniche per le costruzioni”;

- Circolare 2 febbraio 2009, n. 617 – “Istruzioni per l’applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008”;

e, laddove necessario, si è fatto riferimento ai seguenti documenti tecnici:

- Eurocodice 1 UNI ENV 1991 – “Basi di calcolo ed azioni sulle strutture”

- Eurocodice 2 UNI ENV 1992 – “Progettazione delle strutture in calcestruzzo”

- Eurocodice 3 UNI ENV 1993 – “Progettazione delle strutture in acciaio”

- Eurocodice 8 UNI ENV 1998 – “Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture”


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3. CRITERI DI VERIFICA ADOTTATI

3.1 Criteri di analisi della sicurezza

I livelli di sicurezza e le prestazioni richiesti sono quelli ordinari previsti dalle Norme di Riferimento, più esplicitamente: − va garantita la sicurezza nei confronti di stati limite ultimi (SLU), quali crolli, perdite di equilibrio

e dissesti gravi che possano compromettere l’incolumità delle persone ovvero la perdita di beni, ovvero provocare gravi danni ambientali e sociali;

− va garantita la sicurezza nei confronti di stati limite di esercizio (SLE), per garantire le prestazioni nelle condizioni di esercizio;

− va garantita la robustezza, per evitare danni sproporzionati rispetto all’entità delle cause innescanti azioni eccezionali, quali incendio, esplosioni, urti ed impatti;

− va garantita la durabilità, cioè la conservazione delle caratteristiche fisiche e meccaniche dei materiali e delle strutture, affinché i livelli di sicurezza vengano garantiti durante tutta la vita dell’opera.

3.2 Metodo di analisi e verifica delle strutture

Il metodo di analisi e verifica delle strutture e delle fondazioni, è il metodo semi-probabilistico agli stati limite, per come questo è inteso dalle normative di riferimento. Le strutture sono state studiate con modelli a comportamento elastico lineare, salvo diversa specifica. Per l’analisi e la verifica delle strutture in esame sono stati utilizzati sia metodi di calcolo manuale che codici di calcolo con elaborazione dei dati eseguita da calcolatore elettronico. I metodi di calcolo manuale saranno descritti in fase di esposizione delle analisi o verifiche. Relativamente all’uso di codici di calcolo elaborati con calcolatore elettronico, si precisa che sono stati costruiti diversi modelli numerici, relativi sia a costruzioni complete che a sottosistemi strutturali, al fine di fornire un’analisi accurata di ciascun elemento strutturale. Le unità di misura utilizzate nei modelli sono il daN (o kgf) per le forze e il cm per le lunghezze, pertanto i risultati vanno letti in daN, cm, daN/cm, daN/cm2, daN*cm, daN*cm/cm. Nei successivi capitoli saranno meglio descritti la definizione dei modelli numerici, il comportamento degli orizzontamenti, gli effetti della fessurazione del c.a., la distribuzione effettiva ed addizionale delle masse e l’interazione terreno-struttura.

3.3 Definizione azioni di progetto

Le calcolazioni sono eseguite assumendo le strutture soggette alle seguenti azioni:

Azioni permanenti (G): − peso proprio di tutti gli elementi strutturali (G1) − peso proprio di tutti gli elementi non strutturali (G2) − peso e spinta statica del terreno


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Azioni variabili (Q): − carico neve sulle coperture − carico per manutenzione su elementi orizzontali non esposti − carico per edifici scolastici

Azioni sismiche (E): − azione inerziale dei manufatti e dei carichi accidentali − azione sismica del terreno

Azioni eccezionali: − incendio (solamente in termini di prescrizioni sui copriferri)

Le singole azioni sono in seguito analizzate dettagliatamente e sono riportate nello specifico paragrafo per ciascuna tipologia di manufatto in progetto. Approfondimenti specifici sono dedicati alla valutazione delle azioni sismiche.

3.4 Combinazioni delle azioni

Le azioni sollecitanti di calcolo sono determinate secondo le seguenti formulazioni delle combinazioni delle azioni:

Combinazione fondamentale, impiegata per le verifiche agli stati limite ultimi (SLU): γG1*G1 + γG2*G2 + γQ1*Qk1 + γQ2*ψ02*Qk2

Combinazione caratteristica (rara), impiegata per le verifiche agli stati limite di esercizio (SLE) irreversibili, da utilizzarsi nelle verifiche alle tensioni ammissibili: G1 + G2 + Q k1 + ψ02*Qk2

Combinazione frequente, impiegata per le verifiche agli stati limite di esercizio (SLE) reversibili: G1 + G2 + ψ11*Q k1 + ψ22*Qk2

Combinazione quasi permanente (SLE), impiegata per le verifiche agli effetti a lungo termine: G1 + G2 + ψ21*Q k1 + ψ22*Qk2

Combinazione sismica, impiegata per le verifiche agli SLU e SLE connessi all’azione sismica E: E + G1 + G2 + ψ21*Q k1 + ψ22*Qk2 I coefficienti parziali γ per le azioni e per l’effetto delle azioni nelle verifiche SLU sono assunti dalla seguente tabella: Coefficiente

γF A1

STR A2

GEO

Carichi permanenti favorevoli sfavorevoli

γG1 1,0 1,3

1,0 1,0

Carichi permanenti non strutturali favorevoli sfavorevoli

γG2 0,0 1,5

0,0 1,3

Carichi variabili favorevoli sfavorevoli

γQi 0,0 1,5

0,0 1,3


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I valori dei coefficienti di combinazione sono assunti dalla seguente tabella:

Categoria / Azione variabile ψ0j ψ1j ψ2j Categoria A Ambienti ad uso residenziale 0,7 0,5 0,3 Categoria B Uffici 0,7 0,5 0,3 Categoria C Ambienti suscettibili di affollamento 0,7 0,7 0,6 Categoria D Ambienti ad uso commerciale 0,7 0,7 0,6 Categoria E Biblioteche, archivi, magazzini e amb. ad uso industr. 1,0 0,9 0,8 Categoria F Rimesse e parcheggi (per autoveicoli di peso ≤ 30 kN) 0,7 0,7 0,6 Categoria G Rimesse e parcheggi (per autoveicoli di peso > 30 kN) 0,7 0,5 0,3 Categoria H Coperture 0,0 0,0 0,0 Vento 0,6 0,2 0,0 Neve (a quota ≤ 1000 m s.l.m.) 0,5 0,2 0,0 Neve (a quota > 1000 m s.l.m.) 0,7 0,5 0,2 Variazioni termiche 0,6 0,5 0,0

Le combinazioni di carico sviluppate per ciascuno dei manufatti in progetto sono chiaramente descritte negli specifici paragrafi della presente relazione di calcolo.

3.5 Caratteristiche dei materiali strutturali (strutture in progetto)

Calcestruzzo C25/30

Resistenza cilindrica caratteristica: fck = 25 Mpa Resistenza media a trazione: fctm = 0,3 fck

2/3 = 2,56 Mpa Resistenza caratteristica a trazione: fctk 0,05 = 0,7 fctm = 1,80 Mpa Valore medio del modulo elastico istantaneo: Ecm = 22000 [(fck + 8) / 10]0,3 = 31475 Mpa Fattore di sicurezza parziale per le proprietà del materiale: γc = 1,5 Coefficiente riduttivo per azioni di lunga durata: αcc = 0,85 Resistenza di calcolo a compressione allo Stato Limite Ultimo: fcd = αcc * fck / γc = 14,17 Mpa Resistenza di calcolo a trazione allo Stato Limite Ultimo: fctd = fctk 0,05 / γc = 1,20 Mpa Modello σ-ε per il calcestruzzo (parabola-rettangolo): εc2 = 2,0 0/00 - εcu = 3,5 0/00

Acciaio per cemento armato B450C

Tensione caratteristica di snervamento: fy nom 450 N/mm2 Tensione caratteristica di rottura: ft nom 540 N/mm2 Valore del modulo elastico: E = 206000 Mpa

L’acciaio per cemento armato B450C deve inoltre rispettare i requisiti indicati nella seguente Tabella:


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CARATTERISTICHE REQUISITI FRATTILE(%) Tensione caratteristica di snervamento fyk ≥ fy nom 5.0 Tensione caratteristica di rottura ftk ≥ ft nom 5.0 (ft/fy)k

≥ 1,15 < 1,35

10.0

(fy/fynom)k ≤ 1,25 10.0 Allungamento (Agt)k: ≥ 7,5 % 10.0 Diametro del mandrino per prove di piegamento a 90 ° e successivo raddrizzamento senza cricche: φ < 12 mm 12 ≤ φ ≤ 16 mm per 16 < φ ≤ 25 mm per 25 < φ ≤ 40 mm

4 φ 5 φ 8 φ 10 φ

Acciaio per carpenteria

Tipo S235 Tensione caratteristica di snervamento: fy nom 235 N/mm2 Tensione caratteristica di rottura: ft nom 360 N/mm2 Valore del modulo elastico: E = 206000 Mpa Tipo S275 Tensione caratteristica di snervamento: fy nom 275 N/mm2 Tensione caratteristica di rottura: ft nom 430 N/mm2 Valore del modulo elastico: E = 206000 Mpa Tipo S355 Tensione caratteristica di snervamento: fy nom 355 N/mm2 Tensione caratteristica di rottura: ft nom 510 N/mm2 Valore del modulo elastico: E = 206000 Mpa

3.6 Metodologie di progetto e verifica delle membrature strutturali

Verifiche di sicurezza agli SLU Si riportano prima le verifiche relative al comportamento globale delle strutture e successivamente le verifiche dei singoli elementi o sottosistemi strutturali. Per le opere in esame si escludono fenomeni di instabilità globale e di perdita di equilibrio. Si escludono inoltre significativi effetti del secondo ordine e pertanto si ritiene sufficiente la analisi strutturale eseguita in campo elastico lineare come specificato in precedenza.

Le verifiche globali significative per le costruzioni in progetto sono le seguenti: − Spostamenti e deformazioni in presenza delle azioni sismiche agli SLO, SLD e SLV; − Cedimenti e deformazioni delle fondazioni.


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Le verifiche dei singoli elementi, siano essi in calcestruzzo armato o in acciaio, sono state eseguite utilizzando il codice di calcolo adottato per l’analisi. L’affidabilità e la rispondenza dello stesso codice di calcolo rispetto alla normativa di riferimento, sono stati accertati dello scrivente. Le verifiche sono condotte con riferimento ai metodi e alle formulazioni del capitolo 4 del D.M. 14 gennaio 2008 (NTC 2008). Per la progettazione sismica si è applicato il capitolo 7 della stessa normativa e per le verifiche riguardanti le strutture esistenti si è fatto riferimento al capitolo 8. Maggiori istruzioni, in particolare per gli interventi su edifici esistenti, sono prese dalla Circolare n. 617 del 02 febbriaio 2009. Qualora necessario si è fatto riferimento alle norme UNI ENV 1992 (Eurocodice 2) per la progettazione delle strutture in calcestruzzo armato, UNI ENV 1993 (Eurocodice 3) per la progettazione delle strutture in acciaio e UNI ENV 1998 (Eurocodice 8) per la progettazione sismica. Per gli elementi in calcestruzzo armato si adottano inoltre le prescrizioni sui dettagli costruttivi previste dai capitoli 4.1.6 e 7.4.6 del D.M. 14 gennaio 2008 (NTC 2008). Nella relazione si riportano alcuni diagrammi di sollecitazione degli elementi strutturali ed alcune sintesi delle verifiche. Verifiche di sicurezza agli SLE Per le membrature in calcestruzzo armato si eseguono le verifiche della fessurazione, delle tensioni di esercizio (calcestruzzo e acciaio di armatura) e delle deformazioni. Per le membrature in acciaio si eseguono le verifiche di deformazione e spostamento: per le travi si analizzano gli abbassamenti e per i pilastri si controllano gli spostamenti in sommità. Per ciascuna delle verifiche si fa riferimento alla combinazione di carico SLE e ai valori limite stabiliti al capitolo 4 del D.M. 14 gennaio 2008 (NTC 2008). I risultati sono illustrati con tabulati numerici o con rappresentazioni grafiche a mappe di colore. Verifiche di robustezza Le verifiche di robustezza servono ad evitare danni sproporzionati rispetto all’entità delle cause innescanti azioni eccezionali, quali incendio, esplosioni, urti ed impatti. Nel caso specifico non vi sono specifiche richieste di normative o della committenza riguardo alle esplosioni e agli urti. Riguardo all’incendio si devono rispettare i copriferri a garanzia della resistenza al fuoco R60. Attenzione particolare dovrà essere dedicata ad eventuali locali a rischio specifico. Verifiche di durabilità Allo scopo di garantire la durabilità delle strutture in oggetto, cioè la conservazione delle caratteristiche fisiche e meccaniche dei materiali e delle strutture, affinché i livelli di sicurezza vengano garantiti durante tutta la vita dell’opera, si ritiene sufficiente che vengano rispettate le prescrizioni sui materiali e quelle per l’esecuzione contenute nella Relazione sui materiali e negli elaborati grafici, e vengano applicate le modalità d’uso, controllo e manutenzione riportate nel Piano di manutenzione delle strutture allegato al presente progetto.


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4. ANALISI DEL COMPLESSO SCOLASTICO NELLE CONDIZIONI ATTUALI

4.1 Analisi storico critica e relazione sulle strutture esistenti

4.1.1 Fonti di acquisizione

Il processo di acquisizione dati ha contemplato la raccolta e l’analisi degli elaborati di seguito descritti.

Fabbricato principale: – Progetto delle strutture depositato presso gli uffici del Genio Civile di Udine il 17/01/1973 al n.

3269 (ing. W. Zussino); – Relazione del Direttore Lavori di ultimazione delle strutture in cemento armato con certificati di

prova dei materiali depositato presso gli uffici del Genio Civile di Udine (arch. D. Jagodic); – Collaudo statico depositato presso gli uffici del Genio Civile di Udine il 18/10/1974 al n. 15709; – “Valutazione di sicurezza sismica” datata 09/06/2015 – prog. preliminare di adeguamento alle

normative (arch. F Nin e ing. R. Modolo).

Centrale termica: – Progetto delle strutture depositato presso gli uffici del Genio Civile di Udine il 05/03/1984 al n.

481 (ing. R. Modolo).

Dati generali: – Relazione Geologica del 30/06/2016 (dott. Enrico Massolino); – Relazione Geologica – Integrazioni del 09/08/2016 (dott. Enrico Massolino); – Rilievo dello stato di fatto architettonico e strutturale fornito dal RUP; – Verifiche a campione dello stato di fatto strutturale eseguite dal sottoscritto progettista; – Rilievo dello stato di fatto della scala antincendio maggiore eseguito dal sottoscritto progettista; – Relazione “Campagna di indagini strutturali e non strutturali” fornita dalla ditta specificatamente

incaricata L.G.T. Laboratorio Geotecnico S.r.l. di Cervignano del Friuli (UD), datata 28/12/2016 e completata nel corso del mese di gennaio 2017.

Per la conoscenza dei contenuti dei vari documenti ufficiali sopra menzionati si rimanda alla loro consultazione.

Si precisa che nessun documento risultava disponibile a riguardo di n. 2 scale esterne di emergenza e della struttura di sostegno della canna fumaria. Per quanto riguarda la pensilina di accesso alla scuola si rileva che il progetto, contenuto in quello generale, risulta mancante della parte di copertura e completamente disatteso per la parte in elevazione.

4.1.2 Analisi storico critica e descrizione strutture esistenti

Trattasi di un edificio scolastico progettato nel 1972 e realizzato tra il 1973 e il 1974. L’edificio è stato oggetto di una variante strutturale in corso d’opera riguardante la sopraelevazione di una porzione di fabbricato contenente aule (quella posteriore). Il progetto strutturale, redatto e depositato presso l’Ufficio del Genio Civile in progressione tra il dicembre 1972 e l’aprile del 1973, ha contemplato tale variazione. Si rileva però che la rielaborazione grafica dei particolari dei pilastri della zona oggetto di variante è stata in parte trascurata.


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Il fabbricato scolastico presenta una pianta inscrivibile in un rettangolo di circa (70,5 * 73,0) m. La superficie complessiva è di circa 3000 m2, distribuita su due piani fuori terra ed uno interrato. L’edificio è caratterizzato da una struttura portante a telai in calcestruzzo armato coadiuvati da alcune porzioni di muratura portante, soprattutto per i vani scala e per le pareti di fondo della palestra. I solai sono in latero-cemento, dotati di soletta armata superiore, tranne che per il solaio orizzontale della zona spogliatoi rivolto verso il sottotetto. Le fondazioni sono del tipo a plinti per i pilastri e a cordoli non armati per i tamponamenti, le pareti del piano interrato risultano in calcestruzzo non armato dello spessore di 30 cm. I tamponamenti dei telai risultano a doppia parete con interposta camera d’aria, con parete esterna in laterizio semipieno spesso 12 cm e parete interna in laterizio forato di spessore 8 cm. Il fabbricato risulta estremamente articolato, sia in pianta che in altezza, costituisce un corpo unico privo di giunti tecnici, è privo di simmetrie e presenta contiguità di corpi di fabbrica con diverse altezze e rigidezze. Per la pensilina di accesso, con elevazioni in c.a. a sezione molto esile e copertura in acciaio, si rileva che il progetto, contenuto in quello generale, risulta mancante della parte di copertura e completamente disatteso per la parte in elevazione. Visti il sottodimensionamento delle strutture verticali e la totale incertezza su quelle orizzontali si opererà la sostituzione di tale corpo. La consultazione dei documenti di progetto dimostra che le strutture sono state progettate per le sole azioni gravitazionali, senza prendere in considerazione azioni orizzontali quali sisma e vento.

Le scale di emergenza sono state costruite presumibilmente tra gli anni ’80 e gli anni ’90 del ‘900 ma l’Amministrazione Comunale committente non dispone di alcun documento relativo ad esse. Si tratta di due scale distinte, la prima è a rampa semplice e presenta un’altezza di circa 2,3 m, le seconda è a doppia rampa con pianerottolo intermedio e presenta un’altezza di circa 4,0 m. Sono entrambe realizzate in acciaio, la prima con profilati tubolari molto leggeri e la seconda con montanti HEA140 e travi UNP200. I gradini sono in lamiera nel primo caso e del tipo prefabbricato in grigliato nel secondo caso. Per entrambe le scale non esiste una vera e propria fondazione, alla base sono ancorate alla soletta del marciapiede. La scala minore appare sottodimensionata in ogni sua parte e pertanto dovrà essere sostituita. La scala maggiore presenta diversi difetti di impostazione (nodi strutturali deboli, controventamento assente nella direzione longitudinale e incompleto nella direzione trasversale, assenza di fondazione, ecc.) e, vista anche la richiesta della committenza in merito alla modifica delle dimensioni in pianta, dovrà anch’essa essere sostituita.

La centrale termica esterna è stata progettata nel 1984 e probabilmente costruita poco tempo dopo. Non è stato messo a disposizione del sottoscritto alcun documento relativo alla costruzione e al collaudo statico. Il corpo, delle dimensioni di circa (6,8 * 6,1) m, è costituito da 3 pareti in c.a. dello spessore di 30 cm a formare una pianta a “C”, con il quarto lato che concentra le aperture. Il modesto edificio è alto poco più di 3 m e presenta una copertura piana in c.a. monolitico. Le fondazioni sono del tipo nastriforme in c.a. a descrivere un rettangolo. Il progetto risulta sviluppato per le sole forze gravitazionali.

La struttura autonoma a sostegno della canna fumaria attuale, alta oltre 10 m, risulta essere la stessa che alloggiava al proprio interno la canna fumaria installata in origine. Sembra realizzata con elementi anulari prefabbricati in c.a.v., montati uno sull’altro, ma non esiste alcun documento che ne testimoni la realizzazione. L’assenza di progetto, le elevate altezza e snellezza del manufatto e la totale incertezza sulla modalità di realizzazione, suggeriscono l’opportunità della sua rimozione e della sostituzione con una nuova struttura in acciaio tralicciato.


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4.2 Relazione sulle indagini dei materiali e delle strutture

4.2.1 Indagini diagnostiche eseguite

Il RUP ha affidato alla ditta “L.G.T. Laboratorio Geotecnico S.r.l.” di Ruda (UD) il compito di eseguire le indagini diagnostiche programmate dal sottoscritto calcolatore in funzione del livello di conoscenza desiderato e concordate con la ditta stessa dopo accurati sopralluoghi. Il numero e la posizione dei punti di indagine sono stati definiti tenendo in considerazione le difficoltà operative costituite dalla presenza di numerosi ostacoli fisici, soprattutto impiantistici, delle effettive dimensioni degli elementi strutturali da indagare (in particolar modo pilastri modesti) e dalla necessità di intervenire in un fabbricato regolarmente utilizzato per le attività scolastiche. Le indagini eseguite sul fabbricato principale hanno riguardato: n. 24 prelievi di carote di calcestruzzo per prove di resistenza a compressione; n. 29 sondaggi SON-REB (misurazioni sclerometriche e ultrasoniche correlate); n. 41 microdemolizioni per il rilievo del diametro dei ferri e dello spessore del copriferro; n. 41 indagini con Ferroscan Hilti su pilastri, setti, solai e travi; n. 25 indagini pacometriche; n. 2 prelievi di barre d’acciaio per prove di resistenza a trazione e piegamento; n. 41 prove su armatura del c.a. con durometro di Leeb; n. 27 videoispezioni su murature e solai; n. 1 rilievo generale esterno con macchina termografica; n. 1 rilievo con georadar dei solai per l’orditura e il passo dei travetti; n. 6 sondaggi fondazionali; n. 1 indagine antisfondellamento in due zone specifiche.

Il numero di prove è stato determinato con l’ausilio delle tabelle C8A.1.2 e C8A.1.3a della Circolare n.617/2009, in funzione del livello di conoscenza concordato con la committenza, tenendo conto delle situazioni ripetitive e delle caratteristiche di omogeneità dei materiali per ridurre il numero di sondaggi (note alla tabella C8A.1.3a). Visto che il fabbricato è in uso si è inoltre deciso di sostituire un certo numero di prove distruttive con altre di tipo non distruttivo. I risultati delle seconde sono stati comunque correlati a quelli delle prime. Molte indagini inizialmente richieste sono state necessariamente eliminate o sostituite per le difficoltà operative di cui sopra.

Per una conoscenza approfondita dei contenuti della relazione sulle indagini diagnostiche, gli allegati delle prove e dei controlli eseguiti e i certificati per la compressione delle carote e per la trazione dei ferri d’armatura, si rimanda alla consultazione della relazione stessa. Alcune delle indagini sopra descritte riguardano il fabbricato autonomo della centrale termica (n. 1 prelievo di carote di calcestruzzo, n. 1 microdemolizione, n. 2 indagini con Ferroscan Hilti, n. 1 prova su armatura con durometro di Leeb).

4.2.2 Rilievo del quadro fessurativo e deformativo

Il rilievo del fabbricato non ha evidenziato lesioni sulle strutture in c.a. chiaramente imputabili a cedimenti fondazionali o ad azioni sismiche. Risultano invece presenti alcune fessurazioni sul solaio di soffittatura nella zona del vano scala Est. Si ritiene verosimile che siano causate dalla debolezza del solaio in relazione ai carichi


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applicati, ma soprattutto dalla rastremazione della pianta complessiva in tale area, che può aver concentrato tensioni generate da variazioni termiche e/o movimenti micro-sismici. Si prevedono la formazione di un giunto tecnico antisismico nelle immediatee vicinanze e un intervento di riparazione locale di tale porzione di solaio. Sono inoltre presenti alcune fessurazioni sugli sporti di copertura realizzati in soletta monolitica in calcestruzzo armato, probabilmente generate dalle variazioni termiche e dall’assenza di giunti di dilatazione. Sono inoltre visibili alcune fessurazioni dei tamponamenti all’attacco con gli elementi strutturali verticali. Non sono state rilevate attuali evidenti deformazioni degli elementi sismo-resistenti.

4.2.3 Livello di conoscenza e fattore di confidenza

Per quanto riguarda il fabbricato principale, il RUP e l’Amministrazione Comunale, basandosi su criteri di valutazione costi-benefici, hanno inizialmente richiesto il raggiungimento del livello di “Conoscenza accurata” della struttura “LC3” ai sensi delle NTC 2008. L’impossibilità pratica di eseguire tutte le indagini inizialmente programmate e una certa variabilità dei risultati non hanno permesso il raggiungimento di tale livello di conoscenza. Si ritiene raggiunto il livello di “Conoscenza adeguata” della struttura “LC2”. Il conseguente “fattore di confidenza” da utilizzare per la caratterizzazione della resistenza dei materiali è FC = 1,20.

4.3 Modello di comportamento delle strutture

4.3.1 Caratterizzazione geometrica delle strutture

La documentazione grafica fornita dal RUP risultava completa, frutto del rilievo eseguito dal tecnico incaricato della redazione del progetto preliminare. Lo stesso tecnico assicura di aver regolarmente eseguito, con esito favorevole, il confronto fra il progetto strutturale originale e l’eseguito. Il sottoscritto ha richiesto copia di un secondo rilievo al tecnico incaricato della redazione del progetto di un successivo lotto lavori. E’ stato inoltre eseguito un controllo di coerenza generale fra i due rilievi e il progetto strutturale originale e si è proceduto ad una serie di verifiche a campione dello stato di fatto strutturale in sito. Rimangono alcuni dubbi sulle effettive dimensioni di alcuni pilastrri al piano superiore, in quanto non previsti inizialmente nel progetto strutturale e oggi non chiaramente individuabili perché tamponati. La ditta a cui sono state affidate le indagini diagnostiche ha inoltre condotto una serie di analisi specifiche (termografie, georadar, endoscopie, ecc.) per determinare lo spessore e la composizione di alcuni solai e di alcune murature. Dalle indagini endoscopiche eseguite risulta che il solaio di calpestio fra il piano terra e il piano primo presenta elementi in laterizio di altezza 20 cm anziché 24 cm e che la porzione di solaio di copertura sul corpo dell’ingresso e sull’ala Sud presenta spessore 20+6 cm anziché 24+4 cm. Le indagini georadar hanno mostrato, lungo i corridoi delle diverse ali del fabbricato, la presenza di alcune armature in spessore di solaio non previste, che di fatto potrebbero costituire


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prolungamento di travi che in progetto erano interrotte in corrispondenza di pilastri posti ai lati dei corridoi stessi.

4.3.2 Caratterizzazione dei particolari costruttivi

Dai sondaggi eseguiti sull’organismo strutturale si rileva che: - i plinti di fondazione dei pilastri presentano in diversi casi dimensioni minori di quelle di

progetto; - i cordoli-tirante di fondazione a chiusura dei portali in c.a. della palestra non risultano realizzati,

così come il solaio in latero-cemento di pavimentazione (sostituito da una semplice soletta non armata);

- i cordoli di fondazione a sostegno dei tamponamenti perimetrali si confermano privi di armatura e scollegati dai plinti di fondazione dei pilastri;

- le pareti in calcestruzzo del piano interrato si confermano prive di armatura (come da progetto); - le dimensioni dei pilastri sono quelle di progetto, tranne che per la porzione di fabbricato

sopraelevata in corso d’opera la cui variante non mostrava la modifica dei pilastri; - l’armatura longitudinale delle travi e dei pilastri è costituita prevalentemente da barre ad

aderenza migliorata (in 37 casi su 39 sondaggi), anziché da barre lisce come previsto in progetto; analoga variazione è stata operata anche per le staffe del piano primo;

- l’armatura longitudinale delle travi e dei pilastri normalmente rispetta il diametro previsto in progetto ma in una minoranza dei sondaggi si sono rilevate barre di diametro inferiore;

- i pilastri della palestra presentano calcestruzzo di resistenza superiore al restante fabbricato scolastico ma mostrano barre di armatura longitudinale di diametro inferiore a quello previsto in progetto senza integrazione di sezione resistente;

- i pilastri presentano staffatura costante lungo l’altezza (priva di raffittimenti), il diametro è quello di progetto (φ 6 mm) e il passo è generalmente maggiore di quello previsto (da 16 a 25 cm anziché 15 cm di progetto) con evidente riduzione di duttilità;

- le travi presentano staffatura del diametro e con passo previsti in progetto (φ 6 mm, 2 bracci, passo variabile da 20 a 25 cm);

- non si rileva armatura specifica nei nodi trave-pilastro; - il copriferro netto delle armature di travi e pilastri presenta valori pareccchio variabili, anche se

in media vale 25-30 mm; - le pareti dei vani scale risultano in calcestruzzo, anziché in muratura, almeno fino alla quota

del solaio di pavimentazione del primo piano (tranne per il muro verso l’esterno della scala destra) e sembrano armati con una rete φ 8 / 200x200 mm posizionata con elevato copriferro (probabilmente rete unica a metà spessore);

- i solai hanno interasse dei travetti da 40 cm (come da progetto), presentano la direzione di orditura prevista (tranne un’incertezza in due modestissime aree) ma hanno in diversi casi spessore inferiore a quello di progetto;

- il controsoffitto dell’Aula Magna risulta fissato con ancoraggi non rispettanti la norma antisissmica attuale; il livello di rischio riscontrato è comunque molto basso (livello E secondo Allegato 1 CONSIP) e la sostituzione dovrà essere valutata dalla committenza;

- la parete di fondo della palestra, nonostante l’elevata altezza e l’assenza di un portale in c.a., si conferma realizzata in blocchi di laterizio dello spessore di 30 cm;


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- i tamponamenti e le partizioni interne sono in laterizio come da tipologie previste nel progetto architettonico originale.

4.3.3 Caratterizzazione meccanica dei materiali

Calcestruzzo fabbricato principale: Il progetto prevedeva l’uso di calcestruzzo realizato con cemento tipo “325” in quantità di 200 kg/m3 per le fondazioni continue, di 250 kg/m3 per le fondazioni a plinto e le pareti interrate e di 300 kg/m3 per i pilastri, le travi e i solai. Il Direttore Lavori nella Relazione a strutture ultimate e il Collaudatore nel certificato di collaudo confermano la correttezza dei materiali utilizzati. Le prove eseguite su campioni cubici di calcestruzzo durante l’esecuzione dei lavori hanno fornito i seguenti risultati, in ordine cronologico ma senza riferimento alla provenienza dei campioni stessi: Tensione di rottura R = 44,9 – 35,5 – 71,9 – 57,0 – 27,3 – 52,7 – 52,0 – 34,0 N/mm2 Le indagini SON-REB eseguite in sito (misurazioni sclerometriche e ultrasoniche correlate) e le prove di resistenza a compressione compiute sulle carote di calcestruzzo prelevate dalla struttura hanno fornito i risultati riportati nella relazione “Campagna di indagini strutturali e non strutturali”, cui si rimanda. Di seguito si riporta un’elaborazione di tali dati, condotta tenendo conto del metodo proposto dal prof. Aurelio Ghersi dell’Università di Catania. Il metodo è applicato considerando preliminarmente, per ciascuna stazione di misura, il valore medio della resistenza del calcestruzzo valutata con le 3 leggi di correlazione SONREB note. Per le stazioni con prelievo di carote si è valutato il rapporto fra la resistenza del calcestruzzo determinata con la prova di compressione e il valore medio delle correlazioni SONREB. Il valore medio di tale rapporto è poi stato utilizzato per correggere i valori medi SONREB di ciascuna stazione di misura. Si sono poi determinati il valore di resistenza medio per le carote e per i sondaggi SONREB corretti. Questi due valori sono alla fine stati utilizzati, ciascuno con il proprio peso, per determinare il valore di resistenza media complessiva pesata. Essendosi presentata una certa variabilità dei risultati, il procedimento appena descritto è stato applicato distintamente per ogni piano del fabbricato e per la palestra. Si riportano di seguito le elaborazioni:

RILEM Gasparik Deleo Pascale

Valore medio

Rapporto Valore corretto

P/0/42 23,1 9,6 15,1 13,4 12,7 1,819 16,5P/0/62 16,1 9,3 14,7 13,0 12,3 1,305 16,0P/0/64 5,6 5,0 9,1 7,7 7,3 0,771 9,4S/0/203 21,3 - - - - - -S/0/206 21,9 - - - - - -

1,298

Rc medio Rc medio17,6 14,0

16,2Valore di resistenza media complessiva pesata (carote e SONREB) fcm =

SONREB Rc (N/mm2)Stazione misura

Carote Rc (N/mm2)

STRUTTURE IN CALCESTRUZZO PIANO INTERRATO

Rapporto medio


31


32


Valore medio


P/1/15 34,7 17,5 23,1 23,6 21,4 1,621 24,3P/1/18 32,0 17,6 23,3 23,5 21,5 1,491 24,4P/1/47 - 15,5 21,9 20,3 19,2 - 21,9P/1/63 - 11,8 17,6 16,2 15,2 - 17,3P/1/73 29,0 15,4 21,7 20,3 19,1 1,516 21,7

P/1/82A 27,2 19,4 25,9 24,9 23,4 1,162 26,6P/1/85 36,8 28,1 35,0 34,0 32,4 1,137 36,8P/1/90 30,0 17,0 22,8 22,8 20,9 1,438 23,7P/1/100 - 16,7 22,5 22,4 20,5 - 23,3T/1/204 16,5 14,8 20,5 20,2 18,5 0,892 21,0S/1/232 14,6 13,0 18,4 18,2 16,5 0,883 18,8P/1/27 25,5 - - - - - -P/1/81 26,9 - - - - - -P/1/101 49,4 - - - - - -P/2/13 6,1 17,2 23,3 22,7 21,1 0,290 23,9P/2/15 - 12,6 18,2 17,3 16,0 - 18,2P/2/22 - 15,1 21,0 20,4 18,8 - 21,4P/2/47 - 10,7 16,2 15,1 14,0 - 15,9P/2/57 34,9 33,9 39,0 41,5 38,1 0,915 43,3P/2/63 - 15,8 21,6 21,3 19,6 - 22,2

P/2/79A 20,5 9,2 14,2 13,2 12,2 1,680 13,9P/2/85 - 20,3 26,4 26,3 24,3 - 27,7P/2/95 24,0 26,2 32,5 32,6 30,4 0,789 34,6P/2/100 - 15,2 21,8 19,8 18,9 - 21,5T/2/256 15,2 12,3 17,7 17,3 15,8 0,964 17,9

1,137


24,2

STRUTTURE IN CALCESTRUZZO PIANI TERRA E PRIMO (ESCLUSA PALESTRA)Stazione misura

Carote Rc (N/mm2)

SONREB Rc (N/mm2)

Rapporto medio

Valore di resistenza media complessiva pesata (carote e SONREB) fcm =


Valore medio


P/1/112 48,9 37,7 45,2 42,7 41,9 1,168 46,0P/1/118 45,3 40,0 47,3 44,9 44,1 1,028 48,4

1,098


47,1Valore di resistenza media complessiva pesata (carote e SONREB) fcm =

STRUTTURE IN CALCESTRUZZO PALESTRAStazione misura

Carote Rc (N/mm2)

SONREB Rc (N/mm2)

Rapporto medio


33

Considerando il livello di “Conoscenza adeguata” della struttura “LC2”, per le successive verifiche si assumono i seguenti valori di riferimento della resistenza del calcestruzzo:

Piano interrato fcm = 16,2 N/mm2 Valori di verifica: fcm / FC = 16,2 / 1,20 = 13,5 N/mm2 per meccanismi di tipo duttile fcm / (FC*γM) = 16,2 / (1,20*1,5) = 9,0 N/mm2 per meccanismi di tipo fragile

P. terra e primo fcm = 24,2 N/mm2 Valori di verifica: fcm / FC = 24,2 / 1,20 = 20,2 N/mm2 per meccanismi di tipo duttile fcm / (FC*γM) = 24,2 / (1,20*1,5) = 13,4 N/mm2 per meccanismi di tipo fragile

Palestra fcm = 40,0 N/mm2 Valori di verifica: fcm / FC = 40,0 / 1,20 = 33,3 N/mm2 per meccanismi di tipo duttile fcm / (FC*γM) = 40,0 / (1,20*1,5) = 22,2 N/mm2 per meccanismi di tipo fragile

Il modulo elastico del calcestruzzo è calcolato mediante la formula proposta dalle NTC2008 al punto 11.2.10.3:

Ecm = 22000 (fcm/10)0,3 [N/mm2] Tale formula è proposta per la fase di progettazione e non per la valutazione del modulo elastico di strutture esistenti, come quella invece proposta nel FIB Bulletin 24 – Appendix 4.A:

Ec = 0,85 * 2,15 * 104 * (fc/10)0,33 [N/mm2] L’utilizzo di questa seconda formula porta, nel caso in esame, a stime del modulo elastico mediamente inferiori di circa il 15% rispetto a quelle effettuate utilizzando la relazione proposta dalle NTC2008. Tale differenza è comunque assorbita nella definizione della rigidezza secante che tiene conto della fessurazione degli elementi. I valori di modulo elastico sono riassunti di seguito: Piano interrato Ecm = 25426 N/mm2 P. terra e primo Ecm = 28679 N/mm2 Palestra Ecm = 33345 N/mm2 Si decide di utilizzare un valore ponderato unico per tutti i livelli e tutti i corpi:

Ecm = 27000 N/mm2 Acciaio per c.a. fabbricato principale: Il progetto prevedeva esplicitamente l’uso di acciaio liscio per calcestruzzo armato tipo Aq60. Il Direttore Lavori nella Relazione a strutture ultimate e il Collaudatore nel certificato di collaudo confermano la correttezza dei materiali utilizzati. Le prove eseguite su campioni di barre d’acciaio durante l’esecuzione dei lavori hanno fornito i seguenti risultati:

Tensione di snervamento fy = 520 N/mm2 (φ10) / 520 N/mm2 (φ14) Tensione di rottura ft = 765 N/mm2 (φ10) / 780 N/mm2 (φ14) Allungamento Agt = 23 % (φ10) / 15,6 % (φ14) Rapporto rottura/snervam. ft / fy = 1,47 (φ10) / 1,50 (φ14)

Si noti che il certificato di prova riporta l’indicazione “Prova di trazione su tondo acciaio nervato”, quindi su acciaio diverso dal tipo Aq60 previsto in progetto.


34

Si noti inoltre che la normativa relativa alla classificazione degli acciai di armatura vigente al momento della costruzione era il D.M. 30/05/1972. Nonostante ciò il progetto, forse impostato in precedenza, faceva riferimento alle tipologie di acciaio previste dalla Circolare del Ministero dei LL.PP. 23/05/1957 n.1472. Tale Circolare di fatto cambiò solamente la denominazione delle categorie di acciaio previste fino allora dal Regio Decreto Legge 16/11/1939 n. 2228-2232. Per le tre tipologie d’acciaio liscio le indicazioni normative erano:

Aq42 Aq50 Aq60 Snervamento (kgf/mm2) ≥ 23 ≥ 27 ≥ 31 Rottura (kgf/mm2) 42 - 50 50 - 60 60 - 70 Allungamento (%) ≥ 20 ≥ 16 ≥ 14

Il D.M. 30/05/1972 prevedeva la seguente classificazione degli accciai di armatura:

Liscio Aderenza migliorata FeB22 FeB32 A38 A41 FeB44 Snervamento (kgf/mm2) ≥ 22 ≥ 32 ≥ 38 ≥ 41 ≥ 44 Rottura (kgf/mm2) ≥ 34 ≥ 50 ≥ 46 ≥ 50 ≥ 55 Allungamento (%) ≥ 24 ≥ 23 ≥ 14 ≥ 14 ≥ 12

Le indagini diagnostiche sul fabbricato hanno mostrato l’utilizzo prevalente di barre ad aderenza migliorata per l’armatura longitudinale (in 37 casi su 39 sondaggi), differentemente da quanto previsto in progetto. Si è riscontrato invece che le staffe sono quasi sempre di tipo liscio al piano interrato e al piano terra, mentre sono ad aderenza migliorata al piano primo.

Il certificato di prova a trazione delle 2 barre d’acciaio prelevate dalla struttura, allegate alla relazione “Campagna di indagini strutturali e non strutturali” sono relativi ad una barra liscia e ad una barra ad aderenza migliorata. I valori di prova sono i seguenti:

Barra liscia Tensione di snervamento fy = 456 N/mm2 Tensione di rottura ft = 653 N/mm2 Allungamento Agt = 4,2 % Rapporto rottura/snervam. ft / fy = 1,43

Barra ad aderenza migliorata Tensione di snervamento fy = 447 N/mm2 Tensione di rottura ft = 737 N/mm2 Allungamento Agt = 13,1 % Rapporto rottura/snervam. ft / fy = 1,65


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I valori medi della resistenza rilevati con lo sclerometro di Leeb sono riportati di seguito. Da quanto evidenziato in letteratura tali valori sono da confrontare con la resistenza a snervamento. Barre longitudinali lisce 404 N/mm2 Barre longitudinali AM 423 N/mm2 Staffe lisce 342 N/mm2 Staffe AM 382 N/mm2

Dai valori riportati nella relazione di indagine si può notare che i valori di prova a trazione in laboratorio risultano superiori del 16-32% rispetto a quelli rilevati con lo sclerometro di Leeb sullo stesso elemento strutturale.

Confrontando i valori di prova con le indicazioni di progetto, le normative vigenti al momento della costruzione e con i parametri statistici riportati nell’articolo “Le caratteristiche meccaniche degli acciai impiegati nelle strutture in c.a. realizzate dal 1950 al 1980” a cura di Gerardo Mario Verderame, Paolo Ricci, Marilena Esposito e Filippo Carlo Sansiviero del Dipartimento di Ingegneria Strutturale dell’Università degli Studi di Napoli Federico II, si può considerare che l’acciaio utilizzato per l’edificio in oggetto sia di tipo Aq60 per le barre lisce (la maggior parte delle staffe) e di tipo almeno A38 (ma anche A41 o FeB44) per le barre ad aderenza migliorata (la quasi totalità delle barre longitudinali).

Confrontando le stesse fonti, ed in particolare l’articolo citato, si assume il valore di resistenza media a snervamento dell’acciaio per c.a. utilizzato, a favore di sicurezza, fym = 400 N/mm2. Anche in questo caso il “fattore di confidenza” da utilizzare per la caratterizzazione della resistenza dei materiali è FC = 1,20, pertanto i valori di verifica sono:

fym / FC = 400,0 / 1,20 = 333,3 N/mm2 per meccanismi di tipo duttile fym / (FC*γM) = 400,0 / (1,20*1,15) = 289,9 N/mm2 per meccanismi di tipo fragile

Il modulo elastico da utilizzare è: Es = 206000 N/mm2

Muratura portante fabbricato principale: Il progetto prevedeva, senza peraltro chiarirlo in alcun modo, la collaborazione strutturale di alcune porzioni di muratura portante (zona palestra e spogliatoi). Anche in considerazione del fatto di escludere tale collaborazione nel progetto di adeguamento, le murature non sono state oggetto di prove di resistenza. I controlli video-ispettivi condotti sulle murature hanno permesso di caratterizzare la muratura come “Muratura in blocchi laterizi semipieni”. Avendo raggiunto per la muratura il livello di “Conoscenza Limitata” della struttura “LC1”, per la resistenza del materiale si assume il valore minimo e per i moduli elastici il valore medio degli intervalli riportati in Tabella C8A.2.1 della Circolare n. 617 del 2 febbraio 2009.

I parametri meccanici considerati nelle verifiche per la muratura sono: fm = 4,00 N/mm2 Resistenza media a compressione della muratura τ0 = 0,30 N/mm2 Resistenza media a taglio della muratura E = 4550 N/mm2 Modulo di elasticità normale G = 1350 N/mm2 Modulo di elasticità tangenziale


36

4.3.4 Caratterizzazione del sito e del suolo

Per ogni aspetto riguardante la caratterizzazione del sito e del suolo si rimanda ai contenuti dell’allegata “Relazione geotecnica e sulle fondazioni”.

4.3.5 Caratterizzazione tipologie di carico

L’analisi dei carichi è stata condotta con riferimento all’analisi dei carichi del progetto strutturale originale, corretta con le indicazioni del progetto architettonico originale, con le informazioni acquisite con i sondaggi a campione e con i contenuti del progetto di un intervento in copertura eseguito nel 2009.

Aule, uffici e corridoi – Solaio di calpestio interpiano Solaio latero-cemento H = (24+5) cm – Travetti int. 40 cm 300 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 300 daN/m2 Incidenza tramezzi 120 daN/m2 Pavimento 40 daN/m2 Malta di allettamento (sp. 3 cm, γ = 1800 daN/m3) 55 daN/m2 Massetto di sottofondo (sp. 4 cm, γ = 2000 daN/m3) 80 daN/m2 Intonaco inferiore 30 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 325 daN/m2 Carichi variabili (scuole – Cat. C1) Qscuole = 300 daN/m2

Il peso totale dei tramezzi, ricadenti sui solai o direttamente sulle travi in c.a., è quello sopra indicato ed è il valore utilizzato nelle analisi dell’organismo strutturale. I tramezzi effettivamente agenti sui solai pesano circa 50 daN/m2, valore utilizzato per le verifiche dei solai stessi.

Aule, uffici e corridoi – Solaio di calpestio verso ex-centrale termica Solaio monolitico in c.a. sp. 22 cm 550 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 550 daN/m2 Incidenza tramezzi 50 daN/m2 Pavimento 40 daN/m2 Malta di allettamento (sp. 3 cm, γ = 1800 daN/m3) 55 daN/m2 Massetto di sottofondo (sp. 4 cm, γ = 2000 daN/m3) 80 daN/m2 Intonaco inferiore 30 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 255 daN/m2 Carichi variabili (scuole – Cat. C1) Qscuole = 300 daN/m2

Aule, uffici e corridoi – Solaio di soffittatura e copertura Solaio latero-cemento H = (24+4) cm – Travetti int. 40 cm 275 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 275 daN/m2 Manto in tegole in laterizio fissate con schiuma poliuretanica 60 daN/m2 Impermeabilizzazione 10 daN/m2 Muretti e tavelloni in laterizio 110 daN/m2 Soletta calcestruzzo sp. 3 cm 75 daN/m2 Intonaco inferiore 30 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 285 daN/m2 Carichi variabili (neve a quota < 1000m) Qneve = 120 daN/m2


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Aule, uffici e corridoi – Solaio di copertura Aula Magna Solaio latero-cemento H = (24+4) cm – Travetti int. 40 cm 275 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 275 daN/m2 Manto in tegole in laterizio fissate con schiuma poliuretanica 60 daN/m2 Impermeabilizzazione 10 daN/m2 Massetto (sp. 4 cm, γ = 2000 daN/m3) 80 daN/m2 Intonaco 30 daN/m2 Controsoffitto e isolamento 30 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 210 daN/m2 Carichi variabili (neve a quota < 1000m, con accumulo: µmax = 1,73 considerato costante a favore di sicurezza) Qneve = 260 daN/m2

Aule, uffici e corridoi – Sporto di copertura Soletta monolitica in c.a. sp. 12 cm 300 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 300 daN/m2 Manto in tegole in laterizio fissate con malta 80 daN/m2 Impermeabilizzazione e varie 30 daN/m2


Aule, uffici e corridoi – Scale interne in c.a. (carichi riferiti alla proiezione in pianta) Gradini portanti in c.a. 340 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 340 daN/m2 Pavimento 60 daN/m2 Malta di allettamento (sp. 3 cm, γ = 1800 daN/m3) 85 daN/m2 Intonaco inferiore 35 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 180 daN/m2 Carichi variabili (scale comuni – Cat. C2) Qscale = 400 daN/m2

Spogliatoi – Solaio di soffittatura Solaio latero-cemento H = 20 cm rasato – Travetti int. 40 cm 225 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 225 daN/m2 Isolamento termico 10 daN/m2 Intonaco inferiore 30 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 40 daN/m2 Carichi variabili (manutenzione – Cat. H1) Qmanut = 50 daN/m2

Spogliatoi – Solaio di copertura Solaio latero-cemento H = (16/20+4) cm – Travetti int. 40 cm 275 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 275 daN/m2 Manto in tegole in laterizio 80 daN/m2



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Palestra – Solaio di copertura Solaio latero-cemento H = (16+4) cm – Travetti int. 40 cm 225 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 225 daN/m2 Manto in tegole in laterizio fissate ccon malta 80 daN/m2 Intonaco inferiore 30 daN/m2


Murature portanti palestra e spogliatoi (solo carichi verticali) Muratura portante in mattoni semipieni sp. 25/30 cm 420 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 420 daN/m2 Intonaco interno 30 daN/m2 Intonaco esterno 40 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 70 daN/m2 Murature di tamponamento edificio scolastico Intonaco interno 30 daN/m2 Tamponamento interno in mattoni forati sp. 8 cm 60 daN/m2 Tamponamento esterno in mattoni semipieni sp. 12 cm 140 daN/m2 Intonaco esterno 40 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 270 daN/m2

Per i tamponamenti pieni, considerando un’altezza media di interpiano al rustico (sotto trave perimetrale) di 325 cm; si valuta: G2tamp = 270 * 3,25 ≅ 880 daN/m

Per i tamponamenti con presenza di finestre, considerando un’altezza media di interpiano al rustico (sotto trave perimetrale) di 325 cm; si valuta: G2tamp = 0,6 * (270 * 3,25) ≅ 530 daN/m

Spinte terreno sulle pareti del piano interrato Il piano interrato presenta una profondità di circa 2,70 m. Il terreno di riempimento dello scavo è presumibilmente lo stesso presente in sito. Considerando i dati riportati in Relazione Geologica per lo strato ghiaioso-sabbioso, appena sottostante lo strato superficiale, si assumono i valori di peso specifico γterr ≅ 2100 daN/m3 e di angolo di attrito φ ≅ 36° (valori dopo prolungato costipamento). Adottando l’Approccio 2 si considera la Combinazione A1+M1 e pertanto i valori di calcolo sono: Angolo di attrito di progetto: φ = arctan (tan 36° / 1,00) = 36° Coefficiente di spinta del terreno a riposo: K0 = 1 – sen φ = 0,41 Spinta alla sommità delle pareti (γterr * Hterr * K0 = 2100 * 0,0 * 0,41) G2,terr = 0 daN/m2 Spinta alla base delle pareti (γterr * Hterr * K0 = 2100 * 2,70 * 0,41) G2,terr = 2325 daN/m2

Carico permanente aggiunto Si considera il carico permanente aggiunto relativo alle zone in cui è presente il fabbricato scolastico a quota superiore. Il carico verticale medio si assume pari a 2000 daN/m2. Spinta sulle pareti (G * K0 = 2000 * 0,41) ∆G2,terr = 820 daN/m2

Carico accidentale sul piano di campagna Si considera il carico accidentale della folla compatta, pari a 400 daN/m2.


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Spinta sulle pareti (Q’ * K0 = 400 * 0,41) Qscuola = 164 daN/m2

Azioni del vento

p = qb * ce * cp * cd (pressione-depressione)

- Zona 1 - Classe di rugosità del terreno: C - Categoria di esposizione: III

qb = ρ * vb2 / 2 = 1,25 * 252 / 2 = 391 N/m2 = 39,1 daN/m2

ce = 1,75 (valore ponderato sull’effettiva altezza)

cd = 1,0 cp = 0,8 (pressione media)

cp = - 0,4 (depressione media)

p = qb * ce * cp * cd = 39,1 * 1,75 * 0,8 * 1,0 = 55 daN/m2 (pressione media)

p = qb * ce * cp * cd = 39,1 * 1,75 * (-0,4) * 1,0 = - 27 daN/m2 (depressione media) Le azioni orizzontali del vento nei successivi calcoli sono ignorate in quanto presentano valori trascurabili rispetto alle azioni orizzontali sismiche.


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4.4 Verifica sismica dell’edificio scolastico

4.4.1 Verifiche statiche e sismiche globali

Modellazione della struttura: Come indicato in precedenza l’orditura strutturale principale in elevazione è costituita da telai in c.a. coadiuvati da alcune pareti in muratura portante. Le analisi statica e sismica sono state condotte utilizzando un codice di calcolo automatico agli elementi finiti (Nolian All-in-One – Versione EWS 43 della ditta Softing s.r.l. di Roma – Licenza n. 25988). La struttura è stata schematizzata mediante un modello spaziale tridimensionale costituito da elementi finiti a due nodi tipo “trave” per modellare pilastri e travi e da elementi finiti a quattro nodi tipo “guscio” per modellare pareti in c.a. e in muratura. Per le pareti in muratura risulta opportuno non considerare la rigidezza flessionale degli elementi guscio pertanto ad essi è stato assegnato un valore molto basso (pari a 0,1) al fattore del modulo di elasticità flessionale. Nel modello sono stati utilizzati elementi di tipo “trave su suolo elastico alla Winkler” per schematizzare le travi di fondazione (sottostanti le pareti interrate) ed elementi a quattro nodi tipo “piastra su suolo elastico alla Winkler” per schematizzare i plinti di fondazione. Il coefficiente di sottofondo è stato assunto pari a 5 daN/cm3 in funzione della tipologia di terreno del sito e in considerazione del consolidameento del terreno posto al di sotto delle fondazioni esistenti. I solai orizzontali di calpestio e di copertura, in struttura latero-cementizia con soletta collaborante dello spessore di 4 o 5 cm, sono stati considerati rigidi nel proprio piano. Tale ipotesi è stata tradotta nel modello di calcolo posizionando un nodo master nel baricentro di ciascun impalcato e rendendo dipendenti da tale nodo master i gradi di libertà traslazionali Tx e Ty e rotazionale Rz dei nodi slave dell’impalcato stesso. Lo sfalsamento di quota di circa 20 cm fra i solai di calpestio del corpo aule centrale e di sottotetto del corpo spogliatoi è stato introdotto con elementi “rigel” di rigidezza infinita per modellare i tratti di pilastro compresi fra i due solai (intersezione fra travi e pilastri stessi). L’orizzontamento di sottotetto del “corpo spogliatoi”, realizzato con solaio in latero-cemento “rasato”, privo di soletta superiore, è stato simulato modellando i singoli travetti che lo compongono al fine di rappresentare la corretta rigidezza nella direzione di orditura e di trascurare quella nella direzione ad essa ortogonale. Per non complicare troppo il modello sono stati introdotti travetti ad interasse doppio di quello effettivamente in opera (80 cm anziché 40 cm) associando a ciascuno di essi una larghezza doppia di quella effettiva. La modellazione dei solai inclinati a copertura della palestra, del corpo spogliatoi e dell’aula magna, del tipo in laterocemento con soletta collaborante spessa 4 cm, è stata eseguita con elementi “guscio” ad esclusivo comportamento membranale, a cui sono stati associati un modulo di elasticità E = 200000 daN/cm2 ed uno spessore rappresentativo di 2 cm, osservando che comunque le modeste azioni di compressione risultanti dall’analisi possono essere agevolmente assorbite dalla soletta solidale alle travi esistenti.


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Per gli elementi in cemento armato delle strutture in elevazione, come previsto dal paragrafo 7.2.6 delle N.T.C. 2008, si è tenuto conto in via semplificata della perdita di rigidezza per effetto della fessurazione, moltiplicando le rigidezze associate ai materiali in opera per un coefficiente riduttivo. Tenendo debitamente conto dell’influenza della sollecitazione assiale permanente, come previsto dalla norma, si è operata una riduzione del 50% per le travi e nessuna riduzione per i pilastri e le pareti interrate (oltre che per le fondazioni).

Calcestruzzo per fondazioni, pareti e pilastri Ec = Ecm = 27000 N/mm2

Calcestruzzo per travi Ec = 0,50 * Ecm = 0,50 * 27000 = 13500 N/mm2 Per le pareti in muratura portante, del tipo in mattoni semipieni legati con malta cementizia, tenendo conto del loro limitato contributo alla resistenza sismica complessiva e del basso livello di conoscenza per esse raggiunto, si è assunto un valore di rigidezza pari ad un decimo del valore medio tra quelli riportati in tabella C8A.2.1 della Circolare n. 617/2009 e indicato nello specifico paragrafo precedente. Tale riduzione di rigidezza è stata applicata per ridurre notevolmente la componente sismica associata alle murature in fase di analisi lineare, in quanto la geometria dei principali elementi in muratura non garantisce una capacità resistente adeguata.

Murature portanti Em = 0,10 * Em,medio = 0,1 * 4550 = 455 N/mm2 Le figure riportate in seguito illustrano schematicamente il modello agli elementi finiti adottato. Vista modello F.E.M. “solido” con colorazione diversificata per tipologia di elementi costruttivi:


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Viste modello F.E.M. “solido” con colorazione diversificata per tipologia di elementi costruttivi (nascosti gli elementi “solaio inclinato”):


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La tipologia degli elementi costruttivi è stata così rappresentata:

Elemento costruttivo Colore di rappresentazione Fondazioni cls / c.a. blu Pilastri c.a. grigio Travi c.a. rosso Pareti in cls (piano interrato e vani scale) blu Pareti in muratura (zona palestra e spogliatoi) magenta Solai inclinati giallo Travetti dei solai rasati (zona spogliatoi) verde Condizioni di carico considerate:

Le distinte condizioni di carico considerate sono: G1str peso proprio elementi strutturali G1solai peso proprio della struttura solai G1sbalzi peso proprio della struttura sbalzi di copertura G2solai peso permanente portato dai solai G2tamp peso permanente tamponamenti G2sbalzi peso permanente portato dagli sbalzi di copertura G2terr spinta terreno su pareti interrate Qscuola carico variabile per scuole (Cat. C: affollamento) Qneve carico variabile dovuto alla neve (< 1000 m s.l.m.) Qneve sbalzi carico variabile dovuto alla neve sugli sbalzi (< 1000 m s.l.m.)

Sono poi calcolate automaticamente le azioni orizzontali sismiche e i momenti torcenti di piano (per considerare l’eccentricità accidentale delle masse) agli Stati Limite SLO, SLD e SLV.

Nella gestione del modello 3D della struttura i carichi sono stati così inseriti: − i carichi dei solai, sia permanenti che variabili, sono stati calcolati automaticamente dal

software dopo aver definito le aree dei solai stessi, la loro tipologia, l’orditura e i carichi unitari come determinati allo specifico paragrafo;

− il peso proprio delle strutture è determinato automaticamente dal software in funzione del volume strutturale e del peso specifico assegnato alle singole tipologie murarie;

− i carichi degli sporti monolitici sono stati introdotti manualmente ed applicati sulle relative aste del modello;

− il carico delle murature di parziale tamponamento fra i pilastri in c.a. sono stati introdotti manualmente ed applicati alle relative travi.

In considerazione della relativa importanza dell’analisi statica (non sismica) non sono state applicate le azioni del vento.


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Metodo di analisi per azioni sismiche: Per il livello di conoscenza acquisito la normativa ammette tutti i metodi di analisi, siano lineari o non lineari, sia statici che dinamici. La tipologia di costruzione, in corpo unico estremamente articolato sia in pianta che in altezza, suggerisce di evitare un’analisi statica lineare ed esclude la possibilità di eseguire un’analisi statica non-lineare (vista la complessità e l’irrregolarità plano-altimetrica del fabbricato, le tecniche di analisi statica non-lineare tipo push-over possono fornire risultati poco affidabili e di difficile interpretazione). L’eccessivo onere computazionale di un’analisi dinamica non-lineare ha orientato alla scelta di un’analisi dinamica lineare. Si adotta il metodo dell’analisi dinamica modale con spettro di progetto, come indicato al par. 8.7.2 delle NTC2008 e meglio definito al par. C.8.7.2.4 della Circolare n. 617/2009. Questo tipo di analisi risulta adeguato per le strutture in oggetto in quanto la tipologia costruttiva e l’elevata irregolarità che le caratterizzanoi, sia in pianta che in elevazione, non consente ampie escursioni in campo non-lineare e plasticizzazioni diffuse degli elementi. Si utilizza lo spettro di progetto, definito al par. 3.2.3 delle NTC, che si ottiene dallo spettro elastico riducendone le ordinate con l’uso del fattore di struttura q, il cui valore è scelto nel campo fra 1,5 e 3,0 sulla base della regolarità nonché dei tassi di lavoro dei materiali sotto le azioni statiche. Valori superiori a quelli indicati devono essere adeguatamente giustificati con riferimento alla duttilità disponibile a livello locale e globale. Tutti gli elementi strutturali duttili devono soddisfare la condizione che la sollecitazione indotta dall’azione sismica ridotta sia inferiore o uguale alla corrispondente resistenza. Tutti gli elementi strutturali "fragili" devono, invece, soddisfare la condizione che la sollecitazione indotta dall'azione sismica ridotta per q = 1,5 sia inferiore o uguale alla corrispondente resistenza. Per il calcolo della resistenza di elementi/meccanismi duttili o fragili, si impiegano le proprietà dei materiali esistenti direttamente ottenute da prove in sito e da eventuali informazioni aggiuntive, divise per i fattori di confidenza. Per i materiali nuovi o aggiunti si impiegano le proprietà nominali. L’analisi lineare dinamica è eseguita determinando i modi di vibrare della costruzione, calcolando gli effetti dell’azione sismica rappresentata dagli spettri di risposta di progetto per ciascuno dei modi di vibrare individuati e infine combinando questi effetti. Il calcolo degli autovalori è stato condotto con il metodo di Lanczos. Sono stati considerati tutti i modi di vibrare indispensabili e sufficienti ad eccitare la massa in misura superiore all’85% sia in direzione X che in direzione Y. La combinazione dei singoli modi, al fine di calcolare sollecitazioni e spostamenti complessivi, è stata fatta con il metodo della combinazione quadratica completa (CQC), assumendo come coefficiente di smorzamento viscoso il valore 5%.

Per le analisi sismiche, in applicazione del par. 7.2.6 delle N.T.C. 2008, si è considerato un momento torcente aggiuntivo dovuto all’eccentricità accidentale delle masse, pari a +/- 5% della dimensione dell’edificio perpendicolare all’azione sismica, applicato al baricentro di ciascun solaio rigido. Gli effetti sulla struttura (sollecitazioni, deformazioni, spostamenti, ecc.) sono stati combinati successivamente applicando la seguente espressione:

1,00 Ex + 0,30 Ey


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con rotazione dei coefficienti moltiplicativi e opposizione dei segni algebrici (Ex ed Ey rappresentano gli effetti sismici applicati rispettivamente in direzione X e in direzione Y). Tra tutte le combinazioni sono stati successivamente individuati gli effetti più gravosi. La componente verticale dell’azione sismica non è stata considerata nel modello complessivo in quanto la struttura presenta elementi significativi, del tipo di quelli indicati al par. 7.2.1 delle N.T.C., solamente per i portali della palestra. Ulteriori specifiche valutazioni, in presenza di sisma verticale, sono state eseguite per tale porzione di struttura su modellazioni parziali. Gli effetti dell’azione sismica sono stati valutati tenendo conto delle masse associate ai carichi permanenti e a quelli accidentali nel modo seguente:

G1 + G2 + ψ2*Qscuole in cui G1 rappresenta il peso proprio strutture, G2 il peso permanente non strutturale e Qscuole i carichi variabili per le scuole. I valori dei coefficienti di combinazione sono tratti dalla Tabella 2.5.I delle NTC2008: Per il carico delle scuole Qscuole si considera ψ2 = 0,6 Si ricorda che tra i carichi definiti Qscuole sono compresi i carichi variabili di tipo C1 per le aule, gli uffici e i corridoi e i carichi variabili di tipo C2 per le scale comuni, come suggeriti dalla Tabella 3.1.II delle NTC2008.

Non sono contemplati i carichi del vento, della manutenzione nei sottotetti e della neve in quanto per essi il coefficiente di combinazione ψ2 è pari a 0,0 (il contributo della neve è nullo per quote inferiori a 1000 m s.l.m.).

La definizione degli spettri di progetto è funzione dei seguenti parametri: Coordinate geografiche: 45,9842°N – 13,2832°E Zona sismica: Comune di Pavia di Udine (UD) Vita nominale: VN ≥ 50 anni (costruzione tipo 2, opera ordinaria) Classe d’uso: III (costruzione il cui uso prevede affollamenti significativi) Periodo di riferimento: VR = VN * CU = 50 * 1,5 = 75 anni Categoria sottosuolo: B (vedere Relazione Geologica) Categoria topografica: T1 (superficie pianeggiante – vedere Relazione Geologica) Materiale struttura: Calcestruzzo Tipologia struttura: Deformabile torsionalmente Regolarità in pianta: Non regolare Regolarità in altezza: Non regolare Smorzamento: 5 % Fattore di struttura: La norma prevede un valore di q compreso fra 1,5 e 3,0 per i

meccanismi duttili, in funzione della regolarità e dei tassi di lavoro dei materiali sotto le azioni statiche, e 1,5 per i meccanismi fragili (C8.7.2.4).

Adottando la valutazione di q per gli edifici nuovi si ottiene: q = q0 * KR = 2,0 * 0,8 = 1,6 Si sceglie di adottare q = 1,6 per i meccanismi duttili e q = 1,5 per quelli

fragili.

Per gli scopi di questa relazione è stato preso in considerazione unicamente lo Stato Limite Ultimo di Salvaguardia della Vita (SLV).


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Dai parametri sopra definiti si ottengono i seguenti valori indispensabili per la definizione dell’azione sismica di progetto:

ag F0 TC*

SLV 0,204 2,493 0,341


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Verifica sismica – rapporto risultati Dopo aver eseguito l’analisi dinamica modale si conducono le verifiche dei telai in c.a.. A questo scopo si utilizza uno specifico ambiente del sw il quale permette l’associazione delle armature longitudinali e trasversali esistenti a ciascun elemento trave e pilastro costituente l’organismo strutturale. Lo stesso post-processore permette di eseguire le verifiche degli elementi con analisi con spettro di progetto, seguendo i principi indicati in precedenza (verifiche con spettri differenziati per meccanismi “duttili” e "fragili", caratteristiche meccaniche materiali, ecc.). Per le verifiche approfondite di vulnerabilità sismica si rimanda al documento “Valutazione di sicurezza sismica” datato 09/06/2015 – prog. preliminare di adeguamento alle normative (arch. F. Nin e ing. R. Modolo).

Per lo scopo di questa relazione si riporta semplicemente una rappresentazione a mappa di colori del fattore di sfruttamento massimo tra taglio e flessione. Valori superiori all'unità (colore rosso) indicano che l'elemento non è verificato.


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Allo scopo di sintetizzare i risultati fornendo un’immediata rappresentazione dello stato di sollecitazione in fase sismica, si riporta una rappresentazione a mappa di colori del moltiplicatore limite dell'accelerazione di progetto. Nello specifico è attivata la soglia del 60% del valore di "vulnerabilità" inteso come rapporto tra accelerazione ultima ed accelerazione di progetto. Se l'elemento supera il 60% dell’accelerazione di progetto è rappresentato in azzurro ad indicare che il fattore di sicurezza supera la soglia assegnata, altrimenti è rappresentato in una scala di colori più caldi.

I risultati sintetizzati si riferiscono alle verifiche degli elementi pilastri e travi in c.a.. Non sono riportati graficamente i risultati delle verifiche delle pareti in quanto sicuramente negativi, perché le pareti in calcestruzzo risultano non armate e quelle in muratura troppo deboli in rapporto alla loro estensione (si vedano le precedenti rappresentazioni del modello “FEM” solido).


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Si riporta inoltre una rappresentazione delle verifiche dei nodi. I nodi con verifica positiva sono rappresentati in colore verde, quelli con verifica non soddisfatta in rosso e quelli la cui verifica non è richiesta in blu.

Allo scopo di completare la sintesi dei risultati principali si riporta un sommario delle verifiche eseguite e dei risultati ottenuti:

Descrizione Valore

Numero totale elementi strutturali 1017

Numero totale elementi duttili 499

Numero totale elementi fragili 518

Numero totale elementi verificati 293

Minimo fattore di sicurezza elementi fragili 0.00

Moltiplicatore di collasso dell'accelerazione (taglio) 0.13

PGA (taglio) 26.34

Periodo di ritorno (taglio) 29

Moltiplicatore di collasso dell'accelerazione (flessione) 0.01

PGA (flessione) 1.70

Periodo di ritorno (flessione) 29

Numero totale nodi 285

Numero totale nodi non confinati 284

Fattore minimo di sicurezza nodi 0.00

PGA nodi 0.00


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4.4.2 Carenze strutturali rilevate e descrizione interventi previsti

Carenze strutturali rilevate: Le verifiche propedeutiche appena eseguite conducono a risultati analoghi a quelli riportati nell’elaborato “Valutazione di sicurezza sismica” datato 09/06/2015 – prog. preliminare di adeguamento alle normative (arch. F Nin e ing. R. Modolo). Si riporta una sintesi dei motivi di carenza strutturale rilevati sia in fase di valutazione qualitativa che di verifica numerica: − Irregolarità strutturale: il fabbricato è estremamente articolato, sia in pianta che in altezza,

costituisce un corpo unico privo di giunti tecnici, è privo di simmetrie, presenta contiguità di corpi di fabbrica con diverse altezze e rigidezze. Ai sensi delle NTC2008 risulta irregolare sia in pianta che in altezza e il comportamento sismico presenta forte componente torsionale.

− Pilastri: sono progettati per le sole azioni gravitazionali, risultano di conseguenza inadeguati al sisma per dimensione e armatura e sono quasi sempre meno resistenti delle travi (la maggior parte dei pilastri ha sezione 25x25cm ed è armata con 4 barre φ12 o φ14). La staffatura è decisamente modesta lungo l’altezza dei pilastri e assente nei nodi: ciò favorisce il collasso fragile.

− Pareti: il progetto originale prevedeva pareti in calcestruzzo al piano interrato a costituire fondazione per una porzione di fabbricato di circa 300 m2, oltre che sostegno delle terre per un’altezza di circa 3 m. I sondaggi hanno permesso di constatare che anche i vani scala presentano pareti, in parte a tutta altezza e in parte fino alla quota del solaio fra piano terra e piano primo. In ogni caso le pareti sono realizzate in calcestruzzo non armato e pertanto risultano inadeguate a garantire la loro funzione. Le pareti dei vani scala creano concentrazione di rigidezza ai piani fuori terra.

− Travi: sono progettate per le sole azioni gravitazionali, peraltro con analisi dei carichi strutturale non del tutto coerente con gli effettivi carichi previsti dal progetto architettonico originale. Presentano staffe φ6 poste ad interasse raramente inferiore a 20-25 cm e pertanto risultano diffusamente inadeguate ad assorbire energia sismica per resistenza e duttilità.

− Fondazioni: le fondazioni dei pilastri sono a plinti isolati, talvolta collegati da cordoli non armati esclusivamente a sostegno dei tamponamenti. Le fondazioni delle pareti sono a cordoli non armati. Complessivamente non risultano adeguate ai fini del comportamento al sisma.

− Organismo strutturale palestra: le indagini diagnostiche indicano l’assenza delle fondazioni trasversali interne a chiusura dello schema statico dei portali in c.a. e la riduzione di resistenza dei pilastri in c.a. (e presumibilmente anche delle travi) per la netta riduzione della sezione di armatura in acciaio; inoltre confermano le carenze rilevate nel progetto originale (pareti di testa molto lunghe ed alte in muratura anziché in c.a..

− Rigidezza e organizzazione degli impalcati: i solai, ad esclusione di quelli della zona spogliatoi (corpo B), risultano dotati di soletta collaborante di 4-5 cm di spessore, sono però poco armati trasversalmente e sono spesso privi di travi nella direzione di orditura, in quanto sono presenti telai in una sola direzione. La loro capacità di convogliare l’azione sismica sugli elementi resistenti verticali resta da dimostrare.

− Solai di calpestio e di copertura: il solaio di calpestio fra il piano terra e il piano primo presenta elementi in laterizio di altezza 20 cm anziché 24 cm e la porzione di solaio di copertura sul corpo dell’ingresso e sull’ala Sud presenta spessore 20+6 cm anziché 24+4 cm.

− Elementi non strutturali: le murature di tamponamento perimetrali sono a doppia parete in


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laterizio semipieno da 12 cm all’esterno e in laterizio forato da 8 cm all’interno, separate da un’intercapedine. Alcuni divisori interni sono analoghi ma in doppia parete in laterizio forato da 8+8 cm. Altri divisori sono in parete singola in laterizio semipieno da 12 cm. Tali pareti non risultano dotate di importante rigidezza, spesso presentano ampie finestrature e generalmente hanno stesse caratteristiche geometriche e tipologiche ai due piani fuori terra: si ritiene pertanto che siano poco rilevanti per il comportamento sismico complessivo. Appaiono ancorate alle strutture in c.a. semplicemente con malta, i paramenti esterni da 12 cm non per il loro intero spessore.

Interventi previsti: L’Amministrazione Comunale committente ha espressamente richiesto un intervento di “adeguamento sismico” ai sensi del par. 8.4 delle NTC2008. Il complesso degli interventi da realizzare deve quindi conferire alla struttura finale i livelli di sicurezza richiesti dalle norme vigenti. La disponibilità economica permette di intervenire solamente su una porzione del fabbricato complessivo, pertanto il progetto riguarda l’adeguamento del corpo principale (in cui concentrare le aule scolastiche). L’Amministrazione Comunale dovrà reperire le somme necessarie per estendere prima possibile l’intervento di adeguamento alle due porzioni di fabbricato rimanenti e ai corpi aggiunti (scale di emergenza, pensilina di ingresso e torre di sostegno canna fumaria). Gli interventi previsti sono in linea di principio quelli del progetto preliminare, in sintesi: − adeguamento statico dei solai che presentano carenze; − separazione dell’unico attuale corpo strutturale in corpi minori e più regolari, realizzando

opportuni giunti antisismici; − inserimento di pareti in calcestruzzo armato cui affidare interamente le azioni sismiche, con

relative fondazioni, fra loro collegate, e interventi locali a completamento dell’organizzazione degli impalcati;

− irrobustimento delle pareti esistenti in calcestruzzo al piano interrato per migliorare la loro capacità resistente;

− placcaggio con piastre d’acciaio o nastri in CFRP di alcune travi in c.a.; − collegamento alle strutture in c.a. delle principali tamponature e delle più ampie partizioni

interne con la tecnica delle barre elicoidali a secco o dell’intonaco armato con reti in fibra di vetro o di carbonio.

Si fa presente che nella scelta degli interventi di adeguamento si è dovuto tener conto di una serie di vincoli imposti dalla committenza, i più importanti dei quali sono di seguito rammentati sinteticamente: − il divieto di applicazione all’esterno del fabbricato, per motivi estetici, di strutture

controventanti in acciaio o in c.a., anche di tipo dissipativo (tale applicazione avrebbe potuto ridurre gli interventi su impianti e finiture, oltre che limitato il periodo di interruzione del servizio scolastico);

− il vincolo di limitare al massimo gli interventi in copertura, in quanto recentemente oggetto di totale rifacimento;

− il vincolo di limitare al massimo gli interventi che implichino lo smantellamento, anche parziale, delle opere di “efficientamento energetico” (isolamento “a cappotto”, serramenti esterni nuovi, ecc.) e di finitura in corso di realizzazione al momento del progetto strutturale;


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− il divieto di eseguire interventi che implichino la demolizione, anche parziale, dei servizi igienici e degli impianti tecnologici in corso di realizzazione al momento del progetto strutturale.

5. FABBRICATO PRINCIPALE

5.1 Descrizione degli interventi

Come indicato in precedenza l’Amministrazione Comunale committente ha espressamente richiesto un intervento di “adeguamento sismico” ai sensi del par. 8.4 delle NTC2008. Il complesso degli interventi da realizzare deve quindi conferire alla struttura finale i livelli di sicurezza richiesti dalle norme vigenti. La disponibilità economica permette di intervenire solamente su una porzione del fabbricato complessivo, pertanto il progetto riguarda l’adeguamento del corpo principale, in cui concentrare la dislocazione delle aule scolastiche. L’Amministrazione Comunale dovrà reperire le somme necessarie per estendere prima possibile l’intervento di adeguamento alle due porzioni di fabbricato rimanenti e alla torre di sostegno della canna fumaria (corpo autonomo). Gli interventi previsti sono in sintesi: − adeguamento statico dei solai che presentano carenze. Su richiesta dell’Amministrazione

Comunale e del RUP si opta per la realizzazione di telai in acciaio interni al fabbricato a costituire appoggio rompitratta delle campate maggiori e di semplici travi in acciaio a supporto delle campate carenti più corte;

− separazione dell’unico attuale corpo strutturale in corpi minori e più regolari, realizzando opportuni giunti antisismici;

− inserimento di pareti in calcestruzzo armato cui affidare interamente le azioni sismiche, con relative fondazioni e interventi locali a completamento dell’organizzazione degli impalcati (tiranti in acciaio o nastri in CFRP);


− placcaggio con piastre d’acciaio o nastri in CFRP di alcune travi esistenti in c.a.; − collegamento alle strutture in c.a. delle principali tamponature e delle più ampie partizioni

interne con la tecnica delle barre elicoidali a secco o dell’intonaco armato con reti in fibra di vetro o di carbonio;

− intervento di temporanea messa in sicurezza della porzione di solaio sovrastante la scala del “corpo uffici” soggetta a fessurazioni, consistente nella rimozione dell’intonaco in fase di distacco e nella messa a nudo delle armature e successiva protezione con malta “passivante”.

La realizzazione dei giunti tecnici, previsti dal progetto preliminare e necessari per intervenire con un adeguamento sismico sul corpo centrale principale, separa i due corpi laterali (corpo palestra-spogliatoi e corpo uffici), i quali beneficiano sicuramente di una notevole riduzione degli effetti torsionali dovuti alla notevole eccentricità complessiva iniziale. Tuttavia risulta per essi impossibile dimostrare un “miglioramento” sismico in quanto, pur riducendo l’eccentricità di ciascun corpo e rilevando un decremento delle azioni sismiche in direzione Y, la situazione post-giunto non risulta migliorativa in direzione X, sia in termini di forze che di spostamenti. Si assume pertanto che, dal momento in cui saranno realizzati i giunti, i due corpi laterali non potranno essere considerati agibili se nel frattempo non sarà per essi realizzato un intervento almeno di “miglioramento” sismico, intervento che ad oggi non risulta realizzabile per insufficienza di risorse disponibili. Si


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ricorda che dall’esito dell’analisi di vulnerabilità il periodo entro il quale attivare il rimedio all’inadeguatezza sismica (tempo di intervento) risulta inferiore a 2 anni in quanto il periodo di ritorno dell’azione sismica che attiva i meccanismi di rottura allo SLV è inferiore a 30 anni. Il progetto prevede anche la sostituzione delle scale di emergenza e della pensilina di accesso. Per quanto riguarda la torre di sostegno della canna fumaria, fino ad intervento sostitutivo o di “miglioramento” si ritiene opportuno segregarne l’area circostante.

5.2 Analisi statica e sismica della struttura

Modellazione della struttura: Le analisi statica e sismica sono state condotte utilizzando un codice di calcolo automatico agli elementi finiti (Nolian All-in-One – Versione EWS 43 della ditta Softing s.r.l. di Roma – Licenza n. 25988). La struttura è stata schematizzata mediante un modello spaziale tridimensionale costituito da elementi finiti a due nodi tipo “trave” per modellare pilastri e travi, da elementi finiti a quattro nodi tipo “guscio” per modellare le pareti in c.a., da elementi di tipo “trave su suolo elastico alla Winkler” per schematizzare le travi di fondazione ed elementi a quattro nodi tipo “piastra su suolo elastico alla Winkler” per schematizzare i plinti di fondazione e la modesta platea per la piattaforma elevatrice. Il coefficiente di sottofondo è stato assunto pari a 5 daN/cm3 in funzione della tipologia di terreno del sito e in considerazione del consolidameento del terreno posto al di sotto delle fondazioni esistenti. Considerate le esigue dimensioni ed armatura dei pilastri esistenti e l’intenzione di affidare l’intera azione sismica alle nuove pareti, i pilastri stessi sono stati modellati con cerniere alle estremità. Anche gli innesti delle travi esistenti sui nuovi setti sono simulati con cerniere per considerare l’inopportunità di trasferire energia sismica alle travi, concentrandola sulle pareti. I telai in acciaio sono progettati per i soli carichi gravitazionali e le aste sono tutte dotate di cerniere di estremità. I solai orizzontali di calpestio e di copertura, in struttura latero-cementizia con soletta collaborante dello spessore di 5 cm o 6 cm, sono stati considerati rigidi nel proprio piano. Tale ipotesi è stata tradotta nel modello di calcolo posizionando un nodo master nel baricentro di ciascun impalcato e rendendo dipendenti da tale nodo master i gradi di libertà traslazionali Tx e Ty e rotazionale Rz dei nodi slave dell’impalcato stesso. La modellazione dei solai inclinati a copertura dell’aula magna, del tipo in laterocemento con soletta collaborante spessa 4 cm, è stata eseguita con elementi “guscio” ad esclusivo comportamento membranale, a cui sono stati associati un modulo di elasticità E = 200000 daN/cm2 ed uno spessore rappresentativo di 2 cm, osservando che comunque le modeste azioni di compressione risultanti dall’analisi possono essere agevolmente assorbite dalla soletta solidale alle travi esistenti.

Per gli elementi in cemento armato delle strutture in elevazione, come previsto dal paragrafo 7.2.6 delle N.T.C. 2008, si è tenuto conto in via semplificata della perdita di rigidezza per effetto della fessurazione, moltiplicando le rigidezze associate ai materiali in opera per un coefficiente riduttivo. Tenendo debitamente conto dell’influenza della sollecitazione assiale permanente, come previsto dalla norma, si è operata una riduzione del 50% per le travi eistenti e nessuna riduzione per i pilastri e le pareti interrate (oltre che per le fondazioni). Per le strutture nuove in c.a.si è operata una riduzione del 50%, ad esclusione delle fondazioni.


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Calcestruzzo per fondazioni, pareti e pilastri esistenti Ec = Ecm = 27000 N/mm2


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Calcestruzzo per travi esistenti Ec = 0,50 * Ecm = 0,50 * 27000 = 13500 N/mm2

Calcestruzzo per nuove fondazioni Ec = 22000 (fcm/10)0,3 = 31400 N/mm2

Calcestruzzo per nuovi pareti, pilastri e travi Ec = 0,50 * Ecm = 0,50 * 31400 = 15700 N/mm2 Le figure riportate in seguito illustrano schematicamente il modello agli elementi finiti adottato. Viste modello F.E.M. “solido” con colorazione diversificata per tipologia di elementi costruttivi:


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La tipologia degli elementi costruttivi è stata così rappresentata:

Elemento costruttivo Colore di rappresentazione Fondazioni cls / c.a. esistenti blu Pilastri c.a. esistenti grigio Travi c.a. esistenti rosso Pareti in cls esistenti blu Solai inclinati giallo Pareti, pilastri, travi e fondazioni nuovi verde Pareti nuove ridossate a pareti esistenti ocra Telai in acciaio nuovi azzurro Condizioni di carico considerate:

Le distinte condizioni di carico considerate sono: G1str peso proprio elementi strutturali G1solai peso proprio della struttura solai G1sbalzi peso proprio della struttura sbalzi di copertura G2solai peso permanente portato dai solai G2tamp peso permanente tamponamenti G2sbalzi peso permanente portato dagli sbalzi di copertura G2terr spinta terreno su pareti interrate Qscuola carico variabile per scuole (Cat. C: affollamento) Qneve carico variabile dovuto alla neve (< 1000 m s.l.m.) Qneve sbalzi carico variabile dovuto alla neve sugli sbalzi (< 1000 m s.l.m.)

Sono poi calcolate automaticamente le azioni orizzontali sismiche e i momenti torcenti di piano (per considerare l’eccentricità accidentale delle masse) agli Stati Limite SLO, SLD e SLV.

Nella gestione del modello 3D della struttura i carichi sono stati così inseriti: − i carichi dei solai, sia permanenti che variabili, sono stati calcolati automaticamente dal

software dopo aver definito le aree dei solai stessi, la loro tipologia, l’orditura e i carichi unitari come determinati allo specifico paragrafo;

− il peso proprio delle strutture è determinato automaticamente dal software in funzione del volume strutturale e del peso specifico assegnato alle singole tipologie murarie;

− i carichi degli sporti monolitici sono stati introdotti manualmente ed applicati sulle relative aste del modello;

− il carico delle murature di parziale tamponamento fra i pilastri in c.a. sono stati introdotti manualmente ed applicati alle relative travi.


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Metodo di analisi per azioni sismiche: Si adotta il metodo dell’analisi dinamica modale con spettro di progetto, come indicato al par. 8.7.2 delle NTC2008 e meglio definito al par. C.8.7.2.4 della Circolare n. 617/2009. Si utilizza lo spettro di progetto, definito al par. 3.2.3 delle NTC, che si ottiene dallo spettro elastico riducendone le ordinate con l’uso del fattore di struttura q, il cui valore è scelto considerando che la struttura sismo-resistente è nuova. Tutti gli elementi strutturali esistenti duttili devono soddisfare la condizione che la sollecitazione indotta dall’azione sismica ridotta sia inferiore o uguale alla corrispondente resistenza. Tutti gli elementi strutturali esistenti "fragili" devono, invece, soddisfare la condizione che la sollecitazione indotta dall'azione sismica ridotta per q = 1,5 sia inferiore o uguale alla corrispondente resistenza. Per il calcolo della resistenza di elementi/meccanismi duttili o fragili, si impiegano le proprietà dei materiali esistenti direttamente ottenute da prove in sito e da eventuali informazioni aggiuntive, divise per i fattori di confidenza. Per i materiali nuovi o aggiunti si impiegano le proprietà nominali. L’analisi lineare dinamica è eseguita determinando i modi di vibrare della costruzione, calcolando gli effetti dell’azione sismica rappresentata dagli spettri di risposta di progetto per ciascuno dei modi di vibrare individuati e infine combinando questi effetti. Il calcolo degli autovalori è stato condotto con il metodo di Lanczos. Sono stati considerati tutti i modi di vibrare indispensabili e sufficienti ad eccitare la massa in misura superiore al 90% sia in direzione X che in direzione Y. La combinazione dei singoli modi, al fine di calcolare sollecitazioni e spostamenti complessivi, è stata fatta con il metodo della combinazione quadratica completa (CQC), assumendo come coefficiente di smorzamento viscoso il valore 5%.

Per le analisi sismiche, in applicazione del par. 7.2.6 delle N.T.C. 2008, si è considerato un momento torcente aggiuntivo dovuto all’eccentricità accidentale delle masse, pari a +/- 5% della dimensione dell’edificio perpendicolare all’azione sismica, applicato al baricentro di ciascun solaio rigido. Gli effetti sulla struttura (sollecitazioni, deformazioni, spostamenti, ecc.) sono stati combinati successivamente applicando la seguente espressione:

1,00 Ex + 0,30 Ey con rotazione dei coefficienti moltiplicativi e opposizione dei segni algebrici (Ex ed Ey rappresentano gli effetti sismici applicati rispettivamente in direzione X e in direzione Y). Tra tutte le combinazioni sono stati successivamente individuati gli effetti più gravosi. La componente verticale dell’azione sismica non è stata considerata nel modello complessivo in quanto la struttura non presenta elementi significativi, del tipo di quelli indicati al par. 7.2.1 delle N.T.C.. Gli effetti dell’azione sismica sono stati valutati tenendo conto delle masse associate ai carichi permanenti e a quelli accidentali nel modo seguente:

G1 + G2 + ψ2*Qscuole in cui G1 rappresenta il peso proprio strutture, G2 il peso permanente non strutturale e Qscuole i carichi variabili per le scuole. I valori dei coefficienti di combinazione sono tratti dalla Tabella 2.5.I delle NTC2008: Per il carico delle scuole Qscuole si considera ψ2 = 0,6


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Si ricorda che tra i carichi definiti Qscuole sono compresi i carichi variabili di tipo C1 per le aule, gli uffici e i corridoi e i carichi variabili di tipo C2 per le scale comuni, come suggeriti dalla Tabella 3.1.II delle NTC2008.

Non sono contemplati i carichi del vento, della manutenzione nei sottotetti e della neve in quanto per essi il coefficiente di combinazione ψ2 è pari a 0,0 (il contributo della neve è nullo per quote inferiori a 1000 m s.l.m.).

La definizione degli spettri di progetto è funzione dei seguenti parametri: Coordinate geografiche: 45,9842°N – 13,2832°E Zona sismica: Comune di Pavia di Udine (UD) Vita nominale: VN ≥ 50 anni (costruzione tipo 2, opera ordinaria) Classe d’uso: III (costruzione il cui uso prevede affollamenti significativi) Periodo di riferimento: VR = VN * CU = 50 * 1,5 = 75 anni Categoria sottosuolo: B (vedere Relazione Geologica) Categoria topografica: T1 (superficie pianeggiante – vedere Relazione Geologica) Materiale struttura: Calcestruzzo Tipologia struttura: A pareti non accoppiate Regolarità in altezza: Non regolare Classe di duttilità: CD “B” Smorzamento: 5 % Fattore di struttura: Adottando la valutazione di q per gli edifici nuovi si ottiene: q = q0 * KR * KW = 3,0 * 0,8 * 1,0 = 2,4 Si è considerato α0 = ΣH/ΣL = 12160/5842 > 2,0 → KW = (1+α0)/3 = 1.

Le verifiche sismiche degli elementi esistenti sono condotte con q = 2,4 per i meccanismi duttili e q = 1,5 per quelli fragili.

Sono stati analizzati i seguenti stati limite di esercizio nei confronti delle azioni sismiche: − Stato Limite di Operatività (SLO); − Stato Limite di Danno (SLD); e il seguente stato limite ultimo: − Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV). Dai parametri sopra definiti si ottengono i seguenti valori indispensabili per la definizione dell’azione sismica di progetto:

ag F0 TC*

SLO 0,060 2,467 0,256 SLD 0,078 2,453 0,280 SLV 0,204 2,493 0,341 Le accelerazioni introdotte nel programma di calcolo sono determinate come ag * g e valgono, rispettivamente per lo SLO, lo SLD e lo SLV:

0,060 * 981 = 59,32 cm/s2 0,078 * 981 = 76,16 cm/s2

0,204 * 981 = 200,20 cm/s2


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Spettro SLO normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00 1.200 0.08 1.221 0.12 1.234 0.23 1.234 0.31 1.234 0.37 1.234 0.47 0.975 0.55 0.836 0.62 0.731 0.70 0.650 0.78 0.585 0.86 0.532 0.94 0.488 1.01 0.450 1.09 0.418 1.17 0.390 1.25 0.366 1.33 0.344 1.40 0.325 1.48 0.308 1.56 0.293 1.64 0.279 1.71 0.266 1.79 0.254 1.87 0.240 1.95 0.221 2.03 0.205 2.10 0.190 2.18 0.176 2.26 0.164 2.34 0.154 2.42 0.144

Spettro SLD normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00 1.200 0.06 1.213 0.13 1.226 0.19 1.226 0.26 1.226 0.32 1.226 0.40 1.226 0.45 1.080 0.52 0.945 0.58 0.840 0.65 0.756 0.71 0.687 0.77 0.630 0.84 0.581 0.90 0.540 0.97 0.504 1.03 0.472 1.10 0.445 1.16 0.420 1.23 0.398 1.29 0.378 1.35 0.360 1.42 0.344 1.48 0.329 1.55 0.315 1.61 0.302 1.68 0.291 1.74 0.280 1.81 0.270 1.87 0.261 1.94 0.249 2.00 0.233


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Spettro SLV normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00 1.196 0.08 1.220 0.16 1.243 0.23 1.243 0.31 1.243 0.39 1.243 0.47 1.243 0.55 1.060 0.62 0.927 0.70 0.824 0.78 0.742 0.86 0.674 0.94 0.618 1.01 0.571 1.09 0.530 1.17 0.495 1.25 0.464 1.33 0.436 1.40 0.412 1.48 0.390 1.56 0.371 1.64 0.353 1.71 0.337 1.79 0.323 1.87 0.309 1.95 0.297 2.03 0.285 2.10 0.275 2.18 0.265 2.26 0.256 2.34 0.247 2.42 0.239

Combinazioni di carico di progetto allo SLU:

1 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

2 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

3 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

4 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

5 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

6 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

7 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

8 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

9 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

10 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

11 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

12 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

13 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

14 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

15 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

16 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

17 1.50 * (1) Qneve sbalzi + 0.75 * (1) Qneve + 1.05 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str



20 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

21 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

22 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr +


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1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

23 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

24 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

25 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

26 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

27 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

28 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

29 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

30 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

31 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

32 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

33 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

34 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

35 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

36 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

37 1.50 * (1) Qneve sbalzi + 0.75 * (1) Qneve + 1.05 * (1) Qscuola + 1.50 * (1) G2terr + 1.50 * (1) G2sbalzi + 1.50 * (1) G2tamp + 1.50 * (1) G2solai + 1.30 * (1) G1sbalzi + 1.30 * (1) G1solai + 1.30 * (1) G1str



40 1.50 * (1) G2terr + 1.50 * (1) G2sbalzi + 1.50 * (1) G2tamp + 1.50 * (1) G2solai + 1.30 * (1) G1sbalzi + 1.30 * (1) G1solai + 1.30 * (1) G1str

Combinazioni di carico di servizio allo SLE:

1 Quasi Perm.

0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

2 Quasi Perm.

1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

3 Frequente 0.20 * (1) Qneve sbalzi + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

4 Frequente 0.20 * (1) Qneve + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

5 Frequente 0.70 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

6 Frequente 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str

7 Rara 1.00 * (1) Qneve sbalzi + 0.50 * (1) Qneve + 0.70 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str



10 Rara 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1)


62

G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str


63

Combinazioni di carico di danno allo SLD:

1 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

2 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

3 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

4 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

5 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

6 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

7 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

8 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

9 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

10 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

11 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

12 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

13 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

14 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

15 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

16 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

17 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

18 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

19 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

20 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

21 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

22 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

23 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh X

24 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh X

25 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

26 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

27 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

28 -1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

29 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

30 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + -0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

31 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00


64

* (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

32 1.00 * (1) Torcente di piano SLD + 0.30 * (1) Dinamica SLDh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLDh Y

Combinazioni di carico di danno allo SLO:

1 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

2 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

3 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

4 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

5 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

6 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

7 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

8 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

9 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

10 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

11 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

12 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

13 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

14 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

15 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

16 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

17 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

18 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

19 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

20 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

21 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

22 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

23 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh X

24 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh X

25 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

26 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

27 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

28 -1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y


65

29 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

30 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + -0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

31 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

32 1.00 * (1) Torcente di piano SLO + 0.30 * (1) Dinamica SLOh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLOh Y

Combinazioni di carico per verifiche Geotecniche:

1 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

2 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

3 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

4 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

5 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

6 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

7 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh X

8 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh Y + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh X

9 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

10 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

11 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

12 -1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

13 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

14 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + -0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

15 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + -1.00 * (1) Dinamica SLVh Y

16 1.00 * (1) Torcente di piano SLV + 0.30 * (1) Dinamica SLVh X + 0.60 * (1) Qscuola + 1.00 * (1) G2terr + 1.00 * (1) G2sbalzi + 1.00 * (1) G2tamp + 1.00 * (1) G2solai + 1.00 * (1) G1sbalzi + 1.00 * (1) G1solai + 1.00 * (1) G1str + 1.00 * (1) Dinamica SLVh Y




20 1.50 * (1) G2terr + 1.50 * (1) G2sbalzi + 1.50 * (1) G2tamp + 1.50 * (1) G2solai + 1.30 * (1) G1sbalzi + 1.30 * (1) G1solai + 1.30 * (1) G1str


66

5.3 Principali risultati analisi sismica

Periodi propri:

modo periodo(sec)

1 4.073498e-001

2 2.693531e-001

3 1.778884e-001

4 8.856777e-002

5 6.557431e-002

6 5.691187e-002

7 5.177635e-002

8 4.868930e-002

9 4.811248e-002

10 4.757664e-002

11 4.616150e-002

12 4.572886e-002

13 4.214732e-002

14 4.098121e-002

15 4.016860e-002

Massa modale relativa eccitata:

Modo x y z s 1 0.01716 0.78548 0.00000 0.40132 2 0.64122 0.04219 0.00000 0.34171 3 0.11150 0.02873 0.00000 0.07011 4 0.00001 0.00071 0.00000 0.00036 5 0.00333 0.03016 0.00000 0.01674 6 0.00140 0.06848 0.00000 0.03494 7 0.00410 0.00021 0.00000 0.00215 8 0.03407 0.00097 0.00000 0.01752 9 0.02178 0.00183 0.00000 0.01180 10 0.00395 0.00002 0.00000 0.00198 11 0.00049 0.00003 0.00000 0.00026 12 0.00116 0.00026 0.00000 0.00071 13 0.06245 0.00328 0.00000 0.03286 14 0.00053 0.00011 0.00000 0.00032 15 0.00316 0.00032 0.00000 0.00174 0.90630 0.96279 0.00000 0.93454

Dal precedente tabulato si può vedere che la massa eccitata in fase sismica supera l’85% sia in direzione X (90,6%) che in direzione Y (96,3%). Si riportano in seguito le immagini rappresentative dei principali modi di vibrare della struttura. Gli spostamenti indicati sono da moltiplicare per il valore spettrale allo SLO, allo SLD o allo SLV, a seconda delle verifiche di interesse.


67

I° modo di vibrare (modo principale in direzione Y - massa partecipante 78,5%):

II° modo di vibrare (modo principale in direzione X - massa partecipante 64,1%):


68

5.4 Valutazioni preliminari per l’analisi sismica lineare

Si esegue una preliminare valutazione della consistenza delle non linearità geometriche (effetti del secondo ordine), come richiesto dal par. 7.3.1 del D.M. 14.01.2008, applicando l’espressione:

θ = (P * dr) / (V * h) Si riporta di seguito un tabulato prodotto dal software di calcolo riportante i controlli di regolarità della struttura per tutti i piani rigidi.

Si rileva che il valore massimo di θ si ottiene al livello 1 in direzione Y e vale 0,0476 (massima sensibilità allo spostamento). Accertato che il valore di θ è sempre inferiore al limite di 0,1 imposto dalla normativa, si può ritenere trascurabile l’effetto delle non linearità geometriche e pertanto non si rendono necessarie analisi degli effetti del secondo ordine. Lo stesso tabulato dimostra la non regolarità in altezza della struttura, di cui si è tenuto conto nella determinazione del fattore di struttura “q”. Il valore di massima deformabilità torsionale riportato nel tabulato è da intendersi come il valore minimo del rapporto r/ls indicato dal D.M. 14.01.2008 al par. 7.4.3.1. Considerando che il minimo valore calcolato è 1,009 e risulta superiore al valore 0,8 indicato dalla normativa, si può ritenere che la struttura non sia “deformabile torsionalmente”.


69

5.5 Verifiche SLD e SLO per condizioni sismiche

Verifiche allo SLD: Si esegue la verifica degli spostamenti interpiano relativi all’azione sismica allo SLD (componente in direzione X, componente in direzione Y e azione torcente). Si riporta di seguito una rappresentazione grafica degli spostamenti relativi, in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite, considerato 0,005*h in considerazione della presenza di tamponamenti collegati rigidamente alla struttura. Si ricorda che, a favore di sicurezza, le verifiche allo SLD sono eseguite considerando i valori di rigidezza ridotti, come evidenziato in precedenza.

Si riporta anche una tabella con i massimi valori di spostamento relativo:

Rimane pertanto verificato che:

dr < 0,005 * h


70

Verifiche allo SLO: In modo analogo si esegue la verifica degli spostamenti interpiano relativi all’azione sismica allo SLO (componente in direzione X, componente in direzione Y e azione torcente). Si riporta di seguito una rappresentazione grafica degli spostamenti relativi, in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite, considerato 0,0033*h in considerazione della presenza di tamponamenti collegati rigidamente alla struttura. Si ricorda che, a favore di sicurezza, le verifiche allo SLO sono eseguite considerando i valori di rigidezza ridotti, come evidenziato in precedenza.

Si riporta anche una tabella con i massimi valori di spostamento relativo:

Rimane pertanto verificato che:

dr < 0,0033 * h


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5.6 Verifiche SLE

Verifica di fessurazione:

Si sono eseguite le verifiche a fessurazione di tutti gli elementi in calcestruzzo armato in progetto considerando le combinazioni frequenti e quasi permanenti, ipotizzando condizioni ambientali ordinarie in quanto si prevede che tutte le opere in c.a. fuori terra saranno protette e che l’acciaio utilizzato sia di tipo ordinario e quindi armature poco sensibili. Unicamente le pareti da realizzarsi all’esterno saranno temporaneamente esposte agli agenti atmosferici (è già stato approvato un progetto di efficientamento energetico che ne prevede il rivestimento con materiale termoisolante), per esse è previsto l’utilizzo di calcestruzzo avente classe di esposizione XC4, in ogni caso la richiesta prestazionale allo SLE è decisamente modesta. Si valutano pertanto, per le combinazioni frequenti e quelle quasi permanenti, rispettivamente i limiti di apertura delle fessure W3 = 0,4 mm e w2 = 0,3 mm. Si riportano di seguito una rappresentazione grafica dello stato di fessurazione per le fondazioni e una per le travi, gli elementi più significativi rispetto allo SLE. Nelle immagini il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite.

Dalle rappresentazioni si vede che la verifica a fessurazione conduce ad un rapporto massimo 0,967 rispetto ai valori limite.


72

Verifica delle tensioni di esercizio:

Si sono eseguite le verifiche delle tensioni di esercizio per tutti gli elementi in calcestruzzo armato in progetto. Si è verificato che la massima tensione di compressione del calcestruzzo σc rispetti la limitazione seguente:

σc < 0.60 fck per combinazioni caratteristiche (rare) σc < 0.45 fck per combinazioni quasi permanenti.

Si è inoltre verificato che la massima tensione di trazione nell’acciaio σs rispetti la limitazione seguente:

σs < 0.8 fyk per combinazioni caratteristiche (rare) Si riporta di seguito una rappresentazione grafica dello stato tensionale per le fondazioni e una per le travi, gli elementi più significativi rispetto allo SLE. Nelle immagini il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite.

Dalle rappresentazioni si vede che la verifica delle tensioni di esercizio conduce ad un rapporto massimo 0,699 rispetto ai valori limite.


73

Verifica delle deformazioni di esercizio:

Si sono eseguite le verifiche delle deformazioni di esercizio per tutti gli elementi in calcestruzzo armato, relativamente alla combinazione di carico rara. Si riportano di seguito la numerazione delle travi e il tabulato relativo alle verifiche:

Elem Max. Defless. (cm) Lunghezza (cm) Rapporto Lx/ Tipo Comb. Comb

221 0.1971 207.0000 1050.1258 Rara 9

319 0.2230 141.6667 635.1888 Rara 9

339 0.3101 212.5000 685.1680 Rara 9

495 0.2718 352.5000 1296.7368 Rara 9

584 0.3301 289.2952 876.4731 Rara 8

585 0.3297 222.1356 673.6850 Rara 8

644 0.3101 80.0000 257.9942 Rara 9

645 0.3100 150.0000 483.8296 Rara 9

736 0.2854 230.0000 806.0188 Rara 8

737 0.2514 232.5000 924.7964 Rara 9

738 0.3530 230.0000 651.4667 Rara 8

739 0.2819 295.0000 1046.5139 Rara 9

1256 0.2955 285.0000 964.3612 Rara 9

1282 0.3176 40.0000 125.9565 Rara 9

1283 0.3176 155.0000 488.0959 Rara 9

1295 0.3183 324.4226 1019.2897 Rara 9

1296 0.3080 324.4226 1053.1572 Rara 9

1297 0.2879 285.0000 990.0763 Rara 9

2521 0.2532 232.5000 918.1160 Rara 9

2569 0.2440 10.1087 952.7431 Rara 9

Si osserva che i valori minori del rapporto deflessione/lunghezza sono relativi a elementi parziali di travi (gli elementi 644 e 1282 rappresentano travi interrotte nel modello FEM per riprodurre la connessione con travi ortogonali). In tali casi l’effettivo rapporto, determinato sulla lunghezza dell’intera trave interessata, presenta rispettivamente i valori 1/742 e 1/614, ritenuti soddisfacenti.


74

5.7 Verifiche SLU (statico e sismico)

Diagrammi sollecitazioni: Nei paragrafi successivi sono riportate le verifiche degli elementi strutturali in progetto. Si riportano qui i principali diagrammi di sollecitazione a sintetizzare il comportamento degli elementi strutturali principali sotto le azioni di progetto. Per motivi di chiarezza i diagrammi si riferiscono alle pareti e alle fondazioni e rappresentano l’inviluppo delle sollecitazioni per le combinazioni di carico allo SLU elencate in precedenza. Per gli altri elementi strutturali analoghi diagrammi saranno riportati nei paragrafi relativi alle loro verifiche. Inviluppo M nei piani XZ

Inviluppo M nei piani YZ


75

Inviluppo T nei piani XZ

Inviluppo T nei piani YZ


76

5.8 Verifiche fondazioni

Aspetti generali di analisi e verifica: Considerato che i vincoli elastici sono concentrati alle estremità degli elementi, per una maggiore attendibilità dei risultati dell’analisi ciascun elemento di fondazione (tratto fra due elementi verticali consecutivi) viene frazionato in una serie di sotto-elementi, come illustrato nelle figure seguenti. Per eseguire le verifiche tali elementi vengono preliminarmente ricomposti.

Le fondazioni presenti sotto le pareti in c.a., nel modello di calcolo sono state frazionate in una serie di elementi di lunghezza corrispondente alla “mesh” delle pareti stesse. Riconoscendo per questi tratti di fondazione un comportamento rigido che coinvolge anche le pareti sovrastanti, non si è ritenuto necessario condurne le verifiche. Sono state eseguite le verifiche di tutti gli altri elementi ma per esigenze di brevità se ne riporta solamente una sintesi, relativa ad alcuni elementi di particolare interesse. Su eventuale richiesta saranno esibite le verifiche complete.

Le fondazioni, costituite da travi, vengono progettate restando in limite elastico e cioè imponendo che non vengano superate nei materiali le deformazioni del limite elastico, come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Le verifiche delle fondazioni prevedono l’amplificazione delle azioni trasferite dagli elementi soprastanti, per mezzo del fattore γRD = 1,1 in CD “B” come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Fondazioni piano interrato:

Pianta complesso delle fondazioni a quota inferiore

Pianta fondazioni nuove ad esclusione dei tratti sottostanti i setti (considerati rigidi)


77

Pianta tratti fondazionali con numerazione aste di cui si riportano i tabulati di verifica

Verifiche fondazioni piano interrato (estratto fondazioni F1 e F2): Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Offset estremo sinistro (cm) Offset estremo destro (cm) Lunghezza (cm)

x y z x y z

445 1027 472 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 100.00

446 605 1322 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 100.00

6225 1322 1323 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 347.50

6226 1323 1027 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 347.50

6228 602 24 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 280.00

6229 1938 26 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 292.00

Sezioni Elemento Materiale Altezza (cm) Base (cm)

445 50.00 60.00

446 50.00 60.00

6225 50.00 60.00

6226 50.00 60.00

6228 50.00 80.00

6229 50.00 80.00

Armatura longitudinale negli elementi Elemento Area (cm2) Y (cm) Z (cm) Ascissa iniz. (cm) Lunghezza (cm)

445 2.01 19.50 0.00 0.00 94.50

2.01 19.50 24.50 0.00 94.50

2.01 -19.50 24.50 0.00 94.50

2.01 -19.50 0.00 0.00 94.50

2.01 -19.50 -24.50 0.00 94.50

2.01 19.50 -24.50 0.00 94.50

446 2.01 19.50 0.00 5.50 94.50

2.01 19.50 24.50 5.50 94.50

2.01 -19.50 24.50 5.50 94.50

2.01 -19.50 0.00 5.50 94.50

2.01 -19.50 -24.50 5.50 94.50

2.01 19.50 -24.50 5.50 94.50

6225 2.01 19.50 0.00 0.00 347.50

2.01 19.50 24.50 0.00 347.50

2.01 -19.50 24.50 0.00 347.50

2.01 -19.50 0.00 0.00 347.50

2.01 -19.50 -24.50 0.00 347.50

2.01 19.50 -24.50 0.00 347.50

6226 2.01 19.50 0.00 0.00 347.50

2.01 19.50 24.50 0.00 347.50

2.01 -19.50 24.50 0.00 347.50

2.01 -19.50 0.00 0.00 347.50

2.01 -19.50 -24.50 0.00 347.50

2.01 19.50 -24.50 0.00 347.50

6228 2.01 19.50 -10.70 0.00 280.00

2.01 19.50 10.70 0.00 280.00

Fondazione F1

Fondazione F2


78

2.01 19.50 34.50 5.50 274.50

2.01 -19.50 34.50 5.50 274.50

2.01 -19.50 10.70 0.00 280.00

2.01 -19.50 -10.70 0.00 280.00

2.01 -19.50 -34.50 5.50 274.50

2.01 19.50 -34.50 5.50 274.50

6229 2.01 19.50 0.00 117.15 174.85

2.01 -19.50 17.25 0.00 160.25

2.01 -19.50 17.25 117.15 174.85

2.01 -19.50 -17.25 0.00 160.25

2.01 -19.50 -17.25 117.15 174.85

2.01 -19.50 0.00 0.00 160.25

2.01 -19.50 0.00 117.15 174.85

2.01 19.50 -10.70 0.00 292.00

2.01 19.50 10.70 0.00 292.00

2.01 19.50 34.50 0.00 292.00

2.01 -19.50 34.50 0.00 292.00

2.01 -19.50 10.70 0.00 292.00

2.01 -19.50 -10.70 0.00 292.00

2.01 -19.50 -34.50 0.00 292.00

2.01 19.50 -34.50 0.00 292.00

Armatura trasversale negli elementi Elemento Ascissa iniz. (cm) Lunghezza tratto (cm) Area orizz. (cm2) Area vert. (cm2) Passo (cm)

445 0.00 100.00 1.01 1.01 11.00

446 0.00 100.00 1.01 1.01 11.00

6225 0.00 347.50 1.01 1.01 9.00

6226 0.00 312.75 1.01 1.01 11.00

312.75 34.75 1.01 1.01 8.00

6228 15.00 265.00 2.01 1.01 16.00

6229 0.00 175.20 2.01 1.01 13.00

175.20 116.80 2.01 1.01 7.00

Verifica flessionale travi di fondazione

Elem Ascissa Mz (kgxcm) Mr (kgxcm) F.Sic. Comb.

445 5.50 -618724.05 959203.54 1.55 39

50.00 -177234.52 961722.30 5.43 39

94.50 -799.53 39976.70 > 10.00 1

446 5.50 -794.15 39707.37 > 10.00 1

50.00 -175647.65 957314.00 5.45 39

94.50 -612776.95 964874.05 1.57 39

6225 5.50 -584591.02 962234.53 1.65 39

173.75 909000.58 963371.96 1.06 39

342.00 80314.18 964240.81 > 10.00 12

6226 5.50 -108356.72 963888.01 8.90 33

173.75 863865.45 956874.40 1.11 39

342.00 -591668.55 963267.02 1.63 39

6228 20.50 -239549.77 1282667.39 5.35 39

140.00 892697.66 1282490.09 1.44 39

274.50 -403099.96 1280750.22 3.18 3

6229 5.50 -1514516.69 2184883.16 1.44 35

146.00 696878.86 1580567.54 2.27 39

286.50 1472267.21 1586778.69 1.08 15

Minimo fattore di sicurezza: 1.059814 >= 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


79

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.

445 5.50 12771.65 35806.72 2.80 39

50.00 6998.95 35806.72 5.12 39

94.50 796.44 35806.72 > 10.00 39

446 5.50 -789.78 35806.72 > 10.00 39

50.00 -6933.72 35806.72 5.16 39

94.50 -12639.52 35806.72 2.83 39

6225 5.50 17769.78 43763.77 2.46 39

173.75 1125.32 43763.77 > 10.00 39

342.00 -11313.20 43763.77 3.87 39

6226 5.50 11929.41 35806.72 3.00 39

173.75 -736.61 35806.72 > 10.00 39

342.00 -17696.28 49234.24 2.78 39

6228 20.50 17035.31 49234.24 2.89 39

140.00 2268.53 49234.26 > 10.00 26

274.50 -13328.27 49234.26 3.69 39

6229 5.50 17416.75 60596.02 3.48 35

146.00 9602.29 60596.00 6.31 35

286.50 -26457.61 90273.58 3.41 30


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 a torsione Elem P/T Qta Ascissa (cm) Comb. Td (kgxcm) Tr (kgxcm) Vd (kg) Vr (kg) Fs

445 F 5.50 39 -437.48 410047.07 12771.65 35806.72 2.80

50.00 39 -231.47 410047.07 6998.95 35806.72 5.12

94.50 3 -166.98 1183704.22 291.67 35806.72 > 10.00

446 F 5.50 3 166.98 1183704.22 289.35 35806.72 > 10.00

50.00 39 231.47 410047.07 6933.72 35806.72 5.16

94.50 39 437.48 410047.07 12639.52 35806.72 2.82

6225 F 5.50 39 488.50 410047.07 17769.78 43763.77 2.46

173.75 3 8349.77 1308634.26 444.75 43763.77 > 10.00

342.00 39 2073.78 410047.07 11313.20 43763.77 3.79

6226 F 5.50 39 -2073.78 410047.07 11929.41 35806.72 2.96

173.75 3 -8349.77 1183704.22 261.66 35806.72 > 10.00

342.00 39 -488.50 410047.07 17696.28 49234.24 2.77

6228 F 20.50 39 34672.15 627313.13 17035.31 49234.24 2.49

140.00 10 64883.04 1440560.11 460.71 49234.24 > 10.00

274.50 30 76024.05 627313.13 11583.16 49234.24 2.81

6229 F 5.50 34 -420265.72 862555.55 6631.50 60596.29 1.68

146.00 10 -442856.92 940969.69 8362.29 60596.01 1.64

286.50 30 -434688.26 1173052.08 26458.41 90273.58 1.51


Per ogni elemento Elem di tipo P(ilastro) o T(rave) a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, per ogni combinazione di carico il fattore di sicurezza combinato taglio-torsione Fs e vengono esposti dati e risultati relativi alla combinazione Comb. per la quale si è ottenuto il fattore di sicurezza minimo. Vengono esposti i momenti torcenti agenti Td e resistenti Tr ed i valori di taglio combinato agente Vd e resistente Vr. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. In


80

caso sia segnalato Verifica non effettuata (che non indica una verifica non soddisfatta ma una impossibilità ad effettuarla) il valore finale non tiene conto di tale verifica.

Fondazioni piano terra:

Pianta complesso delle fondazioni a quota superiore (con elementi verticali)

Pianta fondazioni nuove ad esclusione dei tratti sottostanti i setti (considerati rigidi)


81

Pianta tratti fondazionali con numerazione aste di cui si riportano i tabulati di verifica

Fondazione F12

Fond

azio

ne F

21

Fondazione F17 Fondazione F18


82

Verifiche fondazioni piano terra (estratto fondazioni F12, F17, F18 e F21):

Fondazione F12 Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Offset estremo sinistro (cm) Offset estremo destro (cm) Lunghezza (cm)

x y z x y z

430 940 800 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 67.50

6233 800 1540 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 311.25

6234 802 2151 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 137.50


430 60.00 90.00

6233 60.00 90.00

6234 60.00 90.00


430 3.14 24.50 -12.17 5.50 62.00

3.14 24.50 12.17 5.50 62.00

3.14 24.50 39.50 5.50 62.00

3.14 -24.50 39.50 5.50 62.00

3.14 -24.50 12.17 5.50 62.00

3.14 -24.50 -12.17 5.50 62.00

3.14 -24.50 -39.50 5.50 62.00

3.14 24.50 -39.50 5.50 62.00

6233 3.14 19.00 39.50 73.26 237.99

3.14 19.00 -39.50 73.26 237.99

3.14 -19.00 39.50 73.26 237.99

3.14 -19.00 -39.50 73.26 237.99

3.14 -24.50 29.63 73.26 237.99

3.14 -24.50 -29.63 73.26 237.99

3.14 24.50 -29.63 73.26 237.99

3.14 24.50 29.63 73.26 237.99

3.14 -24.50 19.75 73.26 237.99

3.14 -24.50 -19.75 73.26 237.99

3.14 -24.50 0.00 73.26 237.99

3.14 24.50 -19.75 73.26 237.99

3.14 24.50 19.75 73.26 237.99

3.14 24.50 0.00 0.00 311.25

3.14 24.50 -12.17 0.00 311.25

3.14 24.50 12.17 0.00 311.25

3.14 24.50 39.50 0.00 311.25

3.14 -24.50 39.50 0.00 311.25

3.14 -24.50 12.17 0.00 311.25

3.14 -24.50 -12.17 0.00 311.25

3.14 -24.50 -39.50 0.00 311.25

3.14 24.50 -39.50 0.00 311.25

6234 3.14 24.50 -29.63 0.00 137.50

3.14 24.50 -19.75 0.00 137.50

3.14 24.50 19.75 0.00 137.50

3.14 24.50 29.63 0.00 137.50

3.14 24.50 0.00 0.00 137.50

3.14 -19.00 39.50 0.00 137.50

3.14 -24.50 29.63 0.00 137.50

3.14 -24.50 19.75 0.00 137.50

3.14 -24.50 0.00 0.00 137.50

3.14 -24.50 -19.75 0.00 137.50

3.14 -24.50 -29.63 0.00 137.50

3.14 -19.00 -39.50 0.00 137.50

3.14 24.50 -12.17 0.00 137.50

3.14 24.50 12.17 0.00 137.50

3.14 24.50 39.50 0.00 137.50

3.14 -24.50 39.50 0.00 137.50


83

3.14 -24.50 12.17 0.00 137.50

3.14 -24.50 -12.17 0.00 137.50

3.14 -24.50 -39.50 0.00 137.50

3.14 24.50 -39.50 0.00 137.50


430 0.00 55.00 3.14 1.57 23.00

6233 12.50 205.38 3.14 1.57 23.00

217.88 31.13 3.14 1.57 17.00

249.00 62.25 3.14 1.57 12.00

6234 0.00 137.50 3.14 1.57 7.00



430 5.50 -817.50 40875.45 > 10.00 1

33.75 -56461.35 2455627.73 > 10.00 37

49.50 -122772.79 2449221.36 > 10.00 27

6233 18.00 -153041.46 2452549.13 > 10.00 7

155.63 1945501.95 6233704.60 3.20 22

305.75 -5462818.28 6181680.65 1.13 7

6234 5.50 -4501858.02 6238692.36 1.39 22

68.75 -1758923.22 6240828.30 3.55 22

132.00 12519.62 625981.15 > 10.00 1


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.


430 5.50 -547.08 65541.39 > 10.00 37

33.75 -3387.39 65541.39 > 10.00 27

49.50 -5128.92 65541.39 > 10.00 27

6233 18.00 11203.94 65541.39 5.85 22

155.63 16484.33 65541.39 3.98 22

305.75 -44454.60 114562.70 2.58 27

6234 5.50 51171.02 139311.69 2.72 22

68.75 35702.24 139311.22 3.90 22

132.00 20973.78 139311.23 6.64 2


Gamma Rd 1.10



430 F 5.50 31 -1783.58 2480640.25 230.84 65541.40 > 10.00

33.75 31 -10944.72 2480640.25 1217.42 65541.39 > 10.00

49.50 31 -16052.26 2480640.25 1622.77 65541.39 > 10.00


84

6233 F 18.00 22 -22428.44 1338382.65 11203.94 65541.39 5.33

155.63 22 -58817.27 3271602.02 16484.33 65541.39 3.71

305.75 27 84095.42 3587397.57 44454.60 114562.70 2.43

6234 F 5.50 22 1297421.63 4397746.80 51171.19 139311.69 1.51

68.75 11 1459394.54 4397746.80 32192.94 139311.22 1.78

132.00 34 -1569427.86 4397746.80 16939.31 139311.26 2.09


Per ogni elemento Elem di tipo P(ilastro) o T(rave) a quota (opzionale) di riferimento Qta viene calcolato, all'ascissa Ascissa, per ogni combinazione di carico il fattore di sicurezza combinato taglio-torsione Fs e vengono esposti dati e risultati relativi alla combinazione Comb. per la quale si è ottenuto il fattore di sicurezza minimo. Vengono esposti i momenti torcenti agenti Td e resistenti Tr ed i valori di taglio combinato agente Vd e resistente Vr. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. In caso sia segnalato Verifica non effettuata (che non indica una verifica non soddisfatta ma una impossibilità ad effettuarla) il valore finale non tiene conto di tale verifica.


x y z x y z

390 901 1072 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 -0.00 198.95

6242 2114 906 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 365.14

6243 906 903 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 365.00

6244 903 901 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 366.30


390 65.00 50.00

6242 65.00 50.00

6243 65.00 50.00

6244 65.00 50.00


390 2.01 27.00 -9.75 0.25 198.70

2.01 27.00 0.00 0.00 198.95

2.01 27.00 9.75 0.00 198.95

2.01 27.00 19.50 0.00 198.95

2.01 -27.00 19.50 0.00 198.95

2.01 -27.00 9.75 0.00 198.95

2.01 -27.00 0.00 0.00 198.95

2.01 -27.00 -9.75 0.25 198.70

2.01 -27.00 -19.50 0.49 198.46

2.01 27.00 -19.50 0.49 198.46

6242 2.01 27.00 -9.75 0.00 365.14

2.01 27.00 0.00 0.00 365.14

2.01 27.00 9.75 0.00 365.14

2.01 27.00 19.50 0.00 365.14

2.01 -27.00 19.50 0.00 364.87

2.01 -27.00 9.75 0.00 365.00

2.01 -27.00 0.00 0.00 365.14

2.01 -27.00 -9.75 0.00 365.14

2.01 -27.00 -19.50 0.00 365.14

2.01 27.00 -19.50 0.00 365.14

6243 2.01 27.00 -9.75 0.00 365.00

2.01 27.00 0.00 0.00 365.00

2.01 27.00 9.75 0.00 365.00

2.01 27.00 19.50 0.00 365.00

2.01 -27.00 19.50 0.27 246.23

2.01 -27.00 19.50 118.50 246.50

2.01 -27.00 9.75 0.13 246.37

2.01 -27.00 9.75 118.50 246.50


85

2.01 -27.00 0.00 0.00 246.50

2.01 -27.00 0.00 118.50 246.50

2.01 -27.00 -9.75 0.00 246.50

2.01 -27.00 -9.75 118.50 246.50

2.01 -27.00 -19.50 0.00 246.50

2.01 -27.00 -19.50 118.50 246.50

2.01 27.00 -19.50 0.00 365.00

6244 2.01 27.00 -9.75 0.00 366.06

2.01 27.00 0.00 0.00 366.30

2.01 27.00 9.75 0.00 366.30

2.01 27.00 19.50 0.00 366.30

2.01 -27.00 19.50 0.00 366.30

2.01 -27.00 9.75 0.00 366.30

2.01 -27.00 0.00 0.00 366.30

2.01 -27.00 -9.75 0.00 366.06

2.01 -27.00 -19.50 0.00 365.81

2.01 27.00 -19.50 0.00 365.81


390 0.00 198.95 1.01 1.01 8.00

6242 0.00 365.14 1.01 1.01 9.00

6243 0.00 365.00 1.01 1.01 13.00

6244 0.00 366.30 1.01 1.01 13.00



390 5.50 -1009052.45 2131672.58 2.11 34

99.47 705924.61 2133112.53 3.02 29

193.45 658517.05 2123781.78 3.23 34

6242 5.50 -440235.37 2130777.90 4.84 2

182.57 356883.56 2134004.25 5.98 27

359.64 144479.60 2121761.98 > 10.00 13

6243 5.50 151425.23 2129565.23 > 10.00 13

182.50 134161.01 2124303.39 > 10.00 38

359.50 -563410.17 2133833.50 3.79 38

6244 5.50 -564023.84 2132783.99 3.78 38

183.15 534495.35 2133022.68 3.99 31

360.80 -836556.25 2127540.65 2.54 34


Gamma Rd 1.10



390 5.50 7630.61 65426.91 8.57 34

99.47 8737.76 65426.91 7.49 34

193.45 10653.25 65426.91 6.14 34

6242 5.50 4098.36 58515.60 > 10.00 38

182.57 1441.61 58515.60 > 10.00 11

359.64 -4610.71 58515.60 > 10.00 38

6243 5.50 3081.36 40510.80 > 10.00 38


86

182.50 -1416.83 40510.80 > 10.00 38

359.50 -6591.87 40510.80 6.15 38

6244 5.50 6480.21 40510.80 6.25 38

183.15 2736.05 40510.80 > 10.00 31

360.80 -3589.03 40510.80 > 10.00 38


Gamma Rd 1.10



390 F 5.50 34 518828.00 717047.00 7630.61 65426.91 1.19

99.47 14 538247.47 717047.00 7997.23 65426.91 1.15

193.45 14 540493.18 717047.00 10371.40 65426.91 1.10

6242 F 5.50 33 712523.69 1811090.70 3442.93 58515.60 2.54

182.57 33 700333.46 1811090.70 732.63 58515.60 2.59

359.64 33 693857.77 1811090.70 1614.06 58515.60 2.61

6243 F 5.50 33 92969.27 1506918.55 558.14 40510.83 > 10.00

182.50 33 90604.00 1506918.55 715.39 40510.80 > 10.00

359.50 38 21733.87 712655.87 6591.87 40510.80 5.18

6244 F 5.50 33 88906.24 712655.87 4152.05 40510.80 4.40

183.15 33 88213.36 1506918.55 2198.53 40510.80 > 10.00

360.80 33 88245.82 1506918.55 549.92 40510.98 > 10.00




x y z x y z

425 788 789 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 92.50

426 790 1170 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 150.00

999 789 1735 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 114.50

6245 1072 788 0.00 0.00 -0.00 0.00 0.00 0.00 237.50


425 60.00 90.00

426 60.00 90.00

999 60.00 90.00

6245 60.00 90.00


425 3.14 -13.50 39.50 0.00 92.50

3.14 -13.50 -39.50 0.00 92.50

3.14 24.50 -29.63 0.00 92.50

3.14 24.50 -19.75 0.00 92.50


87

3.14 24.50 19.75 0.00 92.50

3.14 24.50 29.63 0.00 92.50

3.14 19.00 39.50 0.00 92.50

3.14 19.00 -39.50 0.00 92.50

3.14 -19.00 39.50 0.00 92.50

3.14 -24.50 29.63 0.00 92.50

3.14 -24.50 -29.63 0.00 92.50

3.14 -19.00 -39.50 0.00 92.50

3.14 24.50 0.00 0.00 92.50

3.14 -24.50 19.75 0.00 92.50

3.14 -24.50 0.00 0.00 92.50

3.14 -24.50 -19.75 0.00 92.50

3.14 24.50 -12.17 0.00 92.50

3.14 24.50 12.17 0.00 92.50

3.14 24.50 39.50 0.00 92.50

3.14 -24.50 39.50 0.00 92.50

3.14 -24.50 12.17 0.00 92.50

3.14 -24.50 -12.17 0.00 92.50

3.14 -24.50 -39.50 0.00 92.50

3.14 24.50 -39.50 0.00 92.50

426 3.14 24.50 -12.17 0.00 144.50

3.14 24.50 12.17 0.00 144.50

3.14 24.50 39.50 0.00 144.50

3.14 -24.50 39.50 0.00 144.50

3.14 -24.50 12.17 0.00 144.50

3.14 -24.50 -12.17 0.00 144.50

3.14 -24.50 -39.50 0.00 144.50

3.14 24.50 -39.50 0.00 144.50

999 3.14 24.50 -29.63 0.00 114.50

3.14 24.50 29.63 0.00 114.50

3.14 -24.50 29.63 0.00 114.50

3.14 -24.50 -29.63 0.00 114.50

3.14 24.50 -19.75 0.00 114.50

3.14 24.50 19.75 0.00 114.50

3.14 -24.50 19.75 0.00 114.50

3.14 -24.50 -19.75 0.00 114.50

3.14 24.50 0.00 0.00 114.50

3.14 -24.50 0.00 0.00 114.50

3.14 24.50 -12.17 0.00 114.50

3.14 24.50 12.17 0.00 114.50

3.14 24.50 39.50 0.00 114.50

3.14 -24.50 39.50 0.00 114.50

3.14 -24.50 12.17 0.00 114.50

3.14 -24.50 -12.17 0.00 114.50

3.14 -24.50 -39.50 0.00 114.50

3.14 24.50 -39.50 0.00 114.50

6245 3.14 19.00 39.50 49.07 188.43

3.14 19.00 -39.50 49.07 188.43

3.14 -13.50 39.50 49.07 188.43

3.14 -13.50 -39.50 49.07 188.43

3.14 -19.00 39.50 49.07 188.43

3.14 -19.00 -39.50 49.07 188.43

3.14 24.50 -29.63 49.07 188.43

3.14 24.50 29.63 49.07 188.43

3.14 -24.50 29.63 49.07 188.43

3.14 -24.50 -29.63 49.07 188.43

3.14 24.50 -19.75 0.00 237.50

3.14 24.50 19.75 0.00 237.50

3.14 -24.50 19.75 0.00 237.50

3.14 -24.50 -19.75 0.00 237.50

3.14 -24.50 0.00 0.00 237.50

3.14 24.50 0.00 0.00 237.50

3.14 24.50 -12.17 0.00 237.50

3.14 24.50 12.17 0.00 237.50

3.14 24.50 39.50 5.50 232.00

3.14 -24.50 39.50 5.50 232.00

3.14 -24.50 12.17 0.00 237.50


88

3.14 -24.50 -12.17 0.00 237.50

3.14 -24.50 -39.50 5.50 232.00

3.14 24.50 -39.50 5.50 232.00


425 0.00 80.00 3.14 1.57 7.00

426 0.00 150.00 3.14 1.57 23.00

999 12.50 102.00 3.14 1.57 8.00

6245 0.00 95.00 3.14 1.57 17.00

95.00 71.25 3.14 1.57 12.00

166.25 71.25 3.14 1.57 9.00



425 5.50 5759955.68 6207842.93 1.08 14

46.25 -3590230.70 6768496.45 1.89 11

74.50 -2185815.45 6814130.29 3.12 29

426 5.50 -1782960.41 2444170.79 1.37 22

75.00 -482416.17 2444588.14 5.07 22

144.50 271.36 13574.12 > 10.00 1

999 18.00 -1088691.69 5386578.60 4.95 25

57.25 -2352249.51 5394854.97 2.29 34

109.00 -5045666.91 5347470.76 1.06 34

6245 5.50 752535.82 4227502.25 5.62 34

118.75 2438932.16 6202723.73 2.54 34

232.00 -6140260.63 6801358.04 1.11 31


Gamma Rd 1.10



425 5.50 63708.92 139311.21 2.19 31

46.25 -59515.62 139311.22 2.34 34

74.50 -57890.22 139311.22 2.41 34

426 5.50 24565.57 65541.39 2.67 22

75.00 12834.24 65541.39 5.11 22

144.50 947.33 65542.31 > 10.00 22

999 18.00 54952.41 133391.30 2.43 31

57.25 -51599.69 133391.30 2.59 34

109.00 -52742.99 133391.30 2.53 34

6245 5.50 11053.03 88673.64 8.02 34

118.75 -26715.40 114562.69 4.29 31

232.00 -47721.83 127973.83 2.68 31


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


89

>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.


425 F 5.50 34 -671303.00 4397746.80 61451.64 139311.22 1.68

46.25 34 -660276.02 4397746.80 59515.62 139311.22 1.73

74.50 34 -652631.55 4397746.80 57890.22 139311.22 1.77

426 F 5.50 22 14325.16 1189673.46 24565.57 65541.39 2.58

75.00 22 7435.20 1189673.46 12834.24 65541.39 4.95

144.50 14 -1273.54 2480640.25 279.08 65565.24 > 10.00

999 F 18.00 14 -636251.23 3781257.85 51998.35 133391.30 1.79

57.25 34 -634784.41 3781257.85 51599.69 133391.30 1.80

109.00 34 -623054.72 3781257.85 52742.99 133391.30 1.79

6245 F 5.50 14 567864.23 2081928.56 10848.30 88673.64 2.53

118.75 31 -569110.67 3616490.59 26715.40 114562.69 2.56

232.00 31 -595065.49 4039850.63 47721.83 127973.83 1.92




x y z x y z

39 2234 2061 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 200.00

212 2183 788 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 100.00

428 797 975 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 175.00

2587 791 787 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 465.00

2588 787 797 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 465.00


39 60.00 90.00

212 60.00 90.00

428 60.00 90.00

2587 60.00 90.00

2588 60.00 90.00


39 3.14 24.50 -19.75 0.00 139.05

3.14 24.50 19.75 0.00 139.05

3.14 -24.50 29.63 0.00 194.50

3.14 -24.50 19.75 0.00 194.50

3.14 -24.50 -19.75 0.00 194.50

3.14 -24.50 -29.63 0.00 194.50

3.14 24.50 0.00 0.00 194.50

3.14 -24.50 0.00 0.00 194.50

3.14 24.50 -12.17 0.00 194.50

3.14 24.50 12.17 0.00 194.50

3.14 24.50 39.50 0.00 194.50

3.14 -24.50 39.50 0.00 194.50

3.14 -24.50 12.17 0.00 194.50

3.14 -24.50 -12.17 0.00 194.50

3.14 -24.50 -39.50 0.00 194.50


90

3.14 24.50 -39.50 0.00 194.50

212 3.14 24.50 -12.17 5.50 94.50

3.14 24.50 12.17 5.50 94.50

3.14 24.50 39.50 5.50 94.50

3.14 -24.50 39.50 5.50 94.50

3.14 -24.50 12.17 5.50 94.50

3.14 -24.50 -12.17 5.50 94.50

3.14 -24.50 -39.50 5.50 94.50

3.14 24.50 -39.50 5.50 94.50

428 3.14 -24.50 34.56 37.20 137.80

3.14 -24.50 -34.56 37.20 137.80

3.14 -24.50 24.69 0.00 175.00

3.14 -24.50 -24.69 0.00 175.00

3.14 24.50 -4.94 0.00 175.00

3.14 24.50 4.94 0.00 175.00

3.14 -24.50 4.94 0.00 175.00

3.14 -24.50 -4.94 0.00 175.00

3.14 24.50 -29.63 0.00 175.00

3.14 24.50 29.63 0.00 175.00

3.14 -24.50 29.63 0.00 175.00

3.14 -24.50 -29.63 0.00 175.00

3.14 24.50 -19.75 0.00 175.00

3.14 24.50 19.75 0.00 175.00

3.14 24.50 0.00 0.00 175.00

3.14 -24.50 19.75 0.00 175.00

3.14 -24.50 -19.75 0.00 175.00

3.14 -24.50 0.00 0.00 175.00

3.14 24.50 -12.17 0.00 175.00

3.14 24.50 12.17 0.00 175.00

3.14 24.50 39.50 0.00 175.00

3.14 -24.50 39.50 0.00 175.00

3.14 -24.50 12.17 0.00 175.00

3.14 -24.50 -12.17 0.00 175.00

3.14 -24.50 -39.50 0.00 175.00

3.14 24.50 -39.50 0.00 175.00

2587 3.14 -19.00 39.50 0.00 268.55

3.14 -19.00 -39.50 0.00 268.55

3.14 -24.50 29.63 0.00 465.00

3.14 -24.50 -29.63 0.00 465.00

3.14 24.50 -29.63 0.00 268.55

3.14 24.50 29.63 0.00 268.55

3.14 19.00 39.50 0.00 268.55

3.14 19.00 -39.50 0.00 268.55

3.14 -24.50 19.75 0.00 465.00

3.14 -24.50 -19.75 0.00 465.00

3.14 -24.50 0.00 0.00 465.00

3.14 24.50 -19.75 0.00 268.55

3.14 24.50 -12.17 0.00 465.00

3.14 24.50 0.00 0.00 268.55

3.14 24.50 12.17 0.00 465.00

3.14 24.50 19.75 0.00 268.55

3.14 24.50 39.50 0.00 465.00

3.14 -24.50 39.50 0.00 465.00

3.14 -24.50 12.17 0.00 465.00

3.14 -24.50 -12.17 0.00 465.00

3.14 -24.50 -39.50 0.00 465.00

3.14 24.50 -39.50 0.00 465.00

2588 3.14 -24.50 29.63 0.00 198.80

3.14 -24.50 -29.63 0.00 198.80

3.14 24.50 -19.75 0.00 198.80

3.14 24.50 0.00 0.00 198.80

3.14 24.50 19.75 0.00 198.80

3.14 24.50 -12.17 0.00 465.00

3.14 24.50 12.17 0.00 465.00

3.14 24.50 39.50 0.00 465.00

3.14 -24.50 39.50 0.00 465.00


91

3.14 -24.50 19.75 0.00 198.80

3.14 -24.50 12.17 0.00 465.00

3.14 -24.50 0.00 0.00 198.80

3.14 -24.50 -12.17 0.00 465.00

3.14 -24.50 -19.75 0.00 198.80

3.14 -24.50 -39.50 0.00 465.00

3.14 24.50 -39.50 0.00 465.00


39 0.00 70.00 3.14 1.57 11.00

70.00 30.00 3.14 1.57 17.00

100.00 100.00 3.14 1.57 23.00

212 0.00 100.00 3.14 1.57 23.00

428 22.50 30.00 3.14 1.57 18.00

52.50 52.50 3.14 1.57 13.00

105.00 70.00 3.14 1.57 9.00

2587 20.00 422.50 3.14 1.57 8.00

2588 22.50 420.00 3.14 1.57 12.00



39 5.50 -4987697.21 5375534.54 1.08 34

100.00 -1323319.41 5376108.89 4.06 34

194.50 29.66 1533.13 > 10.00 1

212 5.50 -1829.21 91481.52 > 10.00 1

50.00 -271138.47 2457324.87 9.06 29

94.50 -950329.64 2456681.04 2.59 29

428 28.00 -2446596.46 8797831.84 3.60 31

87.50 3468107.23 6538262.70 1.89 14

169.50 6234056.80 6569654.83 1.05 14

2587 25.50 5148172.66 6195152.14 1.20 29

232.50 959987.84 6219764.97 6.48 27

437.00 2100556.66 2458641.07 1.17 4

2588 28.00 -4056898.51 5367268.91 1.32 27

232.50 1662957.74 2459952.36 1.48 33

437.00 -1140715.80 2457579.73 2.15 31


Gamma Rd 1.10



39 5.50 51092.10 118605.87 2.32 34

100.00 26414.77 88673.64 3.36 34

194.50 1460.86 65541.50 > 10.00 34

212 5.50 -1214.05 65541.46 > 10.00 29

50.00 -10731.02 65541.39 6.11 29

94.50 -19703.72 65541.39 3.33 29

428 28.00 27974.15 83747.33 2.99 34

87.50 -31771.21 110879.69 3.49 11

169.50 -51347.58 127973.83 2.49 31

2587 25.50 45181.82 133391.30 2.95 36

232.50 -14419.39 133391.30 9.25 33


92

437.00 -37135.91 133391.30 3.59 27

2588 28.00 41578.51 114562.70 2.76 27

232.50 12536.72 114562.69 9.14 27

437.00 -31470.82 114562.69 3.64 29


Gamma Rd 1.10



39 F 5.50 34 -47924.99 2749174.99 51092.10 118605.87 2.23

100.00 34 -24640.10 2379346.92 26414.77 88673.64 3.24

194.50 27 -1443.28 3281578.60 796.00 65541.93 > 10.00

212 F 5.50 34 -1470.79 2480640.25 563.67 65547.97 > 10.00

50.00 29 3018.67 1189673.46 10731.02 65541.39 6.01

94.50 29 5705.29 1189673.46 19703.72 65541.39 3.27

428 F 28.00 14 218462.91 3390195.10 26295.84 83747.33 2.64

87.50 31 -424831.24 3500226.70 31420.22 110879.70 2.47

169.50 31 -432941.66 4039850.63 51347.58 127973.83 1.97

2587 F 25.50 14 1087071.35 4210868.11 43303.02 133391.30 1.72

232.50 29 -907772.49 4210868.11 13817.00 133391.30 3.13

437.00 27 779225.48 2730908.45 37135.91 133391.30 1.77

2588 F 28.00 22 1178648.34 2609016.41 11586.63 114562.80 1.81

232.50 24 1258701.30 3434290.92 5483.09 114562.69 2.73

437.00 31 -414472.04 1304508.21 30197.04 114562.69 1.72




93

5.9 Verifiche pareti

Generalità sulle verifiche di resistenza eseguite: Si riportano le verifiche a pressoflessione e a taglio per le pareti introdotte nel progetto con funzioni antisismiche. Trattasi di pareti semplici, pertanto la verifica di resistenza si effettua con riferimento al rettangolo di base. Per ciascuna parete si adotta un’armatura costante lungo l’altezza, si eseguono pertanto le verifiche alla base. Qualora vi sia un cambio di sezione lungo lo sviluppo, le verifiche vengono condotte alla base di ciascun tratto. Come previsto dalle NTC2008 per le pareti in classe di duttilità CD “B” il valore del taglio di progetto viene incrementato del 50 % per considerare il possibile incremento delle forze di taglio a seguito della formazione della cerniera plastica alla base della parete. Per le sezioni critiche, considerate alla base, si eseguono anche le verifiche per la possibile rottura per scorrimento.

Le pareti sono state modellate con elementi finiti bidimensionali. Per soddisfare il requisito di normativa di verificare le pareti di taglio in calcestruzzo armato impiegando le sollecitazioni tipiche dal modello della trave inflessa (momento, taglio, assiale), le tensioni negli elementi bidimensionali vengono integrate. In questo modo il pannello viene trasformato in una trave inflessa a tutti gli effetti con le sollecitazioni derivanti da tale integrazione e le caratteristiche geometriche dell'assemblaggio di elementi finiti bidimensionali. Allo scopo di eseguire un veloce controllo di coerenza dei risultati è stato eseguito un modello di calcolo semplificato con elementi finiti monodimensionali tipo “trave” per schematizzare le pareti. Pur con forti semplificazioni tale modello ha condotto a risultati generalmente compatibili con quelli del modello più accurato. Sezione e armatura pareti: Si riporta una tabella con l’indicazione sintetica della sezione e dell’armatura delle diverse pareti. L’armatura longitudinale proposta dal software di verifica ha distribuzione pressochè omogenea, viene pertanto riportato per ciascuna parete il valore di sezione complessiva proposta. Nel progetto l’armatura viene di fatto distribuita diversamente, con maggiore concentrazione alle estremità per rispettare la sezione minima richiesta nei nuclei confinati, di lunghezza pari ad almeno 0,2 volte la lunghezza totale della parete. Tale ridistribuzione è eseguita senza ridurre la sezione di armatura complessiva e pertanto garantisce un ulteriore margine di sicurezza alla verifica a pressoflessione successivamentee esposta. L’armatura trasversale è costituita da staffoni φ8 a due braccia per tutte le pareti, con passo 10 o 15 cm. Il passo assunto alla base dei calcoli è indicato nella successiva tabella.


94

Verifiche a pressoflessione: 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 di calcolo nelle componenti assiale Nx e flessionale Mz e My di tale combinazione (vedi Combinazioni Progetto). Vengono inoltre esposti i valori di verifica ottenuti per translazione del momento: MAz e MAy, Vengono inoltre riportati i coefficienti di sicurezza per l'azione assiale Axl e per la stabilità Lbd. Una X nella colonna Critica, indica se la sezione è in zona critica. Se il fattore di sicurezza è maggiore di 10.0, viene riportata la dicitura >10.0 per evitare la stampa di numeri inutilmente grandi. S1 piano terra Elem Qta Ascissa (cm) C Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) MAz (kgxcm) MAy (kgxcm) Lbd Axl F.Sic. Comb.

6171 8.25 X 53144.13 -46355542.05 442775.82 -46355542.05 442775.82 1.28 > 10.00 1.50 7

S2 piano terra Elem Qta Ascissa (cm) C Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) MAz (kgxcm) MAy (kgxcm) Lbd Axl F.Sic. Comb.

6172 8.25 X 47455.80 -31363599.62 2080063.62 -31363599.62 2080063.62 1.29 > 10.00 1.77 14


6173 8.25 X 65613.85 -24740282.22 1235492.89 -24740282.22 1235492.89 1.27 > 10.00 1.93 14


6177 7.10 X 32768.22 -43018232.52 -35783.42 -43018232.52 -35783.42 1.81 > 10.00 1.07 1


6178 7.10 X 43151.49 -36610998.09 64807.94 -36610998.09 64807.94 1.38 > 10.00 1.16 1

PareteArm. longit. totale (cm2)

Armatura trasversale

S1 PT-P1 25x520 70,82 2φ8/15cmS2 PT-P1 25x667 88,90 2φ8/15cmS3 PT-P1 25x480 66,30 2φ8/15cmS4 P.INT-PT-P1 25x425 57,26 2φ8/15cmS5 P.INT-PT-P1 25x405 52,74 2φ8/15cmS6 P.INT-PT-P1 25x438 41,44 2φ8/15cmS7 P INT 30,5x719 74,43 2φ8/10cm

PT-P1 25x510 68,56 2φ8/15cmS8 PT 25x375 52,74 2φ8/15cmS9 P.INT-PT-P1 25x510 68,56 2φ8/10cmS10 P.INT-PT-P1 20x280 35,79 2φ8/10cm (INT)S11 P INT 20x201 12,56 2φ8/15cmS12 PT-P1 25x430 77,98 2φ8/10cmS13 PT-P1 25x450 57,26 2φ8/15cmS14 P INT 32,5x155 30,90 2φ8/15cm

PT-P1 25x155 17,08 2φ8/15cm

Sezione (cm x cm)


95

S6 piano interrato Elem Qta Ascissa (cm) C Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) MAz (kgxcm) MAy (kgxcm) Lbd Axl F.Sic. Comb.

6180 25.00 X 66595.04 2121203.90 -663552.80 0.00 -663552.80 > 10.00 3.59 13


6214 359.03 X 43910.26 -17375194.25 11493.69 -17375194.25 11493.69 > 10.00 2.27 1


6216 5.00 X 100086.81 -14502161.34 389774.12 -14502161.34 389774.12 > 10.00 > 10.00 > 10.00 33

294.33 X 43231.27 -39154066.95 349381.38 -39154066.95 349381.38 > 10.00 > 10.00 4.17 5


6215 7.50 X 36641.82 -52127994.06 289091.13 -52127994.06 289091.13 1.60 > 10.00 1.25 5


6217 5.00 X 35629.13 -23452478.69 -79009.46 -23452478.69 -79009.46 2.86 > 10.00 1.60 13


6218 10.30 X -67452.29 -20919115.97 -908416.39 -20919115.97 -908416.39 > 10.00 1.77 15


6218 319.30 X -43299.68 -36766305.83 620876.57 -36766305.83 620876.57 > 10.00 1.31 11


6220 5.00 X -40523.09 -18500087.49 -22460.55 -18500087.49 -22460.55 5.85 > 10.00 1.50 15


6219 41.00 X 11262.13 -13291061.26 320063.03 -13291061.26 320063.03 3.11 > 10.00 1.10 11


6221 4.00 X 9929.67 83182.37 22470.44 83182.37 22470.44 > 10.00 > 10.00 > 10.00 39

160.00 8609.74 -601266.23 -2949.98 -601266.23 -2949.98 > 10.00 > 10.00 6.50 40

316.00 X -5751.51 -612998.97 1736.04 -612998.97 1736.04 > 10.00 > 10.00 5.04 12


6222 8.25 X 77769.28 -67746302.44 -554111.84 -67746302.44 -554111.84 1.21 > 10.00 1.04 11


6223 8.25 X 70265.45 -44616399.75 -430806.63 -44616399.75 -430806.63 1.18 > 10.00 1.22 11


1 3.20 X -32703.04 1571.39 6014861.60 1571.39 6014861.60 > 10.00 > 10.00 1.12 31



96

219 20.00 X 11437.75 -82188.74 -4590355.39 -82188.74 -4642635.51 > 10.00 > 10.00 1.20 14

Verifiche a taglio: Si riporta una tabella con il riepilogo delle verifiche a taglio e a scorrimento delle pareti, eseguite secondo NTC2008.

Le verifiche sono state eseguite con lo stesso software utilizzato per le analisi e per le altre verifiche. Sono poi state confrontate con i risultati ottenuti con un foglio di calcolo predisposto dal sottoscritto. A scopo di esempio si riporta di seguito il tabulato di verifica per la parete S1.

Calcestruzzo:Rck = 30 MPafck = 25 MPafcd = 16,67 MPa (Per verifiche sismiche si considera αcc = 1,00)θ = 30 ° Inclinazione dei puntoni di calcestruzzoα = 90 ° Inclinazione armature trasversali rispetto asse parete

Acciaio armature B450C:fyK = 450 MPafyd = 391,3 MPa

Caratteristiche parete:bw = 25 cm (spessore parete)l = 520 cm (lunghezza parete)cop. = 5 cm (copriferro)Asi = 80,64 cmq (sezione complessiva barre verticali)ρo = 0,0063 (rapporto geometrico di armatura longitudinale)Asw = 1,00 cmq (sezione barre orizzontali) (2 φ 8 mm)s = 15 cm (passo staffe)Csi = 0,16 (quota lunghezza parete compressa)

Sollecitazione di taglio e compressione:VEd = 100371 daNNEd = 39938 daN (con segno + significa compressione)MEd = 481000 daNm

ParetePiano di verifica Td (daN)

Fatt. di amplif.

Tverifica

(daN)Passo st.

(cm)cotg θ

Sicurezza a taglio

Sicurezza a scorrimento

S1 PT 66914 1,50 100371 15 1,73 2,10 1,69S2 PT 73910 1,50 110865 15 1,73 2,44 1,47S3 PT 43343 1,50 65015 15 1,73 2,99 2,17S4 PT 88970 1,50 133455 15 1,73 1,29 1,12S5 PT 73266 1,50 109899 15 1,73 1,49 1,28S6 P INT 108779 1,50 163169 15 1,73 1,09 1,30S7 P INT 190753 1,50 286130 10 1,73 1,53 1,16

PT 113311 1,50 169967 15 1,73 1,21 1,17S8 PT 54762 1,50 82143 15 1,73 1,84 1,58S9 P INT 165375 1,50 248063 10 1,73 1,25 1,02S10 P INT 72718 1,50 109077 10 1,73 1,55 1,01

PT 31837 1,50 47756 15 1,73 2,35 2,16S11 P INT 10506 1,50 15759 15 1,73 5,08 5,35S12 PT 116150 1,50 174225 10 1,73 1,50 1,05S13 PT 63905 1,50 95858 15 1,73 1,90 1,59S14 P INT 20749 1,50 31124 15 1,73 1,97 2,28

PT 17528 1,50 26292 15 1,73 2,33 1,91


97

Verifiche collegamento alle strutture esistenti: Vi è per quasi tutte le pareti la necessità di realizzare una connessione alle strutture esistenti, in quanto le nuove pareti si affiancano alle strutture esistenti stesse (connessione laterale) oppure si innestano in sommità all’interno di travi esistenti (connessione frontale). In ogni caso la connessione avviene per mezzo di perforazioni armate. Tali connessioni sono state analizzate con le formule proposte dalle NTC2008 per la verifica dell’effetto “spinotto” delle armature di collegamento, senza considerare alcun altro contributo. I materiali considerati nelle verifiche sono l’acciaio B450C e il calcestruzzo esistente. I valori di tensione di calcolo assunti sono i seguenti:

acciaio fyd = fyk / γS = 450 / 1,15 = 391,3 MPa calcestruzzo fcd = fcm / (FC * γC) = 24,2 / (1,2 * 1,5) = 13,4 MPa

Negli elaborati grafici sono riportate le quantità di armatura di connessione determinate con i criteri appena indicati. A scopo di esempio si riporta di seguito la verifica per la connessione della parete S1 al piano superiore:

Taglio sismico massimo Torizz = 60360 daN (SLU sismico) Carico gravitazionale massimo Tvert = 8545 daN (SLU statico)

Per determinare la risultante di taglio si combinano, a favore di sicurezza, il massimo taglio orizzontale sismico e il massimo taglio verticale gravitazionale (anzichè la combinazione sismica dei carichi verticali trasmessi dalle travi):

V = (Torizz2 + Tvert

2)0,5 = (603602 + 85452)0,5 = 60962 → 61000 daN

Verifica a taglio compressione del calcestruzzo dell'anima

VRcd = 425835 daN > Ved Coeff. sic. = 4,24in cui:σcp = 0,31 MPaαc = 1,02 (valido per 0 < σcp < 0,25 fcd)f'cd = 8,33 MPacot θ = 1,73cot α = 0,00

Verifica a taglio trazione dell'armatura dell'anima

VRsd = 210433 daN > Ved Coeff. sic. = 2,10

Verifica a scorrimento lungo piani orizzontali critici

VEd < VRd,s = Vdd + Vid + Vfd

Contributi:Effetto spinotto barre verticali: Vdd = 78887 daN

minore fra: 84659 daN78887 daN

Armature inclinate alla base: Vid = 0 (non presenti arm. inclinate)Attrito calcestruzzo: Vfd = 90675 daN


VRd,s = 169562 daN > Ved Coeff. sic. = 1,69


98

Il calcolo eseguito con foglio elettronico fornisce i valori seguenti:

Considerando che la parete S1 è lunga 520 cm risulta possibile connetterla alla struttura esistente con barre φ16 poste ad interasse di 15 cm:

Atot = (520 / 15) * 2,01 = 34 * 2,01 = 68,34 cm2 > 65 cm2

Calcestruzzo:fcd = 13,40 MPa (Per verifiche sismiche si considera αcc = 1,00)

Acciaio armature B450C:fyK = 450 MPafyd = 391,3 MPa

Caratteristiche connessione:Asi = 65,00 cmq (sezione complessiva barre di connessione)

Sollecitazione di taglio:VEd = 61000 daN

Verifica effetto "spinotto" delle barre di collegamento:

VEd < VRd,s = Vdd

Contributi:Effetto spinotto barre collegam.: Vdd = 61188 daN


VRd,s = 61188 daN > Ved Coeff. sic. = 1,00


99

5.10 Verifiche pareti interrate

Generalità sulle verifiche di resistenza eseguite: Considerando che le pareti del piano interrato risultano armate solamente in corrispondenza dei pilastri dei piani superiori, si rende necessario il generale consolidamento delle pareti per le azioni ortogonali al loro piano. Si intende realizzare un ispessimento delle pareti stesse, dal lato interno, dotato di apposita armatura e di connessioni alle pareti esistenti. Le pareti presentano attualmente spessore di circa 30 cm, si assume che dopo l’intervento avranno spessore di 36 cm. La parete allineata ai setti S4 e S5 avrà spessore ed armatura superiori. Di seguito si riportano i calcoli e le verifiche eseguite. Schema di calcolo:

Analisi dei carichi:

Peso proprio parete (γ = 2500 daN/m3; sp. = 36 cm) G1 = 900 daN/m2

Spinte statiche terreno sono state determinate nel paragrafo “definizione tipologie di carico”, si riassumono di seguito: Spinta al piano campagna G2,terr = 0 daN/m2 Spinta alla base delle pareti (γterr * Hterr * K0 = 2100 * 2,70 * 0,41) G2,terr = 2325 daN/m2 Spinta sulle pareti per presenza fabbricato (G * K0 = 2000 * 0,41) G2,terr, agg. = 820 daN/m2 Spinta per carico accidentale (Q’ * K0 = 400 * 0,41) Qscuola = 164 daN/m2

Azioni sismiche Inerzia pareti (ag/g * S * G1 = 0,244 * 900) Einerzia = 220 daN/m2 Spinta terreno (∆Pd/H = ag/g * S * γterr * Hterr = 0,244 *2100 * 2,75) Eterr = 1409 daN/m2 Trattandosi di struttura a pareti rigide (quasi) completamente impedite nello spostamento e nella rotazione, in quanto dotate di vincoli molto resistenti, per il calcolo dell’incremento sismico della spinta del terreno si è fatto riferimento alla teoria di J.H. Wood (1973) “Hearthquake Induced Soil Pressures on Structures” Doctoral Dissertation EERL 73-05, California Institute of Technology, Pasadena CA.


100

La formula, in teoria, vale per terreno omogeneo, in assenza di falda e per manufatti di altezza contenuta. Ha il pregio di fornire indicazioni, pur approssimative, per tipologie di pareti per le quali l’applicazione della teoria di Mononobe-Okabe non ha senso, in quanto è un equilibrio limite. Sollecitazioni: Le combinazioni dei carichi considerate sono le seguenti: SLU sismico G1 + G2 + 0,6*Qscuola + E SLU statico 1,3*G1 + 1,3*G2 + 1,5*Qscuola Le massime sollecitazioni determinate sono: Md = 4033 daNm = 40,33 kNm (con corrispondente Nd = 1485 daN = 14,85 kN) Td = 6017 daN = 60,17 kN Verifiche sezione: Si analizza la sezione resistente di (100x36)cm, armata sul lato interno con una rete elettrosaldata φ8/150x150mm, senza tenere in considerazione l’originale armatura dei nuclei posti sotto i pilastri dei piani fuori terra. I materiali considerati nelle verifiche sono l’acciaio B450C e il calcestruzzo esistente al piano interrato (di caratteristiche inferiori al calcestruzzo dei piani fuori terra). I valori di tensione di calcolo assunti sono i seguenti:

acciaio fyd = fyk / γS = 450 / 1,15 = 391,3 MPa calcestruzzo fcd = fcm / FC = 16,2 / 1,2 = 13,5 MPa per le verifiche a flesssione fcd = fcm / (FC * γC) = 16,2 / (1,2 * 1,5) = 9,0 MPa per le verifiche a taglio Verifica a momento flettente


101

MR / Md = 44,06 / 40,33 = 1,09 verifica soddisfatta Verifica a taglio (sezione priva di armatura trasversale resistente al taglio)

VR / Vd = 8135 / 6017 = 1,35 verifica soddisfatta

GeometriaH = 360 mm (altezza sezione)copriferro = 35 mmbw = 1000 mm (larghezza sezione)Asl = 333 mm2 (armatura longitudinale a trazione)d = 325 mm (altezza utile sezione)ρl = 0,001 (rapporto geometrico di armatura < 0,02)

Calcestruzzofcm/(FC*γ) = 9 N/mm2

γc = 1,5σcp = 0 N/mm2 (compressione)

Verifichek = 1,784 (<2) 1,784vmin = 0,25

VRd = 67739 N = 6774 daN

Con valore minimo VRd = 8135 daN

VRd = 81346 N = 8135 daN


102

5.11 Verifiche pilastri

Individuazione nuovo pilastro:

Diagrammi di sollecitazione: Inviluppo M nel piano XZ Inviluppo M nel piano YZ

Inviluppo T nel piano XZ Inviluppo T nel piano YZ

Verifiche: Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Offset estremo sinistro (cm) Offset estremo destro (cm) Lunghezza (cm)

x y z x y z

2274 (P1) 170 206 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 370.00

2275 (PT) 142 170 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 340.00


103


2274 50.00 25.00

2275 50.00 25.00


2274 2.01 20.00 7.50 0.00 370.00

2.01 9.77 7.50 0.00 370.00

2.01 -0.45 7.50 0.00 370.00

2.01 -9.77 7.50 0.00 370.00

2.01 -20.00 7.50 0.00 370.00

2.01 -20.00 -7.50 0.00 370.00

2.01 -9.77 -7.50 0.00 370.00

2.01 0.45 -7.50 0.00 370.00

2.01 9.77 -7.50 0.00 370.00

2.01 20.00 -7.50 0.00 370.00

2275 2.01 20.00 7.50 2.50 337.50

2.01 9.77 7.50 2.50 337.50

2.01 -0.45 7.50 2.50 337.50

2.01 -9.77 7.50 2.50 337.50

2.01 -20.00 7.50 2.50 337.50

2.01 -20.00 -7.50 2.50 337.50

2.01 -9.77 -7.50 2.50 337.50

2.01 0.45 -7.50 2.50 337.50

2.01 9.77 -7.50 2.50 337.50

2.01 20.00 -7.50 2.50 337.50


2274 0.00 370.00 1.51 1.51 19.20

2275 0.00 340.00 1.51 1.51 19.20

Verifica flessionale pilastri Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) F.Sic. Comb.

2274 29.50 3942.05 192745.34 30025.78 7.08 25

341.00 2968.61 -244831.77 -66591.91 5.03 25

2275 7.50 12157.60 149420.83 22760.55 9.71 23

310.50 10000.59 -115249.75 -18710.34 > 10.00 25


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 pilastri Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.

2274 29.50 3712.90 10321.34 0.00 27438.93 2.50 2.66 sys

341.00 3712.90 10321.34 0.00 27438.93 2.50 2.66 sys

2275 7.50 6417.87 11021.04 0.00 27686.29 2.50 2.51 sys

310.50 6417.87 11021.04 0.00 27686.29 2.50 2.51 sys


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 )


104

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.


2274 P 29.50 31 7970.12 352219.45 1012.82 27572.80 > 10.00

341.00 31 7970.12 352219.45 1012.82 27483.50 > 10.00

2275 P 7.50 11 7131.94 352219.45 166.26 34870.77 > 10.00

310.50 11 7131.94 352219.45 104.21 25146.95 > 10.00

Minimo fattore di sicurezza: >10.0 >= 1.00



105

5.12 Verifiche travi

Individuazione nuove travi in c.a. (evidenziate in colore verde):

Numerazione nuove travi in c.a.:

Diagrammi di sollecitazione: Inviluppo M nei piani XZ Inviluppo M nei piani YZ


106

Inviluppo T nei piani XZ Inviluppo T nei piani YZ

Verifiche:

Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Offset estremo sinistro (cm) Offset estremo destro (cm) Lunghezza (cm)

x y z x y z

221 862 1078 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 207.00

319 1068 591 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 141.67

339 760 2093 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 212.50

495 27 764 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 285.00

584 2140 1937 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 289.30

585 845 2140 -0.00 0.00 -0.00 0.00 0.00 0.00 222.14

644 2093 156 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 80.00

645 154 2093 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 150.00

736 210 214 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 230.00

737 205 210 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 232.50

738 197 211 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 230.00

739 191 197 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 295.00

1256 103 1426 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 285.00

1282 1425 106 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 40.00

1283 1426 1425 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 155.00

1295 103 1425 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 324.42

1296 64 1424 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 324.42

1297 64 1390 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 285.00

2521 201 206 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 232.50

2569 165 170 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 232.50


221 30.00 25.00

319 25.00 25.00

339 25.00 25.00

495 30.00 40.00

584 50.00 25.00

585 50.00 25.00

644 25.00 30.00

645 25.00 30.00

736 26.00 30.00

737 26.00 30.00

738 26.00 30.00

739 26.00 30.00

1256 26.00 40.00

1282 50.00 25.00

1283 50.00 25.00

1295 26.00 40.00

1296 25.00 40.00

1297 25.00 50.00

2521 36.00 25.00

2569 25.00 25.00


107


221 2.01 10.00 7.50 0.00 202.00

2.01 -10.00 7.50 0.00 202.00

2.01 -10.00 -7.50 0.00 202.00

2.01 10.00 -7.50 0.00 202.00

319 2.01 7.50 7.50 5.00 136.67

2.01 -7.50 7.50 5.00 136.67

2.01 -7.50 -7.50 5.00 136.67

2.01 7.50 -7.50 5.00 136.67

339 2.01 7.50 7.50 0.00 212.50

2.01 -7.50 7.50 0.00 212.50

2.01 -7.50 -7.50 0.00 212.50

2.01 7.50 -7.50 0.00 212.50

495 2.01 10.00 15.00 72.50 277.50

2.01 -10.00 15.00 72.50 277.50

2.01 -10.00 -15.00 72.50 277.50

2.01 10.00 -15.00 72.50 277.50

584 2.01 20.00 7.50 0.00 284.30

2.01 -20.00 7.50 0.00 284.29

2.01 -20.00 -7.50 0.00 284.29

2.01 20.00 -7.50 0.00 284.30

585 2.01 20.00 7.50 0.00 222.14

2.01 -20.00 7.50 0.00 222.14

2.01 -20.00 -7.50 0.00 222.14

2.01 20.00 -7.50 0.00 222.14

644 2.01 7.50 10.00 0.00 80.00

2.01 -7.50 10.00 0.00 80.00

2.01 -7.50 -10.00 0.00 80.00

2.01 7.50 -10.00 0.00 80.00

645 2.01 7.50 10.00 0.00 150.00

2.01 -7.50 10.00 0.00 150.00

2.01 -7.50 -10.00 0.00 150.00

2.01 7.50 -10.00 0.00 150.00

736 2.01 8.00 10.00 0.00 230.00

2.01 -8.00 10.00 0.00 230.00

2.01 -8.00 -10.00 0.00 230.00

2.01 8.00 -10.00 0.00 230.00

737 2.01 8.00 10.00 0.00 232.50

2.01 -8.00 10.00 0.00 232.50

2.01 -8.00 -10.00 0.00 232.50

2.01 8.00 -10.00 0.00 232.50

738 2.01 8.00 10.00 0.00 230.00

2.01 -8.00 10.00 0.00 230.00

2.01 -8.00 -10.00 0.00 230.00

2.01 8.00 -10.00 0.00 230.00

739 2.01 8.00 10.00 0.00 295.00

2.01 -8.00 10.00 0.00 295.00

2.01 -8.00 -10.00 0.00 295.00

2.01 8.00 -10.00 0.00 295.00

1256 2.01 -8.00 0.00 0.00 285.00

2.01 8.00 0.00 0.00 285.00

2.01 -8.00 -15.00 5.00 275.00

2.01 -8.00 15.00 5.00 275.00

2.01 8.00 15.00 5.00 275.00

2.01 8.00 -15.00 5.00 275.00

1282 2.01 20.00 7.50 0.00 40.00

2.01 -20.00 7.50 0.00 40.00

2.01 -20.00 -7.50 0.00 40.00

2.01 20.00 -7.50 0.00 40.00


108

1283 2.01 20.00 7.50 0.00 155.00

2.01 -20.00 7.50 0.00 155.00

2.01 -20.00 -7.50 0.00 155.00

2.01 20.00 -7.50 0.00 155.00

1295 2.01 8.00 15.00 5.00 314.42

2.01 -8.00 15.00 5.00 314.42

2.01 -8.00 -15.00 5.00 314.42

2.01 8.00 -15.00 5.00 314.42

1296 2.01 7.50 15.00 5.00 314.42

2.01 -7.50 15.00 5.00 314.42

2.01 -7.50 -15.00 5.00 314.42

2.01 7.50 -15.00 5.00 314.42

1297 2.01 -7.50 -5.73 5.00 275.00

2.01 7.50 -5.73 5.00 275.00

2.01 -7.50 5.73 5.00 275.00

2.01 7.50 5.73 5.00 275.00

2.01 -7.50 -20.00 5.00 275.00

2.01 -7.50 20.00 5.00 275.00

2.01 7.50 20.00 5.00 275.00

2.01 7.50 -20.00 5.00 275.00

2521 2.01 13.00 7.50 0.00 232.50

2.01 -13.00 7.50 0.00 232.50

2.01 -13.00 -7.50 0.00 232.50

2.01 13.00 -7.50 0.00 232.50

2569 2.01 7.50 7.50 0.00 232.50

2.01 -7.50 7.50 0.00 232.50

2.01 -7.50 -7.50 0.00 232.50

2.01 7.50 -7.50 0.00 232.50


221 0.00 207.00 1.01 1.01 20.00

319 0.00 141.67 1.01 1.01 16.00

339 0.00 212.50 1.01 1.01 16.00

495 77.50 30.00 1.01 1.01 6.00

107.50 215.00 1.01 1.01 16.00

322.50 30.00 1.01 1.01 6.00

584 0.00 289.30 1.01 1.01 26.81

585 0.00 222.14 1.01 1.01 26.81

644 0.00 80.00 1.01 1.01 16.00

645 0.00 150.00 1.01 1.01 16.00

736 0.00 26.00 1.01 1.01 5.00

26.00 165.50 1.01 1.01 16.00

191.50 26.00 1.01 1.01 5.00

737 0.00 26.00 1.01 1.01 5.00

26.00 180.50 1.01 1.01 16.00

206.50 26.00 1.01 1.01 5.00

738 12.50 26.00 1.01 1.01 5.00

38.50 153.00 1.01 1.01 16.00

191.50 26.00 1.01 1.01 5.00

739 0.00 26.00 1.01 1.01 5.00

26.00 230.50 1.01 1.01 16.00

256.50 26.00 1.01 1.01 5.00

1256 0.00 285.00 1.01 1.01 10.00

1282 0.00 40.00 1.01 1.01 26.81

1283 0.00 155.00 1.01 1.01 26.81

1295 0.00 26.00 1.01 1.01 5.00

26.00 272.42 1.01 1.01 16.00


109

298.42 26.00 1.01 1.01 5.00

1296 0.00 324.42 1.01 1.01 16.00

1297 0.00 285.00 2.01 1.01 15.00

2521 0.00 232.50 1.01 1.01 24.80

2569 0.00 232.50 1.01 1.01 16.00

Verifica flessionale travi Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) F.Sic. Comb.

221 5.00 -0.00 -946.88 0.00 > 10.00 1

103.50 -0.00 -13055.55 0.00 > 10.00 37

202.00 -0.00 -946.88 0.00 > 10.00 1

319 5.00 0.00 -533.85 0.00 > 10.00 1

70.83 0.00 -3919.81 0.00 > 10.00 1

136.67 0.00 -533.85 -0.00 > 10.00 1

339 5.00 -0.00 -1806.55 0.00 > 10.00 1

106.25 -0.00 -41437.92 -0.00 6.69 39

207.50 -0.00 -1806.55 -0.00 > 10.00 1

495 82.50 -0.00 -7897.50 0.00 > 10.00 37

176.25 -0.00 -37376.02 0.00 > 10.00 37

347.50 0.00 -2100.00 0.00 > 10.00 1

584 5.00 2913.04 -574423.09 -5324.51 1.28 38

144.65 -134.01 -288972.79 766.62 2.34 35

284.30 3130.43 580742.67 1227.77 1.28 30

585 17.91 -143.25 -47830.54 30.06 > 10.00 38

111.07 -143.25 -296537.77 186.35 2.27 38

217.14 -143.25 -579726.13 364.30 1.17 38

644 5.00 -0.00 -52320.52 -0.00 5.45 39

40.00 -0.00 -29610.53 0.00 9.66 39

62.50 -0.00 -13434.49 0.00 > 10.00 39

645 17.50 -0.00 -9280.10 0.00 > 10.00 39

75.00 -0.00 -34516.00 0.00 8.30 39

145.00 -0.00 -54360.62 0.00 5.26 39

736 5.00 0.00 -1096.87 -0.00 > 10.00 1

115.00 0.00 -16762.69 -0.00 > 10.00 37

212.50 0.00 -3625.78 0.00 > 10.00 1

737 5.00 0.00 -1109.06 -0.00 > 10.00 1

116.25 0.00 -17129.07 0.00 > 10.00 37

227.50 0.00 -1109.06 0.00 > 10.00 1

738 17.50 0.00 -3625.78 -0.00 > 10.00 1

115.00 0.00 -16762.69 -0.00 > 10.00 37

212.50 0.00 -3625.78 0.00 > 10.00 1

739 5.00 -0.00 -1413.75 -0.00 > 10.00 1

147.50 0.00 -27576.05 -0.00 > 10.00 37

277.50 0.00 -6155.30 -0.00 > 10.00 37

1256 34.00 -0.00 -144128.59 0.00 3.08 38

142.50 -0.00 -342947.18 0.00 1.30 38

251.00 -0.00 -144128.59 -0.00 3.08 38

1282 5.00 -0.00 -108695.23 -0.00 6.22 28

20.00 -0.00 -62580.31 -0.00 > 10.00 28

22.50 -0.00 -54826.13 -0.00 > 10.00 28

1283 5.00 -0.00 300363.43 -0.00 2.26 21

77.50 0.00 -193873.89 0.00 3.50 28

150.00 0.00 -128990.79 0.00 5.26 28

1295 5.00 0.00 -15436.10 0.00 > 10.00 38

162.21 0.00 -254310.31 -0.00 1.25 38

319.42 0.00 -15436.10 -0.00 > 10.00 38


110

1296 5.00 -0.00 -13196.14 -0.00 > 10.00 39

162.21 -0.00 -217407.03 -0.00 1.38 39

319.42 -0.00 -13196.14 0.00 > 10.00 39

1297 43.50 -0.00 -231391.26 0.00 2.40 39

142.50 -0.00 -447270.54 0.00 1.25 39

241.50 -0.00 -231391.26 -0.00 2.40 39

2521 5.00 -0.00 185130.23 0.00 2.45 25

116.25 0.00 -65207.96 0.00 6.96 24

215.00 0.00 78580.83 0.00 5.74 24

2569 5.00 -0.00 134814.66 0.00 2.06 25

116.25 0.00 -39147.62 -0.00 7.13 39

215.00 0.00 90765.91 0.00 3.07 24



Verifica taglio travi Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.

221 5.00 -0.00 3633.46 0.00 11063.87 2.50 3.04 sys

103.50 -0.00 3453.23 0.00 11063.87 2.50 3.20 sys

202.00 -0.00 3633.46 0.00 11063.87 2.50 3.04 sys

319 5.00 -0.00 4037.11 0.00 10996.12 2.48 2.72 sys

70.83 -0.00 3937.88 0.00 10996.12 2.48 2.79 sys

136.67 -0.00 4037.11 0.00 10996.12 2.48 2.72 sys

339 5.00 -0.00 3098.09 0.00 10996.12 2.48 3.55 sys

106.25 -0.00 2625.25 0.00 10996.12 2.48 4.19 sys

207.50 -0.00 3098.09 0.00 10996.12 2.48 3.55 sys

495 82.50 -0.00 3168.23 0.00 26815.13 1.49 8.46 sys

176.25 -0.00 2886.98 0.00 13829.84 2.50 4.79 sys

347.50 -0.00 3168.23 0.00 26815.13 1.49 8.46 sys

584 5.00 1068.56 4906.31 0.00 14857.35 2.50 3.03 sys

144.65 1068.56 4906.31 0.00 14857.35 2.50 3.03 sys

284.30 1068.56 4906.31 0.00 14857.35 2.50 3.03 sys

585 17.91 -5.02 6454.85 0.00 14857.35 2.50 2.30 sys

111.07 -5.02 6454.85 0.00 14857.35 2.50 2.30 sys

217.14 -5.02 6454.85 0.00 14857.35 2.50 2.30 sys

644 5.00 -0.00 8531.19 0.00 11063.87 2.48 1.30 sys

40.00 -0.00 8489.00 0.00 11063.87 2.48 1.30 sys

62.50 -0.00 8531.19 0.00 11063.87 2.48 1.30 sys

645 17.50 -0.00 4281.11 0.00 11063.87 2.48 2.58 sys

75.00 -0.00 4173.30 0.00 11063.87 2.48 2.65 sys

145.00 -0.00 4281.11 0.00 11063.87 2.48 2.58 sys

736 5.00 0.00 2966.55 0.00 19331.56 1.15 6.52 sys

115.00 0.00 2776.42 0.00 11617.07 2.50 4.18 sys

212.50 0.00 2966.55 0.00 19331.56 1.15 6.52 sys

737 5.00 -0.00 2798.17 0.00 19331.56 1.15 6.91 sys

116.25 -0.00 2585.90 0.00 11617.07 2.50 4.49 sys

227.50 -0.00 2798.17 0.00 19331.56 1.15 6.91 sys

738 17.50 0.00 3122.91 0.00 19331.56 1.15 6.19 sys

115.00 0.00 2932.78 0.00 11617.07 2.50 3.96 sys

212.50 0.00 3122.91 0.00 19331.56 1.15 6.19 sys

739 5.00 -0.00 2393.90 0.00 19331.56 1.15 8.08 sys

147.50 -0.00 2140.40 0.00 11617.07 2.50 5.43 sys

277.50 -0.00 2393.90 0.00 19331.56 1.15 8.08 sys


111

1256 5.00 -0.00 5311.39 0.00 18473.48 1.91 3.48 sys

142.50 -0.00 3127.23 0.00 18473.48 1.91 5.91 sys

280.00 -0.00 5311.39 0.00 18473.48 1.91 3.48 sys

1283 5.00 0.00 8996.40 0.00 14857.35 2.50 1.65 sys

77.50 0.00 8777.15 0.00 14857.35 2.50 1.69 sys

150.00 0.00 8996.40 0.00 14857.35 2.50 1.65 sys

1295 5.00 0.00 3861.98 0.00 23916.16 1.15 6.19 sys

162.21 0.00 1942.60 0.00 11617.07 2.50 5.98 sys

319.42 0.00 3861.98 0.00 23916.16 1.15 6.19 sys

1296 5.00 -0.00 3486.22 0.00 11063.87 2.48 3.17 sys

162.21 -0.00 1853.20 0.00 11063.87 2.48 5.97 sys

319.42 -0.00 3486.22 0.00 11063.87 2.48 3.17 sys

1297 5.00 0.00 6570.03 0.00 22590.52 2.39 3.44 sys

142.50 0.00 3907.45 0.00 22590.52 2.39 5.78 sys

280.00 0.00 6570.03 0.00 22590.52 2.39 3.44 sys

2521 5.00 0.00 4873.59 0.00 11063.87 2.50 2.27 sys

116.25 0.00 4172.46 0.00 11063.87 2.50 2.65 sys

215.00 0.00 4873.59 0.00 11063.87 2.50 2.27 sys

2569 5.00 -0.00 3623.82 0.00 10996.12 2.48 3.03 sys

116.25 -0.00 2600.52 0.00 10996.12 2.48 4.23 sys

215.00 -0.00 3623.82 0.00 10996.12 2.48 3.03 sys

Minimo fattore di sicurezza: 1.30 < 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.


221 T 5.00 1 0.00 178421.34 184.69 11063.87 > 10.00

103.50 1 0.00 178421.34 0.00 11063.87 > 10.00

202.00 1 0.00 178421.34 184.69 11063.87 > 10.00

319 T 5.00 1 0.00 147989.99 102.86 10996.12 > 10.00

70.83 1 0.00 147989.99 0.00 11092.36 > 10.00

136.67 1 0.00 147989.99 102.86 10996.12 > 10.00

339 T 5.00 1 0.00 147989.99 352.60 10996.12 > 10.00

106.25 1 0.00 147989.99 0.00 12590.62 > 10.00

207.50 1 0.00 147989.99 352.60 10996.12 > 10.00

495 T 82.50 1 0.00 396311.92 382.50 26815.13 > 10.00

176.25 1 0.00 333795.76 101.25 13829.84 > 10.00

347.50 1 0.00 396311.92 412.50 26815.13 > 10.00

584 T 5.00 38 -274.98 137326.07 3749.07 14858.44 3.93

144.65 38 -274.98 137326.07 3749.07 14858.44 3.93

284.30 38 -274.98 137326.07 3749.07 14858.44 3.93

585 T 17.91 38 0.00 137326.07 2669.88 14857.35 5.56

111.07 38 0.00 137326.07 2669.88 14857.35 5.56

217.14 38 0.00 137326.07 2669.88 14857.35 5.56

644 T 5.00 1 -0.00 199481.12 316.31 11063.87 > 10.00

40.00 1 -0.00 199481.12 381.94 11063.87 > 10.00

62.50 1 -0.00 199481.12 424.13 11063.87 > 10.00

645 T 17.50 1 0.00 199481.12 311.51 11063.87 > 10.00

75.00 1 0.00 199481.12 203.70 11063.87 > 10.00

145.00 1 0.00 199481.12 72.45 11063.87 > 10.00

736 T 5.00 1 0.00 216349.14 214.50 19331.56 > 10.00

115.00 1 0.00 209803.77 0.00 11618.67 > 10.00

212.50 1 0.00 216349.14 190.12 19331.56 > 10.00


112

737 T 5.00 1 0.00 216349.14 216.94 19331.56 > 10.00

116.25 1 0.00 209803.77 0.00 12035.73 > 10.00

227.50 1 0.00 216349.14 216.94 19331.56 > 10.00

738 T 17.50 1 0.00 216349.14 190.12 19331.56 > 10.00

115.00 1 0.00 209803.77 0.00 11619.99 > 10.00

212.50 1 0.00 216349.14 190.12 19331.56 > 10.00

739 T 5.00 1 0.00 216349.14 277.88 19331.56 > 10.00

147.50 1 0.00 209803.77 0.00 12750.48 > 10.00

277.50 1 0.00 216349.14 253.50 19331.56 > 10.00

1256 T 5.00 38 0.00 198247.11 4644.41 18473.48 3.98

142.50 1 0.00 335673.41 0.00 19076.46 > 10.00

280.00 38 0.00 198247.11 4644.41 18473.48 3.98

1282 T 5.00 28 0.00 137326.07 3050.89 14857.35 4.87

20.00 28 0.00 137326.07 3097.77 14857.35 4.80

22.50 28 0.00 137326.07 3105.58 14857.35 4.78

1283 T 5.00 21 -0.00 137326.07 2301.19 14857.35 6.46

77.50 21 -0.00 137326.07 2074.63 14857.35 7.16

150.00 21 -0.00 137326.07 1848.07 14857.35 8.04

1295 T 5.00 38 0.00 204175.13 3038.89 23916.16 7.87

162.21 1 0.00 278404.91 0.00 11650.17 > 10.00

319.42 38 0.00 204175.13 3038.89 23916.16 7.87

1296 T 5.00 39 0.00 125882.23 2597.92 11063.87 4.26

162.21 1 0.00 263888.72 0.00 21329.20 > 10.00

319.42 39 0.00 125882.23 2597.92 11063.87 4.26

1297 T 5.00 39 0.00 286960.91 6057.22 22590.52 3.73

142.50 1 0.00 393017.80 0.00 23213.52 > 10.00

280.00 39 0.00 286960.91 6057.22 22590.52 3.73

2521 T 5.00 38 49380.91 119741.64 1254.57 11063.87 1.90

116.25 25 35768.44 119741.64 1178.39 11063.87 2.47

215.00 37 44750.86 119741.64 1115.75 11063.87 2.11

2569 T 5.00 39 12227.07 94993.41 1804.75 10996.12 3.41

116.25 39 12227.07 147989.99 110.27 10996.12 > 10.00

215.00 39 12227.07 94993.41 1393.81 10996.12 3.91




113

5.13 Verifiche elementi esistenti rinforzati

Premessa Si esegue la verifica degli elementi in c.a. esistenti, considerando le caratteristiche dei materiali determinate in precedenza ed il fattore di confidenza FC = 1,20. Le verifiche sismiche degli elementi esistenti sono condotte con q = 2,4 per i meccanismi duttili e q = 1,5 per quelli fragili. Lo svincolamento rotazionale delle estremità dei pilastri, operato per i motivi di inadeguatezza già chiariti, e l’adozione di telai in acciaio interni al fabbricato a sostegno dei solai hanno di fatto molto ridotto l’impegno di travi e pilastri in c.a. esistenti. Si individuano gli elementi non verificati e si propone per essi un intervento di rinforzo. Pilastri esistenti (max fattore sfruttamento: 0,801):

Travi esistenti su piano interrato (max fattore sfruttamento: 0,838):


114

Travi esistenti su piano terra:

1

3 2


115

Travi esistenti su piano primo (max fattore sfruttamento: 0,798):

Intervento su trave 1 – Carenza flessionale Come evidenziato nella fotografia riportata sotto, si è appurato che la trave a sbalzo 1 è stata realizzata con un ribassamento, in modo da apparire dall’esterno identica alla trave 2, ad essa ortogonale. Coniugando le indicazioni progettuali con l’evidenza dell’aumento di altezza della sezione, si esegue un calcolo del momento flettente resistente della trave. Si adottano superiormente le armature di progetto, previste in continuità con la porzione di trave presente all’interno del fabbricato, e si aggiungono inferiormente 2 barre φ12 mm con funzione di reggistaffe (come da progetto della trave 2).

Immagine della trave


116

Calcolo momento flettente resistente

Si valuta MR = 95,03 kNm > Md = 69,69 kNm pertanto la trave non necessità di interventi.


117

Intervento su trave 2 – Carenza flessionale: Si decide di applicare un placcaggio in acciaio sul lato inferiore della trave. Il placcaggio sarà costituito da un piatto largo 100 mm e spesso 10 mm, lungo quanto l’intera trave e collocato in asse ad essa. Si riportano alcune immagini dell’interfaccia del sw utilizzato per eseguire le verifiche del rinforzo:

La placca metallica viene considerata, ai fini della resistenza flessionale, partecipante alla deformazione della sezione in calcestruzzo in quanto ad essa adeguatamente connessa. La valutazione delle proprietà della sezione rinforzata con placcaggi avviene come per una sezione composta acciaio-calcestruzzo. Nel dialogo della verifica dei rinforzi presi isolatamente viene calcolata e riportata la forza unitaria di scorrimento (cioè una tensione tangenziale moltiplicata per la larghezza della placca) tra piastra e superficie in calcestruzzo per consentire la verifica degli ancoraggi. La forza di scorrimento viene valutata tramite integrazione numerica della variazione di tensioni assiali al di sopra o al di sotto della linea lungo la quale si vuole calcolare lo scorrimento. Questo metodo consente di tenere in considerazione con correttezza le armature presenti, le azioni deviate e l'azione assiale. Il risultato è una forza tangenziale decisamente modesta, si porranno comunque in opera adeguate connessioni. Nel dialogo della verifica dei rinforzi (maschera precedente) risulta inoltre che il contributo del rinforzo alla resistenza della trave è di oltre il 72%.


118

Intervento su trave 3 – Carenza a taglio: Si tratta di un breve elemento di trave posto tra un pilastro del piano terra (privo di continuità superiormente) ed un pilastro in falso del piano primo. Si decide di applicare un rinforzo in FRP sui due lati della trave, in unico strato di tessuto di spessore di 0,17 mm. Vista la ridotta lunghezza dell’elemento di trave interessato si prevede di realizzare un ricoprimento continuo (non a tratti). In questo modo il contributo del rinforzo alla resistenza al taglio della trave è di circa 13500 daN. La verifica viene condotta secondo le istruzioni del CNR-DT 200. Si riporta un sintetico rapporto di verifica al taglio a filo pilastro inferiore (taglio massimo):


119

5.14 Verifiche telai in acciaio

Aspetti generali di analisi e verifica: Sono state eseguite le verifiche di resistenza e di stabilità per tutti gli elmenti in acciaio, si riportano di seguito i diagrammi di sollecitazione e le verifiche degli elementi maggiormente sollecitati per ciascuna tipologia di profilato prevista in progetto. Successivamente si evidenzia quali elementi hanno mostrato la necessità di un ritegno torsionale intermedio al fine di superare le verifiche di instabilità flesso-torsionale (le verifiche di resistenza erano comunque soddisfatte). Si riportano le verifiche delle principali connessioni, sia fra elementi in acciaio che fra acciaio e calcestruzzo. Si conclude con la verifica delle deformazioni allo SLE. Diagrammi di sollecitazione: Inviluppo M nei piani XZ

Inviluppo M nei piani YZ


120

Inviluppo T nei piani XZ (Tmax = 6659 daN)

Inviluppo T nei piani YZ (Tmax = 7724 daN)

Inviluppo N


121

Rappresentazione generale delle verifiche di resistenza e stabilità dei profilati:

Nella rappresentazione grafica il colore tendente al rosso indica l’avvicinamento del fattore di sfruttamento della sezione all’unità, comprendendo le verifiche di resistenza a taglio, a pressoflessione ed assiale e le verifiche di instabilità a taglio, flessionale e flesso-torsionale. Il masssimo fattore di sfruttamento è pari a 0,971 ed è relativo alla verifica di stabilità flesso-torsionale per un elemento IPE 240. Si riportano di seguito le rappresentazioni sintetiche delle verifiche eseguite per gli elementi più sollecitati per ciascuna tipologia di profilato prevista in progetto. Verifiche dei profilati IPE 270:


122

Verifiche dei profilati IPE240:

Verifiche dei profilati IPE200:


123

Verifiche dei profilati HEA200:

Verifiche dei profilati HEA160:


124

Verifiche dei profilati tubolari circolari φ139,7x5mm:

Tabulati verifiche principali:

Caratteristiche dei materiali Resistenza acciaio kg/cm2 2750.00

Coefficiente sicurezza parziale bulloni 1.25

Coefficiente sicurezza parziale 1.05

Coefficiente sicurezza parziale per instab. 1.05

Caratteristiche statiche dei profili Nome ax (cm2) jx (cm4) jz (cm4) jy (cm4) wez (cm3) wey (cm3) wpz (cm3) wpy (cm3)

HEA160 38.80 11.30 1673.00 616.00 220.00 77.00 246.00 117.60

HEA200 53.80 19.20 3692.00 1336.00 389.00 134.00 430.00 203.80

IPE270 45.90 15.40 5790.00 420.00 429.00 62.20 484.00 97.00

IPE200 28.50 6.67 1943.00 142.00 194.00 28.50 220.00 44.60

IPE240 39.10 12.00 3892.00 284.00 324.00 47.30 366.00 73.90

Tubolare 139,7x5 21.16 959.76 480.54 480.54 68.80 68.80 90.76 90.76

Caratteristiche geometriche dei profili Nome cod bb (cm) hh (cm) tw (cm) tf (cm) rr (cm) c1 c2 dy (cm) dz (cm)

HEA160 I laminato 16.00 15.20 0.60 0.90 1.50 0.00 0.00 0.00 0.00

HEA200 I laminato 20.00 19.00 0.65 1.00 1.80 0.00 0.00 0.00 0.00

IPE270 I laminato 13.50 27.00 0.66 1.02 1.50 0.00 0.00 0.00 0.00

IPE200 I laminato 10.00 20.00 0.56 0.85 1.20 0.00 0.00 0.00 0.00

IPE240 I laminato 12.00 24.00 0.62 0.98 1.50 0.00 0.00 0.00 0.00

Tubolare 139,7x5 Circolare laminato 13.97 13.97 0.50 0.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Profilo Offset y sx (cm) Offset y dx (cm) Lunghezza (cm) Snellezza

491 1294 335 HEA160 0.00 0.00 295.00 74.04

577 1167 1159 HEA200 0.00 0.00 366.00 73.45

653 827 2088 IPE270 0.00 0.00 461.50 152.56

541 1103 1104 IPE200 0.00 0.00 268.33 120.21

659 2082 2083 IPE240 0.00 0.00 334.38 124.07

490 2085 2079 Tubolare 139,7x5 0.00 0.00 455.00 95.48


125

Lunghezze di inflessione degli elementi Elemento Lunghezze (cm) Coeff. torsionali Distanza

Assegnata Torsionale Libera y Libera z c1 c2 c3 collegamenti (cm)

653 461.50 230.75 461.50 461.50 0.00 0.00 0.00 461.50

490 455.00 455.00 455.00 455.00 0.00 0.00 0.00 455.00

659 334.38 334.38 334.38 334.38 0.00 0.00 0.00 334.38

541 268.33 268.33 268.33 268.33 0.00 0.00 0.00 268.33

491 295.00 295.00 295.00 295.00 0.00 0.00 0.00 295.00

572 366.00 366.00 366.00 366.00 0.00 0.00 0.00 366.00

Criteri di resistenza degli elementi Elemento classe Resistenza Instabilità

assiale-fless. Cmb a taglio Y Cmb a taglio Z Cmb presso-fless. Cmb flesso-tors. Cmb a taglio Cmb

491 1 1.98 39 >10 40 5.07 39 1.98 39 1.63 39 >10 40 NC NC

577 1 1.62 38 >10 40 4.03 38 1.59 38 1.29 38 >10 40 NC NC

653 1 1.57 39 >10 40 4.55 39 1.57 39 1.12 39 >10 40 NC NC

541 1 1.94 38 >10 40 4.80 38 1.94 38 1.13 38 >10 40 NC NC

659 1 1.87 38 >10 40 4.73 38 1.87 38 1.03 38 >10 40 NC NC

490 1 2.05 39 >10 40 >10 22 1.22 39 1.22 39 >10 40 NC NC


In questa tabella vengono riportati i valori dei coefficienti di sicurezza per tutte le verifiche condotte sulla membratura Elemento con profilo di classe Classe

Le verifiche effettuate sono di resistenza: presso-fless. verifica di resistenza per azione assiale e flessionale biassiale; a taglio verifica di resistenza a taglio per i piani locali yy e zz; e di instabilità: inst. fless. verifica di instabilità a presso flessione biassiale; inst. tors. verifica di instabilità laterale e torsionale; inst. taglio verifica di instabilità a taglio.

Per ogni verifica vengono riportati il fattore di sicurezza più sfavorevole e l'indice della combinazione delle azioni cui si riferisce. I fattori di sicurezza superiori a 10.0 vengono scritti nella forma >10 per evitare numeri inutilmente lunghi mentre i fattori inferiori a quelli limite vengono scritti in colore rosso.

La colonna Assiale è la verifica a sola compressione che per azioni sismiche ha particolari restrizioni per le travi (minimo fattore sicurezza 6.66).

La colonna Omega riporta il valore definito dalla normativa (paragrafo 7.5.4.2) come il minimo valore tra gli ω i = Mpl,Rd,i / MEd,i di tutte le travi in cui si attende la formazione di cerniere plastiche, essendo MEd,i il momento flettente di progetto della i-esima trave in condizioni sismiche e Mpl,Rd,i il corrispondente momento plastico. Viene esposto il valore di omega già moltiplicato per 1,1 γ Rd.

l'intensità delle azioni, in caso di verifica per azioni simiche, è incrementata nei pilastri di ω 1,1 γ Rd.

In caso di verifiche non supportate o non pertinenti per un dato tipo di profilo (ad esempio profili accoppiati) viene riportata la dicitura NC (Non Calcolato). Ciò non indica che la verifica non sia superata.

Per i parametri impiegati nelle verifiche si vedano le successive tabelle.

Parametri di verifica resistenza e instabilità flesso-torsionale Elemento Classe SF Cmb. Piano Linfl. (cm) Lambda Alfa Chi Beta Kappa Mcr (kgxcm) Nr (kg)) Mr (kgxcm) Mri (kgxcm) Ne (kg) Me (kgxcm)

491 8240 1.98 39 y 29.50 0.52 0.34 0.88 1.30 1.00 99794.38 565844.42 565844.42 0.00 -285901.10

z 29.50 0.85 0.49 0.63 1.10 1.00 99794.38 302469.56 302469.56 0.00 0.00

LT 29.50 0.75 0.21 0.82 1.10 1.00 1192860.97

577 8240 1.59 38 y 36.60 0.51 0.34 0.88 1.30 1.01 138374.68 1000515.81 992641.10 1423.14 -608830.51

z 36.60 0.85 0.49 0.63 1.10 1.02 138374.68 524177.69 516169.95 1423.14 -0.00

LT 36.60 0.79 0.21 0.80 1.10 1.00 1859445.75

653 8240 1.57 39 y 46.15 0.47 0.21 0.93 1.30 1.00 118055.72 1244857.71 1244857.71 0.00 -791835.55

z 46.15 1.76 0.34 0.26 1.10 1.00 118055.72 249485.95 249485.95 0.00 -0.00

LT 23.07 0.93 0.21 0.71 1.10 1.00 1516399.73

541 8240 1.94 38 y 26.83 0.37 0.21 0.96 1.30 1.00 73302.57 565844.42 565844.42 -0.00 -291157.56

z 26.83 1.39 0.34 0.39 1.10 1.00 73302.57 114712.10 114712.10 -0.00 0.00

LT 26.83 1.12 0.21 0.58 1.10 1.00 474517.37

659 8240 1.87 38 y 33.44 0.39 0.21 0.96 1.30 1.00 100565.98 941359.35 941359.35 -0.00 -502207.69

z 33.44 1.43 0.34 0.37 1.10 1.00 100565.98 190072.28 190072.28 -0.00 0.00

LT 33.44 1.17 0.21 0.55 1.10 1.00 722166.16

490 1 1.22 39 y 45.50 1.10 0.21 0.60 1.10 1.50 54420.41 233441.99 155627.99 26602.72 0.00

z 45.50 1.10 0.21 0.60 1.10 1.50 54420.41 233441.99 155627.99 26602.72 0.00

LT 45.50 0.20 0.21 1.00 1.10 0.98 5992990.38

In questa tabella vengono riportati i principali parametri per la verifica di resistenza e di instabilità sia flessionale che laterale torsionale della membratura. Le intestazioni delle colonne hanno il seguente significato:


126

Classe classe del profilo; Cmb. combinazione dei carichi a cui si riferiscono i dati e che ha determinato il minimo fattore di sicurezza SF; Il fattore di sicurezza è per azioni biassiali e combiante minimo tra tutti i criteri di verifica.

Lambda snellezza adimensionale; Alfa fattore di imperfezione: Chi fattore di riduzione; Beta fattore di momento uniforme; Kappa fattore di riduzione per instabilità; Mcr momento critico elastico; Nr resistenza assiale; Mr Resistenza flessionale; Mri Momento resistente per instabilità; Ne Azione assiale agente in questa verifica; Me Momento agente in questa verifica.

I dati per ogni elemento sono disposti su tre righe per le azioni sui piani yy, zz e laterale-torsionale (LT).

I dati per i profili accoppiati non sono riportati in questa tabella.

Si rimanda alla tabella sinottica dei criteri di resistenza per tutti i valori dei coefficienti di sicurezza per azioni combinate.

Parametri di verifica resistenza e instabilità a taglio Elemento SF Cmb. Tau (kg/cm2) Lambda Kappa Vri (kg) Vry (kg) Vrz (kg) Vey (kg) Vez (kg)

491 >10 40 158.88 0.28 5.34 121658.92 48350.18 19660.82 0.00 2582.31

577 >10 40 158.88 0.33 5.34 167205.36 66956.69 26803.46 0.00 4249.27

653 >10 40 158.88 0.47 5.34 249273.68 46637.14 32807.44 0.00 4347.90

541 >10 40 158.88 0.41 5.34 155069.73 29099.21 20813.15 0.00 3588.57

659 >10 40 158.88 0.45 5.34 206771.74 40532.18 28403.65 0.00 4969.48

490 >10 40 158.88 0.32 5.34 98129.12 12159.75 11417.28 0.00 0.00

In questa tabella vengono riportati i principali parametri per la verifica di resistenza e di instabilità a taglio. Per la verifica di instabilità si impiega il metodo della resistenza post-critica. Le intestazioni delle colonne hanno il seguente significato: Tau tensione resistente post-critica; Lambda snellezza dell'anima; Kappa fattore di imbozzamento a taglio; Vri taglio resistente da instabilità; Vry e Vrz tagli resistenti; Vey e Vez azioni di taglio per questa verifica.

Si rimanda alla tabella sinottica dei criteri di resistenza per tutti i valori dei coefficienti di sicurezza per azioni combinate.

Classificazione profilo Elemento Classe Elm Comb w/t s0 (kg/cm2) s1 (kg/cm2) k lbd scrt (kg/cm2) w/t_crt f.rid

491 1 1 40 7.22 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

577 1 1 40 8.20 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

653 1 1 40 5.15 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

541 1 1 40 4.47 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

659 1 1 40 4.59 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

490 1 1 40 4.47 -2804.22 -2804.22 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

In questa tabella vengono riportati, per i profili degli elementi Elemento di classe Classe i parametri relativi all'elemento Elm del profilo che per la combinazione di carico Comb appartiene alla classe più elevata. Viene riportato il rapporto larghezza/spessore w/t, le tensioni s0 e s1 agli estremi dell'elemento della sezione, il coefficiente di imbozzamento k, di snellezza lbd, la tensione critica scrt il rapporto critico larghezza/spessore wt_crt e il fattore di riduzione dell'area per sezione in classe 4


127

Rappresentazione generale delle verifiche ante inserimento ritegni torsionali:

La rappresentazione evidenzia un problema di verifica di instabilità flesso-torsionale per diversi elementi, con fattore di sfruttamento che raggiunge il valore 1,41. Tutte le altre verifiche risultano soddisfatte, pertanto si applicano ritegni torsionali intermedi sulle travi non completamente verificate (quelle evidenziate in rosso nella rappresentazione grafica). Si riporta di seguito la rappresentazione dei dati inseriti per la verifica di una trave IPE 240, dalla quale risulta evidente l’applicazione di un ritegno torsionale a metà della lunghezza della trave. Esempio inserimento dati per ritegni torsionali:


128

Verifica connessioni a taglio:

Valutazione azione di taglio massima Come indicato in precedenza, e meglio rappresentato nella seguente immagine, il massimo valore di taglio determinato è pari a 7724 daN. A favore di sicurezza tale valore viene considerato sia per la verifica dell’ancoraggio della trave in acciaio su struttura in c.a. che per la verifica di giunzione fra le travi. Si osserva comunque che quest’ultima verifica è teorica in quanto le necessità operative di montaggio dei telai hanno condotto alla scelta di un particolare costruttivo che elimina di fatto il giunto trave-trave a taglio e tale sollecitazione viene trasmessa come carico assiale direttamente alla sommità dei pilastri.

Verifica ancoraggio acciaio-c.a.


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130

Verifica giunto trave-trave Si verifica il giunto bullonato resistente a taglio; si prevedono n.4 bulloni M16 agenti su singola sezione di taglio (ipotesi piano di taglio su parte filettata): Fv,Rd = 0,6 * ftb * Ares / γM2 = 0,6 * 8000 * (4*1,57) / 1,25 = 24115 daN > FEd (verificato)


131

Verifiche SLE spostamenti verticali:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.1 delle NTC 2008 si deve eseguire il controllo del rapporto fra l’abbassamento e la lunghezza degli elementi. Per gli elementi a supporto dei solai interpiano gli abbassamenti per la combinazione caratteristica delle azioni (G + Qscuola) devono essere inferiori a 1/250 della lunghezza degli elementi e gli abbassamenti per l’azione caratteristica Qscuola devono essere inferiori a 1/350 della stessa lunghezza. Per gli elementi a supporto del solaio di copertura gli abbassamenti per la combinazione caratteristica delle azioni (G + Qneve) devono essere inferiori a 1/250 della lunghezza degli elementi e gli abbassamenti per l’azione caratteristica Qneve devono essere inferiori a 1/350 della stessa lunghezza.

Rappresentazione abbassamenti per carico (G + Qscuola + Qneve):

Rappresentazione abbassamenti per carico (Qscuola + Qneve):


132

Si riporta ora una tabella sintetica degli abbassamenti massimi per ciascuna tipologia di profilato prevista in progetto, cui vengono associati la lunghezza della trave corrispondente e il rapporto lunghezza/freccia. Si può vedere che il massimo rapporto per la combinazione caratteristica delle azioni (G + Qscuola + Qneve) è 1/357, mentre il massimo rapporto per la combinazione caratteristica delle azioni (Qscuola + Qneve) è 1/1155. In entrambi i casi la prestazione si ritiene soddisfacente.

G + Qscuola + Qneve Qscuola + Qneve

freccia max f 1,083 0,340lunghezza L 461,5 461,5rapporto L/f 426 1357freccia max f 0,840 0,256lunghezza L 334 334rapporto L/f 398 1305freccia max f 0,759 0,190lunghezza L 331 269rapporto L/f 436 1416freccia max f 0,926 0,316lunghezza L 365 365rapporto L/f 394 1155freccia max f 0,826 0,255lunghezza L 295 295rapporto L/f 357 1157

HEA

200

HEA

160

Combinazione di carico

IPE

270

Tipo profilato

IPE

240

IPE

200


133

5.15 Verifiche solai modificati

Procedura adottata: Come descritto in precedenza si sono eseguite le verifiche a flessione e a taglio dei solai esistenti in quanto si è appurato che spesso le armature di progetto risultavano carenti ed inoltre durante la campagna indagini buona parte dei solai ha mostrato spessore inferiore a quello di progetto. I solai sono in laterocemento con travetti larghi 10 cm, posti ad interasse di 40 cm, assemblati in stabilimento in pannelli da 80 cm di larghezza e completati con getto di calcestruzzo in sito. Gli spessori di progetto erano (24+5) cm per i solai di calpestio e (24+4) cm per tutti i solai di copertura, sia orizzontali che inclinati. In sito si è rilevato che lo spessore di progetto è stato rispettato solamente per il solaio di calpestio sopra il piano interrato, per la copertura inclinata dell’Aula Magna e per la porzione Nord del solaio orizzontale di copertura. Per ogni tipologia di solaio e per ogni diversa armatura sono state valutate le resistenze a flessione e a taglio. Queste sono poi state confrontate con i valori di progetto per le diverse campate, generalmente considerate su semplici appoggi in quanto le armature superiori presenti agli appoggi intermedi risultano troppo corte per soddisfare le verifiche a momento flettente negativo. Per alcune campate minori, facenti parte di solai a campate continue, è stato ammesso un vincolo interno di parziale incastro agli appoggi intermedi (grado di incastro circa 30%). Si riportano le piante dei tre orizzontamenti con l’indicazione in rosso delle campate in cui sono state rilevate carenze di resistenza a flessione o a taglio. Per tali campate, su richiesta del RUP e dell’Amministrazione Comunale, si è proceduto a progettare telai rompitratta in acciaio. La posizione dei telai è stata studiata in modo che le armature esistenti nei solai, quasi sempre piegate alle estremità, risultassero sufficienti a soddisfare le verifiche sia a flessione che a taglio. Successivamente si riportano le verifiche eseguite per le due campate più significative del solaio di calpestio principale. Pianta solaio di calpestio su piano interrato:


134

Pianta solaio di calpestio su piano terra e solaio di copertura inclinato Aula Magna:


135

Pianta solaio di copertura (solaio piano di sottotetto su piano primo):


136

Verifiche solaio di calpestio L = 625 cm – H = (20+5) cm: Dai sondaggi risulta che il solaio è spesso (20+5)cm. Le armature di progetto, cui si fa riferimento nei calcoli seguenti, sono valutate per interassi di 80 cm e comprendono due travelli di larghezza 10 cm ciascuno. Secondo i principi enunciati in precedenza le caratteristiche considerate per i materiali sono: Calcestruzzo a flessione fcd = (fcm

/ FC) * αcc = (24,2 / 1,2) * 0,85 = 17,1 N/mm2 Calcestruzzo a taglio fcd = fcm / (FC * γM) = 24,2 / (1,2 * 1,5) = 13,4 N/mm2 Acciaio a flessione fyd = fym / FC = 400,0 / 1,20 = 333,3 N/mm2 Acciaio a taglio fyd = fym / (FC * γM) = 400,0 / (1,20 * 1,15) = 289,9 N/mm2

Pianta con individuazione solaio e armature: Il solaio in oggetto si trova all’estremità dell’ala Nord, a sinistra. La successiva verifica riguarda la campata a destra, di lunghezza ancora maggiore.

Momento flettente resistente alle estremità (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8):


137

Momento flettente resistente in campata (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8 + 1φ10):

Taglio resistente alle estremità (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8, assente armatura trasversale):

Verifiche situazione post-intervento: Si intende realizzare un telaio rompitratta esattamente in mezzeria della campata attuale. Si riportano di seguito la valutazione del momento flettente e del taglio di progetto. Tali valori sono poi confrontati con con il momento flettente e il taglio resistenti.

Carico allo SLU: qSLU = (1,3 G1 + 1,5 G2 + 1,5 Qscuola) * b = (1,3*300 + 1,5*255 + 1,5*300) * 0,80 = 978 daN/m

GeometriaH totale = 250 mmcopriferro = 20 mmbw = 200 mm (larghezza travetti)Asl = 157 mm2 (armatura longitudinale a trazione)d = 230 mm (altezza utile sezione)ρl = 0,003 (rapporto geometrico di armatura < 0,02)

Calcestruzzofcm/(FC*γ) = 13,4 N/mm2

γc = 1,5σcp = 0 N/mm2 (compressione)

Verifichek = 1,933 (<2) 1,933vmin = 0,344

VRd = 17707 N = 1771 daN

Con valore minimo VRd = 1771 daN

VRd = 15833 N = 1583 daN


138

Momento flettente massimo per campate post-intervento: Md = qSLU * L2 / 8 = 978 * 2,9752 / 8 = 1082 daNm

Taglio massimo per campate post-intervento: Vd = qSLU * L / 2 = 978 * 2,975 / 2 = 1455 daN Confronto valori di momento flettente:

Il diagramma del momento flettente di progetto risulta all’interno del diagramma del momento flettente resistente. La verifica a flessione è soddisfatta. Confronto valori di taglio: Risulta Vd = 1455 daN < VRd = 1771 daN pertanto la verifica a taglio è soddisfatta. Verifiche solaio di calpestio L = 690 cm – H = (20+5) cm: Le caratteristiche geometriche e i materiali sono gli stessi indicati per la verifica precedente.

Momento flettente resistente alle estremità (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8): MRd = 1190 daNm

Momento flettente resistente in campata (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8 + 1φ10 + 1φ12):


139

Taglio resistente alle estremità (armatura inferiore 2φ6 + 2φ8, assente armatura trasversale): VRd = 1771 daN

Verifiche situazione post-intervento: Si intende realizzare un telaio rompitratta spostato rispetto alla mezzeria della campata attuale, al fine di “coprire” i diagrammi di sollecitazione di progetto sfruttando la presenza delle travi esistenti agli appoggi laterali. Si riportano di seguito la valutazione del momento flettente e del taglio di progetto. Tali valori sono poi confrontati con con il momento flettente e il taglio resistenti.

Carico allo SLU: qSLU = (1,3 G1 + 1,5 G2 + 1,5 Qscuola) * b = (1,3*300 + 1,5*255 + 1,5*300) * 0,80 = 978 daN/m

Momento flettente massimo per campate post-intervento (determinato su luce netta campate): Md = qSLU * L2 / 8 = 978 * 3,1252 / 8 = 1194 daNm

Taglio massimo per campate post-intervento: Vd = qSLU * L / 2 = 978 * 3,125 / 2 = 1528 daN Confronto valori di momento flettente:

Il diagramma del momento flettente di progetto risulta all’interno del diagramma del momento flettente resistente. La verifica a flessione è soddisfatta. Confronto valori di taglio: Risulta Vd = 1528 daN < VRd = 1771 daN pertanto la verifica a taglio è soddisfatta.


140

5.16 Verifiche organizzazione solai

Premesse: L’azione del taglio sismico ai diversi piani viene ripartita tra le pareti resistenti per mezzo dell’azione irrigidente dei solai con soletta in calcestruzzo armato. Il taglio cui viene sottoposta la soletta è affidato ad un sistema tirante-puntone costituito da armatura metallica presente nel solaio e dal calcestruzzo della soletta stessa. Considerando che il puntone compresso di calcestruzzo presenti un’inclinazione di circa 45° rispetto al piano della parete su cui viene scaricata l’azione tagliante, si determina che la trazione sull’elemento di armatura ortogonale alla parete stessa è pari all’azione di taglio. Per la valutazione della capacità resistente del solaio a trazione si tiene conto di tutte le risorse disponibili: armature trasversali della soletta (3 barre φ6 al m), armature longitudinali dei travetti non necessarie a riprendere la sollecitazione flettente e armature compresse presenti nelle travi che intercettano ortogonalmente l’allineamento di interesse. Laddove le risorse del solaio non siano sufficienti si prevede di intervenire applicando elementi tiranti all’intradosso del solaio. Ai sensi del par. 7.3.6.1 delle NTC 2008 l’azione di calcolo per la verifica dell’orizzontamento è determinata incrementando del 30% l’azione derivante dall’analisi. Si riporta di seguito una sintesi delle rappresentazioni delle tensioni tangenziali sismiche nei solai, espresse in daN/cm2. Per una maggiore comprensione della direzione delle tensioni si analizzano separatamente le azioni in direzione X e quelle in direzione Y, sempre incrementate del 30%. Si riporta successivamente un estratto delle verifiche eseguite per il solaio alla quota inferiore, il quale presenta i massimi valori di tensione tangenziale.

Tensioni tangenziali nel solaio inferiore per sisma in direzione X:


141

Tensioni tangenziali nel solaio inferiore per sisma in direzione Y:

Sintesi valutazioni per sisma in direzione X: Si fa riferimento all’allineamento entro la casella rettangolare della rappresentazione grafica per sisma in direzione X. Il taglio totale lungo l’allineamento è pari alla tensione media moltiplicato per lo spessore della soletta e per la lunghezza della porzione di solaio interessata: Ttot = [(10,6+16,0)/2] * 5,0 * 1430 = 95095 daN Per quanto esposto in precedenza il valore del taglio è pari al valore della trazione che deve essere ripresa dalle armature ortogonali all’allineamento in esame: Ttot = Ntot

Nel caso specifico il solaio è ordito ortogonalmente all’allineamento; si valuta pertanto se risulti disponibile allo scopo una parte dell’armatura presente nei travetti. Il solaio, dopo l’intervento di inserimento del telaio rompitratta, presenta campate di lunghezza pari a 510 / 2 = 255 cm. Il momento flettente risulta: Md = qSLU * L2 / 8 = 978 * 2,552 / 8 = 795 daNm Si valuta che la sezione di calcestruzzo sull’interasse di 80 cm (H = 24+4cm, materiali indicati in precedenza) necessita di 0,90 cm2 di acciaio (MR = 804 daNm). Su tale interasse il solaio presenta armatura costituita da 4 barre φ8, pari a 2,00 cm2. Si possono considerare disponibili 1,1 cm2/int di acciaio, pari a (1,1 / 0,80) * 14,30 = 19,66 cm2 complessivi lungo l’allineamento. Considerando lo snervamento per meccanismi fragili, in quanto si sta valutando una sollecitazione di taglio, la tensione di calcolo dell’acciaio risulta: fyd = fym / (FC * γM) = 400,0 / (1,20 * 1,15) = 289,9 N/mm2 = 2899 daN/cm2 Il contributo dell’acciaio presente e disponibile nel solaio è: Nsolaio = 19,66 * 2899 = 56994 daN Restano pertanto da riprendere con tiranti aggiuntivi: Ntiranti = Ntot – Nsolaio = 95095 - 56994 = 38101 daN


142

La specifica situazione suggerisce di applicare tiranti costituiti da nastri in CFRP in corrispondenza dei travetti, collegati alle pareti perimetrali con fiocchi-connettori dello stesso materiale. Si prevede di utilizzare nastri di sezione 17 mm2 con resistenza a trazione ≥ 3500 N/mm2. Proprietà del materiale: R = η* Nk / γM = ηa * ηI * Nk / γM = 0,95 * 0,80 * 3500 / 1,50 = 1773 N/mm2

Resistenza nastro: NR = (R * A) / γRd = 1773 * 17,0 / 1,0 = 30146 N ≅ 3015 daN Resistenza fiocco: dichiarata 45 kN ma consigliata 15 kN = 1500 daN Ciascun nastro sarà ancorato con 2 fiocchi posti a “coda di rondine” e la resistenza considerata è pari a 3000 daN. Il numero di nastri-tiranti necessario risulta: n = Ntiranti / NR = 38101 / 3000 = 12,7 → 13 nastri Sintesi valutazioni per sisma in direzione Y: Si fa riferimento all’allineamento entro la casella rettangolare della rappresentazione grafica per sisma in direzione Y. Il taglio totale lungo l’allineamento è pari alla tensione media moltiplicato per lo spessore della soletta e per la lunghezza della porzione di solaio interessata: Ttot = [(6,3+11,7)/2] * 5,0 * 745 = 33525 daN Per quanto esposto in precedenza il valore del taglio è pari al valore della trazione che deve essere ripresa dalle armature ortogonali all’allineamento in esame: Ttot = Ntot

Nel caso specifico il solaio è ordito parallelamente all’allineamento e presenta 3 barre trasversali φ6 al m, quindi nella direzione utile a riprendere una parte della trazione. Considerando le armature presenti unicamente sulle campate di solaio (non in corrispondenza delle travi) la sezione utile di acciaio è pari a 3 * 0,28 * (4,60 + 1,80) = 5,38 cm2 Il contributo dell’acciaio presente e disponibile nel solaio è: Nsolaio = 5,38 * 2899 = 15585 daN

L’allineamento è inoltre intercettato ortogonalmente da una trave in c.a. che presenta armatura compressa per una sezione di almeno 3 barre φ12, pari a 3,39 cm2. Il contributo dell’acciaio presente e disponibile nella trave è: Nsolaio = 3,39 * 2899 = 9828 daN Restano pertanto da riprendere con tiranti aggiuntivi: Ntiranti = Ntot – Nsolaio – Ntrave = 33525 – 15585 – 9828 = 8112 daN La specifica situazione suggerisce di applicare tiranti in piatto d’acciaio fissati con ancoranti chimici a tutti i travetti del solaio intercettati e saldati alle estremità su piastre inghisate nelle pareti in c.a.. Si prevede di utilizzare piatti in acciaio S275 di sezione 100x5 mm con fori φ13 per gli ancoraggi. La verifica a trazione secondo NTC2008 fornisce i valori: Npl,Rd = A * fyk / γM0 = 5,0 * 2750 / 1,05 = 13095 daN/cm2 Nu,Rd = 0,9 * Anet * ftk / γM2 = 0,9 * 4,35 * 4300 / 1,25 = 13467 daN/cm2 Si assume come resistenza del tirante la minore delle due, pertanto pari a 13095 daN. Il numero di tiranti necessario risulta: n = Ntiranti / NRd = 8112 / 13095 = 0,6 → 1 tirante

La saldatura d’estremità avrà sezione di gola 200*3,5 mm, la tensione sulla sezione ribaltata risulta: τ⊥ = NRd / Asald = 13095 / (20,0 * 0,35) = 1871 daN/cm2


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La verifica della saldatura secondo NTC2008 impone per il caso specifico: τ⊥ ≤ β1 * fyk che inserendo i dati fornisce: 1871 < 0,70 * 2750 = 1925 daN/cm2 verifica soddisfatta


144

5.17 Verifiche pressioni sul terreno (SLU GEO)

Premesse:

I seguenti grafici illustrano le pressioni sul terreno per la combinazione di carico più sollecitante tra quelle dell’elenco riportato in precedenza per le verifiche geotecniche (GEO). Esse sono determinate con riferimento alla costante elastica di Winkler KW = 5,0 daN/cm3. Per maggiore chiarezza interpretativa si riportano le verifiche suddivise per tipologia di fondazione e per quota di impostazione.

Fondazioni nuove per telai in acciaio al piano interrato:

Si deve verificare che: Rd / Fd > γR

Eseguendo le verifiche geotecniche secondo l’approccio 2, considerando il valore Rd determinato nella relazione geotecnica per la tipologia di fondazioni in oggetto, si ottiene:

Rd / Fd = 7,10 / 2,58 = 2,75 > 2,3 Il coeff. di sicurezza risulta pari a: 2,75 / 2,3 = 1,20.

Fondazioni nuove ed esistenti per pareti in c.a. al piano interrato:





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Fondazioni esistenti a plinti per pilastri al piano interrato:

La scala di rappresentazione e il valore di pressione massima sono riferiti alla globalità dei plinti presenti. Il massimo valore per i plinti del piano interrato è pari a 2,17 daN/cm2 (secondo plinto da destra, vedere scala di colori).




Fondazioni nuove per telai in acciaio al piano terra:


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Il valore massimo di pressione (2,50 daN/cm2) risulta puntuale, all’estremo N-E (in alto a destra nella rappresentazione in pianta), esattamente all’intersezione con la fondazione ortogonale del setto S1. Tale fondazione presenta maggiori dimensioni e la verifica è soddisfatta, come si può vedere dalla verifica successiva a questa. Ad esclusione di tale punto il massimo valore per la fondazione in oggetto è pari a 2,20 daN/cm2. Per le nuove fondazioni dei telai in acciaio al piano terra si ritiene di poter procedere con la verifica per tale valore di pressione massima.




Fondazioni pareti in c.a. al piano terra:





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Fondazioni esistenti a plinti per pilastri al piano terra:





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5.18 Verifiche compatibilità spostamenti fra corpi distinti

Verifiche giunto antisismico fra Corpo centrale e Corpo spogliatoi-palestra: Il Corpo centrale e il Corpo spogliatoi-palestra sono fra loro separati, fuori terra, per mezzo di un giunto tecnico antisismico dello spessore di 8,0 cm. Nel presente paragrafo si vuole verificare se tale giunto sia sufficiente ad evitare il “martellamento” fra diversi edifici in fase sismica. Si riportano di seguito i massimi spostamenti attesi in sommità in direzione X per i due fabbricati (a favore di sicurezza vengono rilevati gli spostamenti in sommità anche per il Corpo centrale, a quota superiore rispetto al Corpo spogliatoi-palestra) e successivamente, considerando gli stessi in opposizione di fase, si esegue la loro somma e la si confronta con la dimensione del giunto prevista in progetto:

Spostamento delle opere allo SLV in direzione X (par. 7.3.3.3 delle NTC 2008): Corpo centrale dcentrale = 0,43 cm; q = 2,4; (T1 = 0,41) < (TC = 0,47) → µd = 2,60 dE centrale = µd * dcentrale = 0,43 * 2,60 = 1,12 cm Corpo spogliatoi-palestra dpalestra = 3,85 cm; q = 1,6; (T1 = 1,08) > (TC = 0,47) → µd = 1,6 dE palestra = µd * dpalestra = 3,85 * 1,6 = 6,16 cm

Verifica ampiezza giunto: Massimo spostamento relativo drel = dE centrale + dE palestra = 1,12 + 6,16 = 7,28 cm Spessore del giunto t = 8,0 cm Verifica t = 8,0 cm > 7,28 cm = drel → verifica soddisfatta

Verifiche giunto antisismico fra Corpo centrale e Corpo uffici Il Corpo centrale e il Corpo uffici sono fra loro separati, fuori terra, per mezzo di un giunto tecnico antisismico dello spessore di 10,0 cm. Nel presente paragrafo si vuole verificare se tale giunto sia sufficiente ad evitare il “martellamento” fra diversi edifici in fase sismica. Vista la conformazione del giunto si analizzano gli spostamenti dei fabbricati sia in direzione X che in direzione Y. Si riportano di seguito i massimi spostamenti attesi in sommità per i due fabbricati e successivamente, considerando gli stessi in opposizione di fase, si esegue la loro somma e la si confronta con la dimensione del giunto prevista in progetto:

Spostamento delle opere allo SLV in direzione X (par. 7.3.3.3 delle NTC 2008): Corpo centrale dcentrale = 0,43 cm; q = 2,4; (T1 = 0,41) < (TC = 0,47) → µd = 2,60 dE centrale = µd * dcentrale = 0,43 * 2,60 = 1,12 cm Corpo uffici duffici = 5,40 cm; q = 1,6; (T1 = 0,85) > (TC = 0,47) → µd = 1,6 dE uffici = µd * duffici = 5,40 * 1,6 = 8,64 cm

Verifica ampiezza giunto in direzione X: Massimo spostamento relativo drel = dE centrale + dE uffici = 1,12 + 8,64 = 9,76 cm Spessore del giunto t = 10,0 cm Verifica t = 10,0 cm > 9,76 cm = drel → verifica soddisfatta


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Spostamento delle opere allo SLV in direzione Y (par. 7.3.3.3 delle NTC 2008): Corpo centrale dcentrale = 1,73 cm; q = 2,4; (T1 = 0,41) < (TC = 0,47) → µd = 2,60 dE centrale = µd * dcentrale = 1,73 * 2,60 = 4,50 cm Corpo Uffici duffici = 1,99 cm; q = 1,6; (T1 = 0,85) > (TC = 0,47) → µd = 1,6 dE uffici = µd * duffici = 1,99 * 1,6 = 3,18 cm

Verifica ampiezza giunto in direzione Y: Massimo spostamento relativo drel = dE centrale + dE uffici = 4,50 + 3,18 = 7,68 cm Spessore del giunto t = 10,0 cm Verifica t = 10,0 cm > 7,68 cm = drel → verifica soddisfatta


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5.19 Verifiche collegamento tamponature e partizioni

Le tamponature perimetrali risultano realizzate con doppio paramento: una parete in laterizio forato spessa 8 cm all’interno e una parete in laterizio semipieno spessa 12 cm all’esterno, separate da un’intercapedine di 10 cm ed intonacate sui due lati. Le principali partizioni interne, ad esclusione della tipologia che sarà rimossa per far spazio alle pareti in c.a., sono in laterizio semipieno dello spessore di 12 cm, intonacate sui due lati. A prescindere dalla sostanziale identica resistenza e dell’analogo collegamento alle strutture, le tamponature rispetto alle partizioni presentano una maggiore massa e quindi si esegue una verifica per esse.

Secondo le NTC2008 la forza sismica applicata agli elementi non strutturali si determina con l’espressione:

Fa = (Sa Wa) / qa

in cui: Sa = accelerazione massima adimensionalizzata rispetto a quella di gravità Wa = peso dell’elemento

qa = fattore di struttura dell’elemento

Si può considerare: Sa = α S {[3 (1 + Z/H)] / [1 + (1 – Ta/T1)2] - 0,5}

con α = rapporto ag/g su sottosuolo di tipo A S = SS * ST Ta = periodo fondamentale di vibrazione dell’elemento non strutturale T1 = periodo fondamentale di vibrazione della costruzione nella direzione considerata Z = quota del baricentro dell’elemento non strutturale dal piano fondazione H = altezza della costruzione dal piano fondazione

Considerando le pareti di tamponamento al piano superiore, maggiormente sollecitate rispetto a quelle al piano inferiore, le grandezze sopra indicate assumono i valori: α = 0,204 S = 1,196 Ta = (2 π h2 / α) * (µ A / E I)0,5 = 0,031 T1 = 0,407 Z = 5,80 m H = 7,65 m

Pertanto si determinano: Sa = 0,573 Wa = 3,25 * 270 = 878 daN (tamponatura larga 1,0 m e alta 2,70 m)

qa = 2,0 (pareti interne ed esterne, tramezzature e facciate)

La forza su una fascia verticale di tamponatura larga 1,0 m risulta: Fa = 0,573 * 878 / 2,0 = 252 daN

Si noti che Ta è stato calcolato per asta verticale incernierata ai solai, di larghezza 1 m e spessore 30 cm, quindi con paramenti interno ed esterno collegati fra loro.


151

Lungo la via d’esodo, in corrispondenza del vano scala, si prevede di realizzare una connessione del tamponamento alle strutture superiore e inferiore del tipo a secco, con barre elicoidali in acciaio inox. Si intende utilizzare lo stesso tipo di connessione per solidarizzare i due paramenti del tamponamento. Per assorbire le azioni fuori dal piano si prevede un presidio antiribaltamento costituito da intonaco sottile armato con rete in CFRP sul lato interno. L’impossibilità di intervenire esternamente sull’intera superficie induce a realizzare un parziale placcaggio verticale con rete in fibra di carbonio, in corrispondenza dell’unione fra tamponamento e pilastro in c.a..

La forza attesa alle estremità della parete è pari a Fa / 2 = 252 / 2 ≅ 130 daN Trascurando, a favore di sicurezza, l’attrito fra tamponamento e struttura e l’effetto di collegamento dell’intonaco armato sottile, l’intera forza si può considerare affidata alle barre di connessione. Si prevede di utilizzare 2 barre incrociate per metro di sviluppo orizzontale, ciascuna delle quali presenta un carico di rottura a trazione/sfilamento di 180 daN sia su laterizio che su calcestruzzo. Anche se solamente una sola delle barre risultasse sollecitata, l’azione sarebbe comunque agevolmente ripresa. Per la solidarizzazione dei due paramenti si utilizzano 4 connessioni a metro quadrato, più che sufficienti a riprendere l’azione orizzontale associata alla massa del tamponamento.

Un intervento di solidarizzazione fra paramenti e di collegamento alla struttura in c.a., del tipo a secco con barre elicoidali, è previsto anche per i pannelli di tamponatura di maggiore dimensione, nell’ala Nord.

Per le partizioni interne di maggiore dimensione si prevede un intervento di collegamento perimetrale con rete in fibra di vetro, connettori a fiocco e malta cementizia bicomponente ad elevata duttilità, secondo la procedura proposta dal documento “Linee guida per riparazione e rafforzamento di elementi strutturali, tamponature e partizioni” predisposto da ReLUIS – Dipartimento Protezione Civile.

Il parapetto in muratura, alto circa 160 cm, presente al primo piano in corrispondenza della doppia altezza nell’area dell’ingresso principale non garantisce un’adeguata stabilità e non si conosce l’effettivo grado di connessione alle strutture in c.a.. Tali condizioni, per un parapetto che interesssa le vie di fuga di entrambi i piani, ne suggeriscono la demolizione e la sostituzione con un parapetto a struttura metallica ben ancorato ai pilastri in acciaio presenti agli angoli.


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5.20 Verifiche nuovi elementi su corpi adiacenti

Premesse: La realizzazione dei giunti tecnici, previsti dal progetto preliminare e necessari per intervenire con un adeguamento sismico sul corpo centrale principale, separa i due corpi laterali (corpo spogliatoi-palestra e corpo uffici), i quali beneficiano sicuramente di una notevole riduzione degli effetti torsionali dovuti alla notevole eccentricità complessiva iniziale. Tuttavia risulta per essi impossibile dimostrare un “miglioramento” sismico in quanto, pur riducendo l’eccentricità di ciascun corpo e rilevando un decremento delle azioni sismiche in direzione Y, la situazione post-giunto non risulta migliorativa in direzione X, sia in termini di forze che di spostamenti. Un intervento di miglioramento ad oggi non risulta realizzabile per insufficienza delle risorse disponibili. Sul corpo spogliatoi-palestra non sono previsti nuovi interventi, ma solamente la demolizione della porzione superiore alla copertura della parete attualmente in comune con il corpo centrale. Sul corpo uffici è necessario un modesto intervento a completamento della realizzazione del giunto, quale la realizzazione di un pilastro e di una breve trave di chiusura perimetrale a livello dei due solai. Tali nuovi elementi strutturali sono progettati come elementi non dissipativi dell’energia sismica, a meno della parte inferiore del pilastro, adeguatamente staffabile; saranno comunque armati in modo da conferire una certa duttilità. Tale scelta è conseguente al risultato di diverse analisi le quali hanno mostrato che, data la situazione del fabbricato, il raggiungimento di caratteristiche antisismiche richiederebbe il notevole irrobustimento di tali elementi, oltre che modifiche strutturali e distributive dal piano interrato alla sommità. Ciò causerebbe un’ulteriore aumento dell’eccentricità delle rigidezze (già concentrate nei pressi per la presenza delle pareti in calcestruzzo del vicino vano scale), pertanto non condurrebbe ad un “miglioramento” antisismico. Il complessivo intervento di “miglioramento” antisismico si intende rimandato in attesa del reperimento di risorse. Analisi statica e sismica del corpo uffici: Le analisi statica e sismica del corpo uffici vengono condotte in totale analogia a quelle precedenti. Il modello di calcolo è derivato da quello complessivo della situazione attuale, in cui sono inseriti i pochi nuovi elementi strutturali come elementi finiti a due nodi tipo “trave”, oltre che un modestissmo elemento di fondazione come “trave su suolo elastico alla Winkler”. Per il calcolo delle azioni sismiche si è nuovamente adottato q = 1,6 per i meccanismi duttili e q = 1,5 per quelli fragili. Le combinazioni dei carichi sono le stesse indicate in precedenza. Per l’analisi simica stati considerati i primi 6 modi di vibrare, i quali hanno condotto alla sollecitazione di circa il 97% della massa in entrambe le direzioni principali.


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Si riportano due immagini del modello adottato, i nuovi elementi sono in colore verde.


154

Principali diagrammi di sollecitazione dei nuovi elementi: Inviluppo M nei piani XZ Inviluppo T nei piani XZ

Inviluppo M nei piani YZ Inviluppo T nei piani YZ


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Verifiche degli elementi allo SLU Elementi Elemento Dal nodo Al nodo Offset estremo sinistro (cm) Offset estremo destro (cm) Lunghezza (cm)

x y z x y z

2 106 454 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 36.40

3 106 590 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 320.00

4 590 777 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 340.00

5 777 773 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 370.00

9 777 67 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 160.00

10 773 776 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 160.00

Sezioni (rettangolari) Elemento Materiale Altezza (cm) Base (cm)

2 40.00 50.00

3 25.00 30.00

4 25.00 25.00

5 25.00 25.00

9 25.00 25.00

10 25.00 25.00


2 2.01 15.50 0.00 0.00 31.90

2.01 15.50 20.50 4.50 27.40

2.01 -15.50 20.50 4.50 27.40

2.01 -15.50 0.00 0.00 31.90

2.01 -15.50 -20.50 4.50 27.40

2.01 15.50 -20.50 4.50 27.40

3 2.01 0.00 -8.00 256.00 64.00

2.01 0.00 8.00 256.00 64.00

2.01 8.00 0.00 0.00 300.00

2.01 8.00 10.50 0.00 300.00

2.01 -8.00 10.50 0.00 300.00

2.01 -8.00 0.00 0.00 300.00

2.01 -8.00 -10.50 0.00 300.00

2.01 8.00 -10.50 0.00 300.00

4 2.01 8.00 0.00 0.00 167.45

2.01 8.00 8.00 0.00 340.00

2.01 0.00 8.00 0.00 167.45

2.01 -8.00 8.00 0.00 340.00

2.01 -8.00 0.00 0.00 167.45

2.01 -8.00 -8.00 0.00 340.00

2.01 0.00 -8.00 0.00 167.45

2.01 8.00 -8.00 0.00 340.00


156

5 2.01 8.00 8.00 14.50 355.50

2.01 -8.00 8.00 14.50 355.50

2.01 -8.00 -8.00 14.50 355.50

2.01 8.00 -8.00 14.50 355.50

9 2.01 8.00 8.00 0.00 160.00

2.01 -8.00 8.00 0.00 160.00

2.01 -8.00 -8.00 0.00 160.00

2.01 8.00 -8.00 0.00 160.00

10 2.01 8.00 8.00 0.00 160.00

2.01 -8.00 8.00 0.00 160.00

2.01 -8.00 -8.00 0.00 160.00

2.01 8.00 -8.00 0.00 160.00


2 15.60 8.06 1.01 1.01 10.00

23.66 12.74 1.01 1.01 13.00

3 20.00 53.44 1.01 1.01 12.00

73.44 193.12 1.01 1.01 19.00

266.56 53.44 1.01 1.01 12.00

4 0.00 56.78 1.01 1.01 12.00

56.78 211.94 1.01 1.01 19.00

268.72 56.78 1.01 1.01 12.00

5 14.50 61.79 1.01 1.01 12.00

76.29 214.42 1.01 1.01 19.00

290.71 79.29 1.01 1.01 12.00

9 12.50 147.50 1.01 1.01 16.00

10 12.50 147.50 1.01 1.01 16.00

Verifica flessionale travi Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Mz (kgxcm) My (kgxcm) F.Sic. Comb.

9 17.00 -0.00 -26256.32 0.00 > 10.00 37

80.00 -0.00 -69124.00 0.00 4.11 37

144.00 -0.00 -24884.64 -0.00 > 10.00 37

10 17.00 -0.00 -24986.12 0.00 > 10.00 39

80.00 -0.00 -65780.00 0.00 4.36 39

144.00 -0.00 -23680.80 -0.00 > 10.00 39




3 32.00 -5397.57 184254.21 -40063.49 2.02 36

160.00 -5678.42 125112.35 1137.69 2.99 16

288.00 -573.50 150897.08 20176.03 3.51 10

4 34.00 1933.79 -350192.77 -37917.46 1.50 1

170.00 1721.29 -194551.54 -21065.26 2.70 1

306.00 1508.79 -38910.31 -4213.05 7.65 1

5 57.27 4167.92 0.00 0.00 > 10.00 2

185.00 3968.33 0.00 0.00 > 10.00 2

333.00 3737.08 0.00 0.00 > 10.00 2


157





2 20.10 197393.53 749988.01 3.80 1

20.10 197393.53 749988.01 3.80 1

31.90 252085.13 752698.91 2.99 1


Gamma Rd 1.10


Verifica taglio travi Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.

9 17.00 0.00 4936.36 0.00 11271.02 2.48 2.28 sys

80.00 0.00 3974.83 0.00 11271.02 2.48 2.84 sys

144.00 0.00 4760.85 0.00 11271.02 2.48 2.37 sys

10 17.00 -0.00 4822.10 0.00 11271.02 2.48 2.34 sys

80.00 -0.00 3964.51 0.00 11271.02 2.48 2.84 sys

144.00 -0.00 4665.56 0.00 11271.02 2.48 2.42 sys



Verifica taglio pilastri Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.

3 32.00 2424.55 0.00 4513.11 15965.87 2.12 3.54 sys

160.00 2424.55 3659.00 0.00 9549.87 2.50 2.61 sys

288.00 2424.55 0.00 4513.11 15965.87 2.12 3.54 sys

4 34.00 3478.65 2980.29 0.00 12961.47 2.14 4.35 sys

170.00 3478.65 2980.29 0.00 9549.87 2.50 3.20 sys

306.00 3478.65 2980.29 0.00 12961.47 2.14 4.35 sys

5 37.00 1896.09 1956.64 0.00 12824.49 2.12 6.55 sys

185.00 1896.09 1956.64 0.00 9549.87 2.50 4.88 sys

333.00 1896.09 1956.64 0.00 12824.49 2.12 6.55 sys




158


2 20.10 7108.84 31422.10 4.42 1

20.10 7108.84 31422.10 4.42 1

31.90 5182.96 24177.30 4.66 11


Gamma Rd 1.10



2 F 20.10 1 164378.45 333325.66 7109.00 31422.10 1.39

20.10 1 164378.45 333325.66 7109.00 31422.10 1.39

31.90 9 177399.15 333325.66 4203.23 24186.97 1.42

3 P 32.00 10 5493.32 202045.62 790.36 14783.04 > 10.00

160.00 10 5493.32 183520.76 222.95 13749.38 > 10.00

288.00 10 5493.32 191202.55 790.36 13828.52 > 10.00

4 P 34.00 36 -46012.92 124587.19 1146.92 11096.88 2.12

170.00 36 -46012.92 112101.52 1146.92 9212.01 1.87

306.00 9 45698.96 115996.33 1147.34 10364.15 1.98

5 P 37.00 1 0.00 159263.09 0.00 0.00 > 10.00

185.00 1 0.00 148445.68 0.00 0.00 > 10.00

333.00 1 0.00 159263.09 0.00 0.00 > 10.00

9 T 17.00 37 0.00 101326.30 1360.88 11271.02 8.28

80.00 1 0.00 153250.98 0.00 13682.67 > 10.00

144.00 37 0.00 101326.30 1382.48 11271.02 8.15

10 T 17.00 39 0.00 101326.30 1295.04 11271.02 8.70

80.00 1 0.00 153250.98 0.00 12067.37 > 10.00

144.00 39 0.00 101326.30 1315.60 11271.02 8.57




159

Verifiche degli elementi allo SLE 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

2 20.10 0.01 243.06 17551.99 1851.24 449157.02 541482.30 1 qprm

20.10 0.01 243.06 17699.24 1849.38 449157.02 541482.30 5 freq

20.10 0.01 243.06 17551.99 1851.24 449157.02 541482.30 1 qprm

20.10 0.01 243.06 17699.24 1849.38 449157.02 541482.30 5 freq

31.90 0.01 243.06 34524.02 2693.58 449157.02 541482.30 1 qprm

31.90 0.01 243.06 34784.04 2691.19 449157.02 541482.30 5 freq

3 32.00 0.00 142.16 -4956.36 -20376.59 90514.60 108617.52 1 qprm

32.00 0.00 142.16 -5190.41 -20525.57 90514.60 108617.52 4 freq

288.00 0.00 142.16 3777.29 17476.49 117350.17 134300.00 1 qprm

288.00 0.00 142.16 4113.80 17613.15 117350.17 134300.00 4 freq

9 17.00 0.01 160.47 -18551.57 0.00 93319.22 93319.22 1 qprm

17.00 0.01 160.47 -18551.57 0.00 93319.22 93319.22 4 freq

80.00 0.04 160.47 -48840.00 -0.00 93319.22 93319.22 2 qprm

80.00 0.04 160.47 -48840.00 -0.00 93319.22 93319.22 6 freq

144.00 0.01 160.47 -17582.40 -0.00 93319.22 93319.22 1 qprm

144.00 0.01 160.47 -17582.40 -0.00 93319.22 93319.22 3 freq

10 17.00 0.01 160.47 -16545.99 0.00 93319.22 93319.22 1 qprm

17.00 0.01 160.47 -16959.26 0.00 93319.22 93319.22 5 freq

80.00 0.03 160.47 -43560.00 0.00 93319.22 93319.22 1 qprm

80.00 0.03 160.47 -44648.00 0.00 93319.22 93319.22 5 freq

144.00 0.01 160.47 -15681.60 -0.00 93319.22 93319.22 2 qprm

144.00 0.01 160.47 -16073.28 -0.00 93319.22 93319.22 5 freq

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.

2 20.10 -2.42 18251.94 1828.23 9 -2.34 17551.99 1851.24 1

20.10 -2.42 18251.94 1828.23 9 -2.34 17551.99 1851.24 1

31.90 -4.61 36007.36 2632.68 9 -4.45 34524.02 2693.58 1

3 32.00 -9.91 -6226.66 -21339.49 8 -9.13 -4956.36 -20376.59 1

160.00 -3.00 -480.23 -1372.63 9 -2.94 -589.54 -1450.05 1

288.00 -8.66 5607.21 18492.61 8 -7.65 3777.29 17476.49 1

4 34.00 -7.49 1868.69 -4900.12 9 -7.20 1869.06 -4636.54 1

170.00 -7.35 1038.16 -2722.29 9 -7.06 1038.37 -2575.85 1

306.00 -6.13 207.63 -544.46 9 -5.88 207.67 -515.17 1

5 58.33 -3.00 0.00 0.00 9 -2.78 0.00 0.00 2

185.00 -2.73 0.00 0.00 9 -2.51 0.00 0.00 2

333.00 -2.42 0.00 0.00 9 -2.20 0.00 0.00 2

9 17.00 -9.36 -18551.57 0.00 7 -9.36 -18551.57 0.00 1

80.00 -24.63 -48840.00 0.00 8 -24.63 -48840.00 0.00 1

144.00 -8.87 -17582.40 -0.00 7 -8.87 -17582.40 -0.00 1

10 17.00 -9.39 -18612.34 0.00 9 -8.34 -16545.99 0.00 1

80.00 -24.71 -49000.00 0.00 9 -21.97 -43560.00 0.00 1

144.00 -8.90 -17640.00 -0.00 9 -7.91 -15681.60 -0.00 2

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.

2 20.10 97.73 18251.94 1828.23 9 94.19 17551.99 1851.24 1

20.10 97.73 18251.94 1828.23 9 94.19 17551.99 1851.24 1

31.90 190.62 36007.36 2632.68 9 183.15 34524.02 2693.58 1

3 32.00 113.57 -6226.66 -21339.49 8 105.30 -4956.36 -20376.59 1

160.00 43.19 -309.73 -1423.44 8 41.94 -589.54 -1450.05 1

288.00 98.09 5607.21 18492.61 8 87.77 3777.29 17476.49 1

4 34.00 101.93 1868.69 -4900.12 9 98.06 1869.06 -4636.54 1

170.00 103.97 1038.16 -2722.29 9 99.87 1038.37 -2575.85 1


160

306.00 90.73 207.63 -544.46 9 86.98 207.67 -515.17 1

5 58.33 44.94 0.00 0.00 9 41.67 0.00 0.00 2

185.00 40.96 0.00 0.00 9 37.69 0.00 0.00 2

333.00 36.31 0.00 0.00 9 33.03 0.00 0.00 2

9 17.00 260.76 -18551.57 0.00 8 260.76 -18551.57 0.00 1

80.00 686.49 -48840.00 -0.00 7 686.49 -48840.00 0.00 1

144.00 247.14 -17582.40 -0.00 7 247.14 -17582.40 -0.00 1

10 17.00 261.61 -18612.34 0.00 9 232.57 -16545.99 0.00 1

80.00 688.74 -49000.00 0.00 9 612.28 -43560.00 0.00 1

144.00 247.95 -17640.00 -0.00 9 220.42 -15681.60 -0.00 2

Verifica stato limite di esercizio - deformabilità Elem Max. Defless. (cm) Lunghezza (cm) Ascissa (cm) Rapporto Lx/ Tipo Comb. Comb

2 0.2115 0.0000 36.4005 172.1208 Rara 8

3 0.0688 320.0000 320.0000 4651.8891 Rara 8

4 0.1271 340.0000 340.0000 2674.6917 Rara 8

5 0.1785 370.0000 370.0000 2072.7710 Rara 8

9 0.3373 160.0000 160.0000 474.2974 Rara 8

10 0.3168 160.0000 160.0000 505.0715 Rara 8


161

6. RICOSTRUZIONE PENSILINA DI INGRESSO

6.1 DESCRIZIONE INTERVENTO

Si prevedono la completa demolizione della pensilina attuale e la successiva ricostruzione. Il nuovo fabbricato avrà pianta di (10,15 x 5,83) m, altezza pari a circa 3,30 m e sarà separato dall’edificio scolastico per mezzo di un giunto tecnico di 5 cm. Le fondazioni, i pilastri, la rampa e i parapetti laterali saranno in calcestruzzo armato, la copertura avrà orditura principale e secondaria in travi in acciaio tipo HEA. Il manto sarà in pannelli metallici autoportanti "sandwich".

6.2 ANALISI DEI CARICHI

Copertura (pendenza circa 7%) Pannelli autoportanti tipo “sandwich” in lamiere d’acciaio e poliuretano 15 daN/m2 Orditura metallica 25 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 40 daN/m2 Lattonerie, impianti e varie 15 daN/m2

Carichi permanenti non strutturali G2 = 15 daN/m2 Carichi variabili (neve – µ variabile da 0,8 a 2,63) Qneve min = 120 daN/m2

Qneve max = 395 daN/m2 La pensilina è lunga 10,15 m e si trova a ridosso del fabbricato scolastico, il quale presenta un’altezza di 4,20 m superiore alla pensilina stessa, una profondità di 8,50 m e una copertura con pendenza del 30% (circa 17°). Il carico della neve è pertanto valutato secondo le indicazioni del par. 3.4 delle NTC2008 e della Circolare n. 617/2009. All’estremità esterna il carico vale 120 daN/m2 per 1,80 m e poi cresce linearmente fino al valore di 395 daN/m2 a ridosso dell’edificio. Azione del vento sulle pareti e sulla copertura

Azione di pressione o depressione: P = qb * ce * cp * cd

- Zona 1 - Classe di rugosità del terreno: C - Categoria di esposizione: III

qb = ρ * vb2 / 2 = 1,25 * 252 / 2 = 391 N/m2 = 39,1 daN/m2

ce = 1,71

cd = 1.0

Pensilina ad un solo spiovente piano (par. C3.3.10.3.1 della Circolare n. 617/2009) cp = ± 1,2 (pressione/depressione su copertura)

Qvento press = qb * ce * cp * cd = 39,1 * 1,71 * (+1,2) * 1,0 = +80 daN/m2 (pressione su copertura) Qvento depr = qb * ce * cp * cd = 39,1 * 1,71 * (-1,2) * 1,0 = -80 daN/m2 (depress. su copertura)

Le azioni del vento sui fronti e radente in copertura sono state trascurate in quanto le azioni orizzontali sismiche sono prevalenti.


162

6.3 Manto in pannelli autoportanti

Schema di calcolo campate della falda a ridosso del fabbricato (6 campate):

Schema di calcolo campate della falda esterna (5 campate):

Carichi agenti sul manto (su larghezza di 1,0 m):

G1 = 15 daN/m (peso proprio) Qneve max = 395 daN/m Qvento = 80 daN/m

Carico variabile allo SLU: 1,5 Qneve + (0,6 * 1,5) Qvento = (1,5 * 395) + (0,9 * 80) = 665 daN/m

Per la falda esterna si può valutare che il carico variabile massimo sia:

Carico variabile allo SLU: 1,5 Qneve + (0,6 * 1,5) Qvento = (1,5 * 225) + (0,9 * 80) = 410 daN/m

Scelta tipologia pannello:

Si sceglie un pannello tipo” Glamet G4” prodotto dalla ditta “Metecno s.p.a.”. Si opta per un pannello dello spessore di 30 mm, oltre ai 38 mm della grecatura, con lamiere esterna ed interna in acciaio preverniciato (0,5+0,4)mm.

Le tabelle dei carichi ammissibili fornite dal produttore fanno riferimento a valori di sovraccarico uniformemente distribuito che garantiscono contemporaneamente una freccia inferiore a 1/200 della lunghezza delle campate ed un coefficiente di sicurezza conforme a quanto prescritto dalle norme UEAtc relative ai pannelli sandwich.

Si riporta di seguito la tabella fornita dal produttore:

Per quanto riguarda deformazioni e sollecitazioni di momento flettente e taglio, gli schemi a cinque e a sei campate risultano molto simili allo schema a tre campate. Dalla tabella si valuta l’ammissibilità del carico di 300 daN/m su trave a tre campate fino ad una lunghezza di 225 cm per ciascuna campata. Per le leggi che governano la deformazione f e le sollecitazioni M e T in funzione del carico uniforme e della lunghezza delle campate (alla quarta potenza di “l” per f, alla

2 81

Q

3 81

Q

4 81

Q

5 81

Q

1

2 100

Q

3 100

Q

4 100

Q

5 100

Q

1


163

seconda per M e alla prima per T) si può valutare che per un carico di 665 daN/m la lunghezza massima delle campate risulta di (300/665) * 2,05 = 0,92 m (risulta determinante il rapporto alla prima potenza). Analogamente per un carico di 410 daN/m la lunghezza massima delle campate risulta di (300/410) * 2,05 = 1,50 m.

Considerando che l’analisi è stata eseguita per i valori massimi dei carichi per ciascuna falda e che le campate hanno lunghezza di 0,81 m e 0,97 m rispettivamente, si può asserire che il pannello scelto risulta adeguato.

6.4 Analisi statica e sismica della struttura

Modellazione della struttura: Le analisi statica e dinamica, di tipo elastico lineare, sono state condotte utilizzando un codice di calcolo automatico agli elementi finiti (Nolian EWS 43 della ditta Softing s.r.l. di Roma). La struttura è stata schematizzata mediante un modello spaziale tridimensionale costituito da elementi finiti a due nodi tipo “trave” per modellare i pilastri in c.a. e le travi in acciaio e da elementi di tipo “trave su suolo elastico alla Winkler” per schematizzare le fondazioni. Il coefficiente di sottofondo è stato assunto pari a 5 daN/cm3 in funzione della tipologia di terreno del sito. Considerato che i vincoli elastici sono concentrati alle estremità degli elementi fondazionali, per una maggiore attendibilità dei risultati dell’analisi ciascun elemento di fondazione viene frazionato in una serie di sottoelementi, come illustrato nelle figure seguenti; per eseguire le verifiche tali elementi vengono preliminarmente ricomposti. Lo sfalsamento di quota tra fondazioni ortogonali e fra travi principali e secondarie in acciaio è stato modellato con elementi “rigel” di rigidezza infinita. Le travi in acciaio sono considerate vincolate con cerniere agli appoggi, pertanto non contribuiscono alla dissipazione di energia sismica, che resta completamente trasmessa ai pilastri. Altri modelli parziali sono stati utilizzati per approfondire lo studio degli elementi in acciaio, anche secondari.

Al fine di non accrescere i periodi di vibrazione con conseguente riduzione dell’azione sismica (spostamento a destra lungo lo spettro) non è stata applicata la possibilità offerta dal paragrafo 7.2.6 delle N.T.C. di attribuire agli elementi in c.a. una rigidezza valutata considerando gli effetti della fessurazione e cioè ridotta:

Calcestruzzo C32/40 (fondazioni ed elevazioni) Ecd = Ecu = 22000 (fcm/10)0,3 = 33345 N/mm2 = 333450 daN/cm2 (con fcm = fck + 8 = 40 N/mm2) Le rappresentazioni grafiche di seguito riportate illustrano schematicamente il modello adottato.


164

Vista modello F.E.M. – rappresentazioni “unifilare” e “solida”:

Condizioni di carico elementari statiche considerate: − G1 carichi permanenti strutturali − G2 carichi permanenti non strutturali − Qneve carichi variabili della neve sulle coperture − Qvento press carichi vento in pressione su copertura − Qvento depr carichi vento in depressione su copertura

Condizioni di carico elementari sismiche considerate (statiche equivalenti): − SLVX azione sismica allo SLV in direzione +X − SLVY azione sismica allo SLV in direzione +Y − SLDX azione sismica allo SLD in direzione +X − SLDY azione sismica allo SLD in direzione +Y − SLOX azione sismica allo SLO in direzione +X − SLOY azione sismica allo SLO in direzione +Y Metodo di analisi per azioni sismiche: L’analisi dell’organismo sismo-resistente è stata effettuata mediante analisi statica equivalente, di tipo lineare. Tale metodo è stato preferito a quello dell’analisi dinamica modale in quanto quest’ultimo, vista la particolarità della struttura (organismo sismoresistente in c.a. piuttosto rigido e solaio leggero e flessibile), porta con difficoltà all’eccitazione della massa e conseguentemente conduce ad azioni sismiche sottostimate.

Le forze statiche orizzontali equivalenti all’azione sismica sono state determinate assegnando gli spettri di normativa, per lo SLV, per lo SLD e per lo SLO, definiti per il sito in esame considerando tutti i coefficienti moltiplicativi previsti dalla norma. Il software esegue un'analisi modale e calcola il primo periodo di oscillazione; da questo, impiegando lo spettro assegnato, viene determinato il coefficiente di risposta R. L'accelerazione di gravità è assegnata automaticamente nelle unità di misura del modello. Anche se la costruzione presenta un unico piano è stato scelto il tipo di distribuzione lineare dell’azione sismica, quello che simula l'andamento dovuto al primo modo di vibrare, dipendente dall'altezza oltre che dalle masse.


165

La distribuzione accidentale delle masse nel caso specifico non è stata presa in esame in quanto si ritiene non abbia senso per la flessibilità dell’unico solaio esistente.

Gli effetti sulla struttura (sollecitazioni, deformazioni, spostamenti, ecc.) sono stati combinati successivamente applicando l’espressione (1,00 Ex + 0,30 Ey) con rotazione dei coefficienti moltiplicativi e opposizione dei segni algebrici (Ex ed Ey rappresentano gli effetti sismici applicati rispettivamente in direzione X e in direzione Y). Tra tutte le combinazioni sono stati individuati gli effetti più gravosi. La componente verticale dell’azione sismica non è stata considerata in quanto la struttura non presenta elementi significativi, del tipo di quelli indicati al par. 7.2.1 delle N.T.C.. Gli effetti dell’azione sismica sono stati valutati tenendo conto delle masse associate ai soli carichi permanenti, sia strutturali che portati, G1+G2 (peso proprio e carico permanente portato), in quanto il coefficiente di combinazione ψ2 per il carico del vento e della neve è pari a 0,0 (il contributo della neve è nullo per quote inferiori a 1000 m s.l.m.). La definizione degli spettri di progetto è funzione dei seguenti parametri: Coordinate geografiche: 45,9842°N – 13,2832°E Zona sismica: Comune di Pavia di Udine (UD) Vita nominale: VN ≥ 50 anni (costruzione tipo 2, opera ordinaria) Classe d’uso: III (costruzione il cui uso prevede affollamenti significativi) Periodo di riferimento: VR = VN * CU = 50 * 1,5 = 75 anni Categoria sottosuolo: B (vedere Relazione Geologica) Categoria topografica: T1 (superficie pianeggiante – vedere Relazione Geologica) Materiale struttura: Calcestruzzo (porzione di struttura sismo-resistente) Tipologia struttura: A pendolo inverso Regolarità in pianta: Regolare Regolarità in altezza: Regolare (piano unico) Classe di duttilità: CD “B” Smorzamento: 5 % Fattore di struttura: 1,5. Trattandosi di opera in classe d’uso III sono stati considerati i seguenti stati limite di esercizio nei confronti delle azioni sismiche:

− Stato Limite di Operatività (SLO); − Stato Limite di Danno (SLD);

e il seguente stato limite ultimo: − Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV).


ag F0 TC*

SLO 0,060 2,467 0,256 SLD 0,078 2,453 0,280 SLV 0,204 2,493 0,341


166

Le accelerazioni introdotte nel programma di calcolo sono determinate come ag * g e valgono, rispettivamente per lo SLO, lo SLD e lo SLV:

0,060 * 981 = 59,32 cm/s2 0,078 * 981 = 76,16 cm/s2

0,204 * 981 = 200,20 cm/s2 Spettro SLO normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00000 1.20000

0.07795 1.68953

0.12323 1.97392

0.23384 1.97392

0.31178 1.97392

0.36968 1.97392

0.46767 1.56032

0.54562 1.33742

0.62357 1.17024

0.70151 1.04022

0.77946 0.93619

0.85740 0.85109

0.93535 0.78016

1.01330 0.72015

1.09124 0.66871

1.16919 0.62413

1.24713 0.58512

1.32508 0.55070

1.40302 0.52011

1.48097 0.49273

1.55892 0.46810

1.63686 0.44581

1.71481 0.42554

1.79275 0.40704

1.87070 0.38407

1.94865 0.35396

2.02659 0.32726

2.10454 0.30346

2.18248 0.28218

2.26043 0.26305

2.33837 0.24581

2.41632 0.23020


167

Spettro SLD normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00000 1.20000

0.06452 1.57092

0.13256 1.96213

0.19355 1.96213

0.25806 1.96213

0.32258 1.96213

0.39769 1.96213

0.45161 1.72783

0.51613 1.51185

0.58065 1.34387

0.64516 1.20948

0.70968 1.09953

0.77419 1.00790

0.83871 0.93037

0.90323 0.86392

0.96774 0.80632

1.03226 0.75593

1.09677 0.71146

1.16129 0.67193

1.22581 0.63657

1.29032 0.60474

1.35484 0.57594

1.41935 0.54976

1.48387 0.52586

1.54839 0.50395

1.61290 0.48379

1.67742 0.46519

1.74194 0.44796

1.80645 0.43196

1.87097 0.41706

1.93548 0.39796

2.00000 0.37270

Spettro SLV normalizzato - azione orizzontale periodo risposta

0.00000 1.19649

0.07795 1.59459

0.15509 1.98861

0.23384 1.98861

0.31178 1.98861

0.38973 1.98861

0.46528 1.98861

0.54562 1.69580

0.62357 1.48383

0.70151 1.31896

0.77946 1.18706

0.85740 1.07915

0.93535 0.98922

1.01330 0.91312

1.09124 0.84790

1.16919 0.79137

1.24713 0.74191

1.32508 0.69827

1.40302 0.65948

1.48097 0.62477

1.55892 0.59353

1.63686 0.56527

1.71481 0.53957

1.79275 0.51611

1.87070 0.49461

1.94865 0.47482

2.02659 0.45656

2.10454 0.43965

2.18248 0.42395

2.26043 0.40933

2.33837 0.39569

2.41632 0.38292


168

Si riportano in seguito le immagini rappresentative delle forze statiche equivalenti al sisma applicate (allo SLV). Forze sismiche allo SLV in direzione X: Forze sismiche allo SLV in direzione Y:


1 -0.30 * (1) SLV X + -1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) SLV X + 1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) SLV X + -1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) SLV X + 1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) SLV Y + -1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) SLV Y + -1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

9 1.50 * (1) Qvento depr + 0.75 * (1) Qneve + 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1

10 1.50 * (1) Qvento press + 0.75 * (1) Qneve + 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1



13 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1


1 Quasi Perm. 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 Frequente 0.20 * (1) Qvento depr + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 Frequente 0.20 * (1) Qvento press + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 Frequente 0.20 * (1) Qneve + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 Frequente 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 Rara 1.00 * (1) Qvento depr + 0.50 * (1) Qneve + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

7 Rara 1.00 * (1) Qvento press + 0.50 * (1) Qneve + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8 Rara 0.60 * (1) Qvento depr + 1.00 * (1) Qneve + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

9 Rara 0.60 * (1) Qvento press + 1.00 * (1) Qneve + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

10 Rara 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1


169

Combinazioni di carico di danno allo SLD: 1 -0.30 * (1) SLD X + -1.00 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) SLD X + 1.00 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) SLD X + -1.00 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) SLD X + 1.00 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) SLD Y + -1.00 * (1) SLD X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) SLD X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) SLD Y + -1.00 * (1) SLD X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) SLD Y + 1.00 * (1) SLD X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

Combinazioni di carico di operatività allo SLO:

1 -0.30 * (1) SLO X + -1.00 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) SLO X + 1.00 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) SLO X + -1.00 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) SLO X + 1.00 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) SLO Y + -1.00 * (1) SLO X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) SLO X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) SLO Y + -1.00 * (1) SLO X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) SLO Y + 1.00 * (1) SLO X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1


1 -0.30 * (1) SLV X + -1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) SLV X + 1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) SLV X + -1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) SLV X + 1.00 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) SLV Y + -1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) SLV Y + -1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) SLV Y + 1.00 * (1) SLV X + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1





13 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1

6.5 Valutazioni preliminari per l’analisi sismica lineare


θ = (P * dr) / (V * h) Inserendo i dati per la direzione sismica più svantaggiosa (Y) e considerando il valore massimo per dr (la copertura è flessibile, pertanto l’entità degli spostamenti è variabile) si rileva che

θ = (6253 * 0,18) / (2134 * 220) = 0,002 < 0,1

e pertanto, accertato che tale valore è sempre inferiore al limite di 0,1 imposto dalla normativa, si può ritenere trascurabile l’effetto delle non linearità geometriche e pertanto non si rendono necessarie analisi degli effetti del secondo ordine.


170

6.6 Verifiche SLD e SLO per condizioni sismiche

Verifica degli spostamenti allo SLD:

La struttura non presenterà alcun tamponamento ma a scopo cautelativo si intende condurre le verifiche previste in caso di tamponamenti con elementi collegati rigidamente. Si esegue la verifica degli spostamenti interpiano relativi all’azione sismica allo SLD (componente in direzione X e componente in direzione Y). Il confronto degli spostamenti allo SLD deve essere fatto con il valore 0,005 * hmin = 0,005 * 195 = 0,97 cm

Il massimo spostamento rilevato in sommità per lo SLD è di 0,07 cm; rimane pertanto verificato che: dr < 0,005 * h Al fine di evidenziare la distribuzione degli spostamenti orizzontali si riporta una rappresentazione grafica della struttura soggetta sia a sisma prevalente SLD X che SLD Y. Gli spostamenti maggiori si hanno per sisma prevalente in direzione X.

Anche riducendo il modulo di elasticità del calcestruzzo si ottengono risultati che non eccedono i limiti di normativa.

Verifica degli spostamenti allo SLO:

Il confronto degli spostamenti allo SLD deve essere fatto con il valore 2/3 * 0,005 * hmin = 2/3 * 0,005 * 195 = 0,65 cm

Allo stesso modo si dimostra che il massimo spostamento rilevato in sommità per lo SLO è di 0,031 cm; rimane pertanto verificato che: dr < 2/3 * 0,005 * h

Anche riducendo il modulo di elasticità del calcestruzzo si ottengono risultati che non eccedono i limiti di normativa.


171

6.7 Verifiche SLE per condizioni statiche

Verifica di fessurazione:

Si sono eseguite le verifiche a fessurazione di tutti gli elementi in calcestruzzo armato considerando le combinazioni frequenti e quasi permanenti. Considerando che una importante porzione delle fondazioni rimarrà esposta agli agenti atmosferici si ipotizzano condizioni ambientali aggressive sia per i pilastri che per le fondazioni, in classe di esposizione XC4, e si prevede l’uso di acciaio ordinario e quindi armature poco sensibili. Per le strutture in c.a. si valutano, rispettivamente per le combinazioni frequenti e quelle quasi permanenti, i limiti di apertura delle fessure W2 = 0,3 mm e w1 = 0,2 mm. Si riporta di seguito una rappresentazione grafica dello stato di fessurazione in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite. Fessurazione (rapporto massimo 0,097 rispetto ai valori limite)

Verifica delle tensioni di esercizio:

Si sono eseguite le verifiche delle tensioni di esercizio per tutti gli elementi in calcestruzzo armato. Si è verificato che la massima tensione di compressione del calcestruzzo σc rispetti la limitazione seguente:



σs < 0.8 fyk per combinazioni caratteristiche (rare) Si riporta di seguito una rappresentazione grafica dello stato tensionale in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite.


172

Tensioni calcestruzzo e acciaio (rapporto massimo 0,142 rispetto ai valori limite)

Verifica delle deformazioni di esercizio:

Si sono eseguite le verifiche delle deformazioni di esercizio per tutti gli elementi in calcestruzzo armato, relativamente alla combinazione di carico rara. Si riporta di seguito il tabulato relativo alle verifiche sia delle fondazioni che ddei pilastri (la numerazione è visibile ai paragrafi seguenti): Elem Max. Defless. (cm) Lunghezza (cm) Ascissa (cm) Rapporto Lx/ Tipo Comb. Comb

111 0.0235 137.7391 288.0000 12234.6509 Rara 9

112 0.0235 137.7391 288.0000 12235.1911 Rara 9

113 0.0548 125.7826 263.0000 4802.3570 Rara 9

114 0.0548 125.7826 263.0000 4802.3276 Rara 9

115 0.0192 150.2609 288.0000 15015.3617 Rara 9

116 0.0192 150.2609 288.0000 15015.9554 Rara 9

129 0.1033 155.0000 155.0000 1500.6108 Rara 9

130 0.1033 155.0000 155.0000 1500.6108 Rara 9

131 0.0722 0.0000 565.0000 7827.4699 Rara 9

132 0.0829 0.0000 565.0000 6818.6946 Rara 9

133 0.0973 0.0000 565.0000 5808.0433 Rara 9

134 0.0722 143.7500 287.5000 3984.6225 Rara 9

135 0.0828 116.6667 350.0000 4225.5566 Rara 9

136 0.0972 116.6667 350.0000 3599.2714 Rara 9

137 0.0722 143.7500 287.5000 3984.6225 Rara 9

138 0.0828 116.6667 350.0000 4225.5566 Rara 9

139 0.0972 116.6667 350.0000 3599.2714 Rara 9

Spostamenti verticali strutture in acciaio:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.1 delle NTC 2008 si deve verificare che gli abbassamenti per la combinazione caratteristica delle azioni (G + Qneve + Ψ02*Qvento press) siano inferiori a 1/200 della lunghezza degli elementi costituenti la copertura e che gli abbassamenti per le sole azioni variabili in combinazione caratteristica (Qneve + Ψ02*Qvento press) siano inferiori a 1/250 della stessa lunghezza.


173

Travi principali - abbassamento per carico (G + Qneve + Ψ02*Qvento press)

Massimo rapporto: (δ1 + δ2) / L = 0,284 / 150 = 0,0019 < 1/200 = 0,005 (≅ L / 520)

Travi principali - abbassamento per carico (Qneve + Ψ02*Qvento press)

Massimo rapporto: δ2 / L = 0,247 / 150 = 0,0016 < 1/250 = 0,004 (≅ L / 600)

Arcarecci - abbassamento per carico (G + Qneve + Ψ02*Qvento press)

Massimo rapporto: (δ1 + δ2) / L = 2,359 / 565 = 0,0042 < 1/200 = 0,005 (≅ L / 240)

Arcarecci - abbassamento per carico (Qneve + Ψ02*Qvento press)

Massimo rapporto: δ2 / L = 2,061 / 565 = 0,0036 < 1/250 = 0,004 (≅ L / 270)


174

Spostamenti orizzontali strutture in acciaio:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.2 delle NTC 2008 si deve verificare che gli spostamenti laterali alla sommità delle colonne, per la combinazione caratteristica delle azioni (G + Qneve + Ψ02*Qvento), sia inferiore a 1/300 dell’altezza.

Essendo tali azioni esclusivamente verticali (ad esclusione del vento che ha componente orizzontale ma valore trascurabile) ed essendo la struttura di tipo non spingente, non si sviluppa alcuno spostamento orizzontale.

6.8 Verifiche SLU (statico e sismico)

6.8.1 Verifiche fondazioni

Le travi di fondazione vengono progettate restando in limite elastico e cioè imponendo che non vengano superate nei materiali le deformazioni del limite elastico, come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Le combinazioni di carico considerate per le verifiche delle fondazioni prevedono l’amplificazione delle azioni trasferite dagli elementi soprastanti, per mezzo del fattore γRD = 1,1 in CD “B” come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008. Tale fattore è evidenziato nei tabulati di verifica.

Considerato che i vincoli elastici alla Winkler sono concentrati alle estremità degli elementi, per una maggiore attendibilità dei risultati dell’analisi ciascun elemento di fondazione (tratto fra due pilastri consecutivi) è stato frazionato in una serie di sottoelementi; per eseguire le verifiche tali elementi sono stati preliminarmente ricomposti.

Schema elementi:


175

Inviluppo M nei piani XZ: Inviluppo M nei piani YZ:

Inviluppo T nei piani XZ: Inviluppo T nei piani YZ:

Tabulati di verifica:


x y z x y z

129 15 16 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 155.00

130 10 11 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 155.00

131 1 2 0.00 -35.00 0.00 0.00 -35.00 0.00 565.00

132 3 4 0.00 -35.00 0.00 0.00 -35.00 0.00 565.00

133 5 6 0.00 -35.00 0.00 0.00 -35.00 0.00 565.00

134 12 13 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 287.50

135 13 14 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 350.00

136 14 15 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 350.00

137 7 8 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 287.50

138 8 9 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 350.00

139 9 10 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 350.00

Sezioni rettangolari Elemento Altezza (cm) Base (cm)

131 50.00 50.00

132 50.00 50.00

133 50.00 50.00


176

Sezioni a T Elemento Spessore anima (cm) Altezza anima (cm) Spessore ala (cm) Larghezza ala (cm)

129 25.00 75.00 50.00 40.00

130 25.00 75.00 50.00 40.00

134 25.00 75.00 50.00 40.00

135 25.00 75.00 50.00 40.00

136 25.00 75.00 50.00 40.00

137 25.00 75.00 50.00 40.00

138 25.00 75.00 50.00 40.00

139 25.00 75.00 50.00 40.00


129 2.01 64.76 -3.75 0.00 150.00

2.01 64.76 -0.00 0.00 150.00

2.01 64.76 3.75 0.00 150.00

2.01 64.76 7.50 0.00 150.00

2.01 27.26 7.50 0.00 150.00

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177

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178

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130 12.50 142.50 1.01 1.51 26.00

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130 17.50 -116249.37 2737098.16 > 10.00 12

77.50 -1080.25 62947.48 > 10.00 1

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508.50 -98219.97 1037660.77 > 10.00 12

133 56.50 -128189.84 1062312.32 8.23 12

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508.50 -116408.37 1069698.81 9.13 12

134 28.75 -131.67 7969.55 > 10.00 1

143.75 -3124.22 157816.71 > 10.00 1

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135 35.00 64253.89 3213437.12 > 10.00 1

175.00 18544.44 927358.22 > 10.00 1

315.00 -31117.31 1556206.92 > 10.00 1

136 35.00 94071.44 4399543.95 > 10.00 12

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315.00 -96554.28 2449282.28 > 10.00 12

137 28.75 -107.97 11552.86 > 10.00 1

143.75 -2497.72 134924.72 > 10.00 1

258.75 -55167.92 2343423.81 > 10.00 12

138 35.00 68143.72 3410811.99 > 10.00 1

175.00 19011.23 951153.97 > 10.00 1

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139 35.00 94071.44 4399543.95 > 10.00 12

175.00 -6122.41 306120.82 > 10.00 1

315.00 -96554.28 2449282.28 > 10.00 12


Gamma Rd 1.10



179


129 17.50 1654.41 81264.17 > 10.00 12

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139.50 197.45 23436.64 > 10.00 12

130 17.50 1654.41 81264.17 > 10.00 12

77.50 959.41 81965.26 > 10.00 12

139.50 197.45 23436.64 > 10.00 12

131 56.50 2201.87 21803.81 9.65 12

282.50 0.00 29957.57 > 10.00 12

508.50 -2155.18 21392.80 9.67 12

132 56.50 2362.99 21886.49 8.94 12

282.50 0.00 29957.57 > 10.00 12

508.50 -2312.87 22750.01 9.48 12

133 56.50 2787.54 21919.50 7.63 12

282.50 0.00 29957.57 > 10.00 12

508.50 -2728.47 21343.92 7.58 12

134 28.75 14.53 16883.80 > 10.00 11

143.75 184.15 39619.73 > 10.00 4

258.75 -92.48 16650.56 > 10.00 11

135 35.00 965.31 45203.08 > 10.00 12

175.00 378.98 40210.22 > 10.00 2

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175.00 -639.53 40849.63 > 10.00 12

315.00 -1992.14 61758.28 > 10.00 12

137 28.75 14.53 16883.80 > 10.00 11

143.75 184.15 39619.73 > 10.00 2

258.75 -92.48 16650.56 > 10.00 11

138 35.00 965.31 45203.08 > 10.00 12

175.00 378.98 40210.22 > 10.00 4

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315.00 -1992.14 61758.28 > 10.00 12


Gamma Rd 1.10



129 F 17.50 12 -139.68 894539.09 1658.99 81264.17 > 10.00

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139.50 12 -15.75 894539.09 232.75 23436.64 > 10.00

130 F 17.50 12 139.68 894539.09 1658.99 81264.17 > 10.00

77.50 12 78.73 894539.09 967.29 81965.26 > 10.00

139.50 12 15.75 894539.09 232.75 23436.64 > 10.00

131 F 56.50 12 -517.67 369254.55 2258.59 21803.81 9.52

282.50 9 0.00 934896.78 160.61 29957.57 > 10.00

508.50 12 507.85 369254.55 2213.27 21392.80 9.54

132 F 56.50 12 -639.55 369254.55 2447.11 21886.49 8.81

282.50 9 0.00 934896.78 253.58 29957.57 > 10.00

508.50 12 627.42 369254.55 2398.99 22750.01 9.33

133 F 56.50 12 -739.82 369254.55 2872.85 21919.50 7.51

282.50 9 0.00 934896.78 280.98 29957.57 > 10.00

508.50 12 725.79 369254.55 2815.82 21343.92 7.47

134 F 28.75 12 23.31 894539.09 38.72 40202.22 > 10.00

143.75 12 116.57 894539.09 219.41 81894.74 > 10.00

258.75 12 210.12 894539.09 545.86 61987.83 > 10.00


180

135 F 35.00 5 -7553.41 894539.09 154.87 27817.03 > 10.00

175.00 5 -7460.34 894539.09 74.38 38602.21 > 10.00

315.00 5 -7389.45 894539.09 98.30 81351.12 > 10.00

136 F 35.00 6 -7609.84 894539.09 190.35 44033.29 > 10.00

175.00 6 -7602.86 894539.09 207.58 41312.40 > 10.00

315.00 6 -7618.49 894539.09 300.92 53954.98 > 10.00

137 F 28.75 12 -23.31 894539.09 38.72 40202.22 > 10.00

143.75 12 -116.57 894539.09 219.41 81894.74 > 10.00

258.75 12 -210.12 894539.09 545.86 61987.83 > 10.00

138 F 35.00 6 7553.41 894539.09 154.87 27817.03 > 10.00

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139 F 35.00 5 7609.84 894539.09 190.35 44033.29 > 10.00

175.00 5 7602.86 894539.09 207.58 41312.40 > 10.00

315.00 5 7618.49 894539.09 300.92 53954.98 > 10.00




181

6.8.2 Verifiche pilastri

Schema elementi:




182



x y z x y z

111 22 28 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 220.50

112 21 27 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 220.50

113 20 26 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 195.50

114 19 25 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 195.50

115 18 24 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 220.50

116 17 23 67.50 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 220.50


111 25.00 25.00

112 25.00 25.00

113 25.00 25.00

114 25.00 25.00

115 25.00 25.00

116 25.00 25.00


111 2.01 7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 7.50 17.50 109.00

2.01 7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 7.50 17.50 109.00

112 2.01 7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 7.50 17.50 109.00

2.01 7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 7.50 17.50 109.00

113 2.01 7.50 -7.50 62.50 195.50

2.01 7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 -7.50 62.50 195.50

2.01 -7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 7.50 62.50 195.50

2.01 -7.50 7.50 17.50 109.00

2.01 7.50 7.50 62.50 195.50

2.01 7.50 7.50 17.50 109.00

114 2.01 7.50 -7.50 62.50 195.50

2.01 7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 -7.50 62.50 195.50

2.01 -7.50 -7.50 17.50 109.00

2.01 -7.50 7.50 62.50 195.50

2.01 -7.50 7.50 17.50 109.00

2.01 7.50 7.50 62.50 195.50

2.01 7.50 7.50 17.50 109.00

115 2.01 7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 -7.50 0.00 126.50

2.01 -7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 -7.50 0.00 126.50

2.01 -7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 7.50 0.00 126.50

2.01 7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 7.50 0.00 126.50

116 2.01 7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 -7.50 0.00 126.50


183

2.01 -7.50 -7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 -7.50 0.00 126.50

2.01 -7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 -7.50 7.50 0.00 126.50

2.01 7.50 7.50 62.50 220.50

2.01 7.50 7.50 0.00 126.50


111 0.00 288.00 1.01 1.01 19.20

112 0.00 288.00 1.01 1.01 19.20

113 0.00 263.00 1.01 1.01 19.20

114 0.00 263.00 1.01 1.01 19.00

115 0.00 288.00 1.01 1.01 19.20

116 0.00 288.00 1.01 1.01 19.20


111 67.50 1106.94 -108191.45 18972.11 2.69 6

259.20 807.41 -14131.13 2477.99 > 10.00 6

112 67.50 1106.94 108191.45 18972.11 2.69 5

259.20 807.41 14131.13 2477.99 > 10.00 5

113 67.50 880.40 4094.57 87696.40 3.32 1

236.70 616.02 550.83 11797.52 > 10.00 1

114 67.50 880.38 3810.19 87733.24 3.32 1

236.70 616.00 512.57 11802.48 > 10.00 1

115 67.50 1140.51 -113452.24 21516.67 2.56 6

259.20 840.98 -14818.25 2810.34 > 10.00 6

116 67.50 1140.51 113452.24 21516.67 2.56 5

259.20 840.98 14818.25 2810.34 > 10.00 5


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 pilastri Elem Qta Ascissa (cm) Nx (kg) Ty (kg) Tz (kg) Vr (kg) Theta F. Sic. Comb.

111 67.50 941.11 2863.52 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

259.20 941.11 2863.52 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

112 67.50 941.11 2863.52 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

259.20 941.11 2863.52 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

113 67.50 762.96 3192.39 0.00 9015.01 2.50 2.82 sys

236.70 762.96 3192.39 0.00 9015.01 2.50 2.82 sys

114 67.50 762.96 3192.39 0.00 9109.90 2.50 2.85 sys

236.70 762.96 3192.39 0.00 9109.90 2.50 2.85 sys

115 67.50 987.29 2864.99 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

259.20 987.29 2864.99 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

116 67.50 987.29 2864.99 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys

259.20 987.29 2864.99 0.00 9015.01 2.50 3.15 sys


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


184

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 a torsione

Elem P/T Qta Ascissa (cm) Comb. Td (kgxcm) Tr (kgxcm) Vd (kg) Vr (kg) Fs

111 P 67.50 6 35885.35 144240.10 498.15 8716.84 4.02

259.20 6 35885.35 144240.10 498.15 8907.43 4.02

112 P 67.50 5 -35885.35 144240.10 498.15 8716.84 4.02

259.20 5 -35885.35 144240.10 498.15 8907.43 4.02

113 P 67.50 8 -15934.32 144240.10 147.32 8942.80 9.05

236.70 8 -15934.32 144240.10 147.32 7915.37 9.05

114 P 67.50 7 15934.32 144997.27 147.32 9663.97 9.10

236.70 7 15934.32 144997.27 147.32 7998.69 9.10

115 P 67.50 8 -22473.48 144240.10 522.09 8710.64 6.42

259.20 8 -22473.48 144240.10 522.09 8638.34 6.42

116 P 67.50 7 22473.48 144240.10 522.09 8710.64 6.42

259.20 7 22473.48 144240.10 522.09 8898.18 6.42




185

6.8.3 Verifiche travi principali in acciaio

Schema elementi con grafico riassuntivo verifiche di resistenza ee di instabilità:

Dall’immagine sopra riportata, elaborata dal sw utilizzato, si evince che la verifica più sfavorevole riguarda l’instabilità flesso-torsionale delle campate rivolte verso l’edificio scolastico (quelle con accumulo neve). Il massimo fattore di sfruttamento risulta pari a 0,514 e quindi il coefficiente di sicurezza è 1 / 0,514 = 1,94.

Inviluppo M nei piani YZ: Inviluppo T nei piani YZ:

Tabella con dati elementi maggiormente sollecitati (campate verso edificio scolastico):


186

Tabella verifiche elementi maggiormente sollecitati:

Ancoraggio travi alla testa dei pilastri:

Le travi principali in acciaio sono ancorate con vincolo di cerniera alla testa dei pilastri in c.a.. Si adotteranno n. 4 ancoranti chimici ad iniezione, tipo Hilti HIT-HY 200-A + HIT-Z M12 o equivalenti.

Verifica allo SLU sismico (azione combinata nelle direzioni X e Y) La massima sollecitazione sui dispositivi di ancoraggio è valutata facendo riferimento ai valori di taglio trasmessi ai pilastri. A favore di sicurezza si considerano i massimi valori di taglio sismico, nelle direzioni X e Y, rilevati per pilastri diversi ma considerati applicati al singolo collegamento: TX,d = 515 daN

TY,d = 0,3 * 449 = 135 daN

Verifica allo SLU per azioni eccezionali Si considera la caduta di un operatore ancorato al dispositivo di sicurezza posto in copertura. A favore di sicurezza si analizza la situazione in cui la prevista azione di 1200 daN (UNI 11578) sia trasmessa completamente alla testa di un pilastro.


187

La massima sollecitazione di taglio sulla testa di un pilastro risulta: TSd = 1200 daN

La combinazione di carico decisiva è la seconda. Si riporta di seguito una sintesi dei tabulati di verifica dell’ancoraggio generati con il software fornito dal produttore:


188


189

6.8.4 Verifiche arcarecci in acciaio

Schema elementi con grafico riassuntivo verifiche di resistenza ee di instabilità:

Dall’immagine sopra riportata, elaborata dal sw utilizzato, si evince che la verifica più sfavorevole riguarda l’instabilità flesso-torsionale del penultimo arcareccio verso l’edificio scolastico (quello con maggior accumulo neve). Il massimo fattore di sfruttamento risulta pari a 0,911 e quindi il coefficiente di sicurezza è 1 / 0,911 = 1,10.

Inviluppo M nei piani XZ: Inviluppo T nei piani XZ:

Tabella con dati elemento maggiormente sollecitato (penultimo arcareccio verso edificio):


190


Attenzione: verifiche eseguite per profilato HEA140 in acciaio classe S355.

Verifica collegamenti bullonati fra travi di copertura:

Si vogliono verificare i giunti di unione fra gli arcarecci e le travi principali. Per ciascun giunto si utilizzano n. 4 bulloni M12 con vite classe 8.8 e dado classe 8, agenti a taglio su un’unica sezione. Considerando la bassissima pendenza della copertura si assume che le azioni gravitazionali siano trasferite dagli arcarecci alle travi principali per semplice appoggio. Il giunto prevede l’unione delle ali dei profilati, il cui spessore minimo è di 8,5 mm (HEA140), pertanto sarà quest’ultimo ad essere verificato per il rifollamento.

Verifica allo SLU sismico (azione combinata nelle direzioni X e Y) La massima sollecitazione di taglio sul nodo di collegamento all’estremità di un arcareccio risulta: TSd ≅ [702 + (0,3 * 70)2]0,5 = 73 daN Azione per singolo bullone e per ciascuna sezione di taglio:

Fv,Sd = TSd / n = 73 / 4 = 18 daN Per tale valore dell’azione sia la verifica a taglio del bullone sia la verifica a rifollamento dell’ala della trave sono sicuramente soddisfatte.


191

Verifica allo SLU statico La massima sollecitazione di trazione sul nodo di collegamento, in caso di vento in depressione e assenza di neve, risulta:

NSd ≅ 230 daN (azione rivolta verso l’alto) Azione per singolo bullone:

Nv,Sd = NSd / n = 230 / 4 = 58 daN Anche in questo caso la verifica è sicuramente soddisfatta.

Verifica allo SLU per azioni eccezionali Si considera la caduta di un operatore ancorato al dispositivo di sicurezza posto in copertura. A favore di sicurezza si analizza la situazione in cui la prevista azione di 1200 daN (UNI 11578) sia trasmessa completamente ad uno solo dei nodi di collegamento. La massima sollecitazione di taglio sul nodo di collegamento all’estremità di un arcareccio risulta: TSd = 1200 daN

Verifica a taglio dei bulloni Azione per singolo bullone e per ciascuna sezione di taglio:

Fv,Sd = TSd / n = 1200 / 4 = 300 daN Considerando che la sezione di taglio interessi la parte filettata della vite, la resistenza a taglio del bullone è: Fv,Rd = 0,6 ftb Ares / γM2

Fv,Rd = 0,6 * 8000 * 0,84 / 1,25 = 3225 daN > Fv,Sd La verifica è soddisfatta

Verifica a rifollamento ala trave Considerando lo spessore minimo di fissaggio pari a 8,5 mm, la resistenza di calcolo a rifollamento risulta (si adottano valori cautelativi di α e ftk):

Fb,Rd = k α ftk d t / γM2 Fb,Rd = 2,5 * 1,0 * 3600 * 1,2 * 0,85 / 1,25 = 7344 daN > Fv,Sd La verifica è soddisfatta


192

6.9 Verifica pressioni sul terreno (SLU GEO)

Il seguente grafico illustra le pressioni sul terreno per la combinazione di carico più sollecitante. In precedenza è stata riportato l’elenco delle combinazioni considerate per le verifiche geotecniche (GEO) con amplificazione delle azioni sismiche del fattore γRD = 1,1 in CD “B” come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Il valore di abbassamento massimo rilevato risulta pari a 0,177 cm, cui corrisponde, per la costante elastica di Winkler considerata KW = 5,0 daN/cm3, una pressione sul terreno di 0,147 * 5,0 = 0,73 daN/cm2


Eseguendo le verifiche geotecniche secondo l’approccio 2, considerando il valore Rd determinato nella relazione geotecnica per le fondazioni aventi impronta di 40 cm su lunghezza di 1150 cm, poste alla profondità di 70 cm (senza considerare la coesione del terreno) si ottiene:

Rd / Fd = 4,82 / 0,73 = 6,60 > 2,3 Il coefficiente di sicurezza risulta pari a: 6,60 / 2,3 = 2,87


193

6.10 Verifica parapetto

Schema di calcolo:

Azioni e sollecitazioni:

Le azioni sul parapetto sono: G1 = 0,10 * 2500 = 250 daN/m (peso proprio parete) Hk = 200 daN/m (spinta orizzontale associata a scala comune)

Le sollecitazioni alla base del parapetto per lo SLU, considerando che il peso proprio è un carico favorevole, risultano: Nd = γG1 * G1 * h = 1,0 * 250 * 1,10 = 275 daN Md = γQ * Hk * h = 1,5 * 200 * 1,10 = 330 daNm Vd = γQ * Hk = 1,5 * 200 = 300 daN

Verifica sezione in c.a. alla base:

Si considera la sezione resistente di (100 x 10) cm armata centralmente con una rete elettrosaldata φ8/200x200mm. Il copriferro di calcolo è 5,0 cm.

Verifica a presso-flessione:

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

-500 0 500

N [KN]

Hk G1

110cm


194

Verifica a taglio:

La sezione in oggetto è priva di armatura trasversale resistente a taglio. Si deve dimostrare che (NTC 2008 par. 4.1.2.1.3.1):

VRd ≥ VEd con valore di calcolo dello sforzo di taglio agente:

VEd = 300 daN (per larghezza di 100 cm) con valore di resistenza a taglio dell’elemento fessurato da momento flettente:

VRd = {0,18 k (100 ρ1 fck)1/3 / γc + 0,15 σcp} bw d con limite inferiore

VRd = (vmin + 0,15 σcp) bw d I valori da applicare nelle espressioni precedenti sono: d = 50 mm; bw = 1000 mm; k = 2,00; vmin = 0,560 N/mm2; ρ1 = 0,0025; σcp = 0,0 N/mm2; γc = 1,5 Si valuta quindi:

VRd = 2400 daN con limite inferiore VRd = 2800 daN Pertanto risulta soddisfatta la verifica di resistenza VRd ≥ VEd


195

7. RICOSTRUZIONE SCALA DI EMERGENZA A DUE RAMPE


Si prevede la rimozione della scala esistente e la successiva sua ricostruzione. Si tratta di una scala a due rampe, con pianerottolo intermedio, necessaria a superare un dislivello di circa 4,0 m. La fondazione sarà in calcestruzzo armato e le elevazioni saranno in profilati in acciaio tipo HEA e UNP. I controventi saranno in profilati angolari in acciaio. I gradini e i pianerottoli saranno realizzati con grigliati metallici disponibili in commercio per l’uso specifico.


Rampe e pianerottoli Orditura metallica 35 daN/m2

Carichi permanenti strutturali G1 = 35 daN/m2

Pannelli in grigliato “Orsogril” o equivalenti 35 daN/m2 Carichi permanenti non strutturali G2 = 35 daN/m2

Carichi variabili (Cat. C2 – sc. comuni) Qcalpestio = 400 daN/m2

Carichi variabili orizzontali su parapetti (Cat. C2 – scale comuni)

Hparapetti = 200 daN/m

Non si applica il carico neve in quanto tutte le pavimentazioni sono in grigliato. Non si applica il carico del vento in quanto non sono previsti tamponamenti pertanto l’azione del vento risulta praticamente insignificante.

Per i parapetti si assume un carico lineare di 50 daN/m (G2 parapetti).

7.3 GRIGLIATO AUTOPORTANTE PER PIANEROTTOLI

Schema di calcolo grigliato:

Scelta tipologia grigliato:

Si sceglie un grigliato prefabbricato in acciaio prodotto dalla ditta “Orsogril s.p.a.” specificatamente per l’uso di interesse (o equivalente) avente maglia 25x76 mm in cui le barre portanti hanno sezione 40x2 mm ed interasse 15 mm.

Dati relativi al grigliato: Carico dinamico distribuito (classe 1) Q = 600 daN/m2 Luce netta tra gli appoggi L =1200 mm

1 2

120

Q


196

Grigliato elettrosaldato (sezione – maglia) 40x2 mm - 55x76 mm Modulo di resistenza singola barra W = 533 mm3 Momento di inerzia singola barra J = 10667 mm4 Modulo di elasticità E = 21000 daN/mm2 Materiale S235JR (res. snervamento) fyk = 23,5 daN/mm2 Resistenza di calcolo fRd = fyk / γM0 = 23,50 / 1,05 = 22,38 daN/mm2

Verifiche grigliato:

Carico allo SLU QSLU = γQ * Qk = 1,5 * 600 = 900 daN/m2

N. barre portanti in 1 metro di largh. n = 1000 / 25 = 40 barre/m

Carico SLU su una barra portante qSLU = QSLU / n = 900 / 40 = 22,50 daN/m*barra

Momento flettente per barra M = qSLU * L2 / 8 = 22,50 * 1,202 / 8 = 4,05 daNm

Tensione di progetto per barra fEd = M / W = (4,05 * 1000) / 533 = 7,60 daN/mm2

Risultando fEd < fRd la verifica è soddisfatta

Carico allo SLE (per calcolo freccia) QSLE = Qk = 600 daN/m2

Carico SLE su una barra portante qSLE = QSLE / n = 600 / 40 = 15,00 daN/m*barra

Freccia elastica f = (5 * qSLE * L4) / (384 * E * J) =

= (5*0,015*12004)/(384*21000*10667) = 1,8 mm

Risultando f < 5 mm la verifica è soddisfatta

Rapporto freccia / luce netta f / L = 1,8 / 1200 = 1/667 < 1/200

Risultando f / L < 1/200 la verifica è soddisfatta

A conferma delle verifiche sopra esplicitate si riporta una tabella di portata proposta da Assogrigliati per il carico da folla compatta (carico pedonale) secondo UNI 11002-1. La tabella indica che il grigliato scelto è verificato per luci nette fino a 1547 mm.


197

7.4 GRADINI AUTOPORTANTI

Schema di calcolo gradini:

Scelta tipologia gradino:

Si sceglie un gradino prefabbricato in acciaio tipo” Exodus 15” prodotto dalla ditta “Orsogril s.p.a.” specificatamente per l’uso di interesse (o equivalente). Il grigliato presenta maglia 15x76 mm in cui le barre portanti hanno sezione 30x2 mm ed interasse 15 mm. Il gradino ha superato le prove di carico previste dalla Norma UNI 11002-2/2002.

Si riporta di seguito il grafico fornito dal produttore:

1 2

120

Q


198

7.5 VERIFICA PARAPETTO

Schema di calcolo:

La piantana del parapetto sarà realizzata con profilato metallico tubolare 70x70x4 mm fissato con innesto “a baionetta” su un profilato quadro pieno 58x58 mm saldato direttamente sul cosciale. L’interasse massimo delle piantane è di 1,50 m.

Azioni e sollecitazioni:

L’azione agente sulla singola piantana risulta: HK = HK, unitario * L = 200 * 1,50 = 300 daN

Le sollecitazioni alla base della piantana risultano: Md = γQ * Hk * h = 1,5 * 300 * 1,00 = 450 daNm Vd = γQ * Hk = 1,5 * 300 = 450 daN

Verifica sezioni in acciaio alla base:

Piantana: le caratteristiche del profilato tubolare in acciaio 70x70x4 mm sono: Wy = 21,98 cm3 Jy = 76,95 cm4 Aanima = 4,96 cm2 Verifiche di resistenza piantana (profilato tubolare): σmax = Md / Wy = 45000 / 21,98 = 2048 daN/cm2 < fRd τmax = Vd / Aanima = 450 / 4,96 = 91 daN/cm2 < fRd / √3 Le verifiche sono positive.

Supporto: le caratteristiche del profilato quadro pieno in acciaio 58x58 mm sono: W = 32,52 cm3 J = 64,30 cm4 A = 33,64 cm2 Verifiche di resistenza supporto (profilato quadro pieno): σmax = Md / W = 45000 / 32,52 = 1384 daN/cm2 < fRd τmax = Vd / A = 450 / 33,64 = 13 daN/cm2 < fRd / √3 Le verifiche sono positive.

Saldatura: si considerano reagenti a flessione i cordoni di saldatura ortogonali all’azione di spinta sul corrimano, e al taglio quelli paralleli: Cordoni n.2 x (5,8 x 0,7) cm distanti fra loro 5,8 cm (sia paralleli che ortogonali all’azione) Wsald = 23,92 cm3 Jsald = 86,10 cm4 Asald = 8,12 cm2 Verifiche di resistenza saldatura: σ⊥ = Md / Wsald = 45000 / 23,92 = 1881 daN/cm2 < ft,k / (β γM2) = 4047 daN/cm2 τ// = Vd / Asald = 450 / 8,12 = 55 daN/cm2 < ft,k / (β γM2) = 4047 daN/cm2 Le verifiche sono positive.

Hk 100cm


199

7.6 ANALISI STATICA E SISMICA DELLA STRUTTURA

Modellazione della struttura: Le analisi statica e sismica, di tipo elastico lineare, sono state condotte utilizzando un codice di calcolo automatico agli elementi finiti (Nolian EWS 43 della ditta Softing s.r.l. di Roma). La struttura è stata schematizzata mediante due modelli spaziali tridimensionali: il primo senza fondazioni e con elementi di elevazione incastrati alla base, utilizzato per le verifiche delle strutture in accciaio; il secondo comprensivo delle fondazioni, utilizzato per il progetto delle stesse fondazioni in c.a.. I modelli sono costituiti da elementi finiti a due nodi tipo “trave” per modellare i pilastri e le travi in acciaio e da elementi di tipo “boundary” (elementi cui è affidata unicamente rigidezza assiale e non rotazionale) per simulare gli appoggi delle travi secondarie (UNP) su quelle principali (HEA). I controventi sono rappresentati da aste incernierate alle estremità. Nel secondo modello le fondazioni sono schematizzate con elementi finiti a due nodi tipo “trave su suolo elastico alla Winkler”. Il coefficiente di sottofondo è stato assunto pari a 5,0 daN/cm3 in funzione della tipologia di terreno del sito. Considerato che i vincoli elastici sono concentrati alle estremità degli elementi fondazionali, per una maggiore attendibilità dei risultati dell’analisi ciascun elemento di fondazione viene frazionato in una serie di sottoelementi, come illustrato nelle figure seguenti; per eseguire le verifiche tali elementi vengono preliminarmente ricomposti. Altri modelli parziali sono stati utilizzati per approfondire lo studio degli elementi in acciaio, anche secondari.

Considerandone il comportamento in fase elastica, per gli elementi fondazionali in c.a. si è assunto il valore della rigidezza valutato senza riduzioni per effetto della fessurazione:

Calcestruzzo C25/30 (fondazioni) Ecd = Ecu = 22000 (fcm/10)0,3 = 31475 N/mm2 = 314750 daN/cm2 (con fcm = fck + 8 = 33 N/mm2) Le rappresentazioni grafiche di seguito riportate illustrano schematicamente i modelli adottati. Vista modello F.E.M. con fondazioni – rappresentazioni “unifilare” e “solida”:


200

Condizioni di carico elementari statiche considerate: − G1 carichi permanenti strutturali (peso proprio strutture) − G2 grigliati carichi permanenti non strutturali (grigliati) − G2 parapetti carichi permanenti non strutturali (parapetti) − Q scale carichi variabili da calpestio su scale comuni (Cat. C: Affollamento)

Condizioni di carico elementari sismiche considerate: − E SLV X azione sismica allo SLV in direzione +X − E SLV Y azione sismica allo SLV in direzione +Y Esempio di applicazione carichi sul modello – carichi Q scale:


201

Metodo di analisi per azioni sismiche: L’analisi dell’organismo sismo-resistente è stata effettuata mediante analisi statica equivalente, di tipo lineare. Tale metodo è stato preferito a quello dell’analisi dinamica modale in quanto quest’ultimo, vista la particolarità della struttura, conduce ad azioni sismiche sottostimate. Le forze statiche orizzontali equivalenti all’azione sismica sono state determinate assegnando gli spettri di normativa, per lo SLV, per lo SLD e per lo SLO, definiti per il sito in esame considerando tutti i coefficienti moltiplicativi previsti dalla norma. Il software esegue un'analisi modale e calcola il primo periodo di oscillazione; da questo, impiegando lo spettro assegnato, viene determinato il coefficiente di risposta R. L'accelerazione di gravità è assegnata automaticamente nelle unità di misura del modello. Nonostante la limitata altezza della struttura è stato scelto il tipo di distribuzione lineare dell’azione sismica, quello che simula l'andamento dovuto al primo modo di vibrare, dipendente dall'altezza oltre che dalle masse. La distribuzione accidentale delle masse nel caso specifico non è stata presa in esame in quanto si ritiene non abbia senso in quanto non sono presenti solai rigidi. Gli effetti sulla struttura (sollecitazioni, deformazioni, spostamenti, ecc.) sono stati combinati successivamente applicando la seguente espressione:

1,00 Ex + 0,30 Ey con rotazione dei coefficienti moltiplicativi e opposizione dei segni algebrici (Ex ed Ey rappresentano gli effetti sismici applicati rispettivamente in direzione X e in direzione Y). Tra tutte le combinazioni sono stati successivamente individuati gli effetti più gravosi. La componente verticale dell’azione sismica non è stata considerata nel modello in quanto la struttura non presenta elementi significativi, del tipo di quelli indicati al par. 7.2.1 delle N.T.C.. Gli effetti dell’azione sismica sono stati valutati tenendo conto delle masse associate ai carichi permanenti e a quelli accidentali nel modo seguente:

G1 + G2 + ψ2*Qscale in cui G1 rappresenta il peso proprio strutture, G2 il peso permanente non strutturale e Qscale i carichi variabili da calpestio per scale comuni (Categoria C2 secondo NTC2008). I valori dei coefficienti di combinazione sono tratti dalla Tabella 2.5.I delle NTC2008: Per il carico delle scale Qscale si considera ψ2 = 0,6

Non sono contemplati i carichi del vento e della neve in quanto per essi il coefficiente di combinazione ψ2 è pari a 0,0 (il contributo della neve è nullo per quote inferiori a 1000 m s.l.m.). Inoltre si ricorda che non sono stati applicati i carichi vento e neve in quanto non sono presenti tamponamenti e tutte le pavimentazioni sono in grigliato.

La definizione degli spettri di progetto è funzione dei seguenti parametri: Coordinate geografiche: 45,9842°N – 13,2832°E Zona sismica: Comune di Pavia di Udine (UD) Vita nominale: VN ≥ 50 anni (costruzione tipo 2, opera ordinaria) Classe d’uso: III (costruzione il cui uso prevede affollamenti significativi) Periodo di riferimento: VR = VN * CU = 50 * 1,5 = 75 anni Categoria sottosuolo: B (vedere Relazione Geologica) Categoria topografica: T1 (superficie pianeggiante – vedere Relazione Geologica) Materiale struttura: Acciaio


202

Tipologia struttura: Struttura non dissipativa Smorzamento: 5 % Fattore di struttura: q = 1,0 (struttura non dissipativa) Trattandosi di opera in classe d’uso III sono stati considerati i seguenti stati limite di esercizio nei confronti delle azioni sismiche:

− Stato Limite di Operatività (SLO); − Stato Limite di Danno (SLD);

e il seguente stato limite ultimo: − Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV).


ag F0 TC*

SLO 0,060 2,467 0,256 SLD 0,078 2,453 0,280 SLV 0,204 2,493 0,341 Le accelerazioni introdotte nel programma di calcolo sono determinate come ag * g e valgono, rispettivamente per lo SLO, lo SLD e lo SLV:

0,060 * 981 = 59,32 cm/s2 0,078 * 981 = 76,16 cm/s2

0,204 * 981 = 200,20 cm/s2

Spettro SLO normalizzato – azione orizzontale: periodo risposta

0.00000 1.20000

0.07795 2.31382

0.12323 2.96087

0.23384 2.96087

0.31178 2.96087

0.36968 2.96087

0.46768 2.34047

0.54562 2.00612

0.62357 1.75535

0.70151 1.56032

0.77946 1.40428

0.85741 1.27662

0.93535 1.17024

1.01330 1.08022

1.09125 1.00306

1.16919 0.93619

1.24714 0.87768

1.32508 0.82605

1.40303 0.78016

1.48098 0.73910

1.55892 0.70214

1.63687 0.66871

1.71481 0.63831

1.79276 0.61056

1.87071 0.57610

1.94865 0.53094

2.02660 0.49088

2.10454 0.45519

2.18249 0.42326

2.26044 0.39457

2.33838 0.36871

2.41633 0.34530


203

Spettro SLD normalizzato - azione orizzontale periodo risposta

0.00000 1.20000

0.06452 2.04838

0.13256 2.94319

0.19355 2.94319

0.25806 2.94319

0.32258 2.94319

0.39769 2.94319

0.45161 2.59177

0.51613 2.26779

0.58065 2.01582

0.64516 1.81424

0.70968 1.64931

0.77419 1.51186

0.83871 1.39557

0.90323 1.29588

0.96774 1.20949

1.03226 1.13390

1.09677 1.06720

1.16129 1.00791

1.22581 0.95486

1.29032 0.90712

1.35484 0.86392

1.41935 0.82465

1.48387 0.78880

1.54839 0.75593

1.61290 0.72569

1.67742 0.69778

1.74194 0.67194

1.80645 0.64794

1.87097 0.62560

1.93548 0.59695

2.00000 0.55906

Spettro SLV normalizzato - azione orizzontale

periodo risposta

0.00000 1.19648

0.07795 2.09430

0.15509 2.98292

0.23384 2.98292

0.31178 2.98292

0.38973 2.98292

0.46528 2.98292

0.54562 2.54370

0.62357 2.22574

0.70151 1.97843

0.77946 1.78059

0.85741 1.61872

0.93535 1.48382

1.01330 1.36968

1.09125 1.27185

1.16919 1.18706

1.24714 1.11287

1.32508 1.04741

1.40303 0.98922

1.48098 0.93715

1.55892 0.89029

1.63687 0.84790

1.71481 0.80936

1.79276 0.77417

1.87071 0.74191

1.94865 0.71224

2.02660 0.68484

2.10454 0.65948

2.18249 0.63592

2.26044 0.61400

2.33838 0.59353

2.41633 0.57438


204

Si riportano in seguito le immagini rappresentative delle forze statiche equivalenti al sisma applicate (allo SLV). Forze sismiche allo SLV in direzione X: Forze sismiche allo SLV in direzione Y:


1 -0.30 * (1) E SLV X + -1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) E SLV X + 1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) E SLV X + -1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) E SLV X + 1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) E SLV Y + -1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) E SLV Y + 1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) E SLV Y + -1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) E SLV Y + 1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

9 1.50 * (1) Q scale + 1.50 * (1) G2 parapetti + 1.50 * (1) G2 grigliati + 1.30 * (1) G1

10 1.50 * (1) G2 parapetti + 1.50 * (1) G2 grigliati + 1.30 * (1) G1


1 Quasi Perm. 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

2 Quasi Perm. 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

3 Frequente 0.70 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

4 Frequente 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

5 Rara 1.00 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

6 Rara 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

Combinazioni di carico di danno allo SLD:

1 -0.30 * (1) E SLD X + -1.00 * (1) E SLD Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) E SLD X + 1.00 * (1) E SLD Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) E SLD X + -1.00 * (1) E SLD Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) E SLD X + 1.00 * (1) E SLD Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) E SLD Y + -1.00 * (1) E SLD X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) E SLD Y + 1.00 * (1) E SLD X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1


205

7 0.30 * (1) E SLD Y + -1.00 * (1) E SLD X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) E SLD Y + 1.00 * (1) E SLD X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

Combinazioni di carico di operatività allo SLO:

1 -0.30 * (1) E SLO X + -1.00 * (1) E SLO Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) E SLO X + 1.00 * (1) E SLO Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) E SLO X + -1.00 * (1) E SLO Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) E SLO X + 1.00 * (1) E SLO Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) E SLO Y + -1.00 * (1) E SLO X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) E SLO Y + 1.00 * (1) E SLO X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) E SLO Y + -1.00 * (1) E SLO X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) E SLO Y + 1.00 * (1) E SLO X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1


1 -0.30 * (1) E SLV X + -1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

2 -0.30 * (1) E SLV X + 1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

3 0.30 * (1) E SLV X + -1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

4 0.30 * (1) E SLV X + 1.00 * (1) E SLV Y + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

5 -0.30 * (1) E SLV Y + -1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

6 -0.30 * (1) E SLV Y + 1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

7 0.30 * (1) E SLV Y + -1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

8 0.30 * (1) E SLV Y + 1.00 * (1) E SLV X + 0.60 * (1) Q scale + 1.00 * (1) G2 parapetti + 1.00 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

9 1.30 * (1) Q scale + 1.30 * (1) G2 parapetti + 1.30 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

10 1.30 * (1) G2 parapetti + 1.30 * (1) G2 grigliati + 1.00 * (1) G1

7.7 VALUTAZIONI PRELIMINARI PER L’ANALISI SISMICA LINEARE


θ = (P * dr) / (V * h) Considerando che la struttura è priva di solai rigidi, e di conseguenza l’entità degli spostamenti e delle forze risulta variabile per ogni singolo pilastro, si considerano i dati relativi al portale più alto. La direzione sismica più svantaggiosa risulta essere la Y, il massimo carico verticale P si ha per la combinazione di carico n. 3:

θ = (2221 * 0,71) / (1319 * 387) = 0,003 < 0,1

e pertanto, accertato che tale valore è sempre inferiore al limite di 0,1 imposto dalla normativa, si può ritenere trascurabile l’effetto delle non linearità geometriche e pertanto non si rendono necessarie analisi degli effetti del secondo ordine.


206

7.8 VERIFICHE SLD E SLO PER CONDIZIONI SISMICHE

Verifica degli spostamenti allo SLD:

La struttura non presenterà alcun tamponamento ma a scopo cautelativo si intende condurre le verifiche previste in caso di tamponamenti con elementi collegati rigidamente. Si esegue la verifica degli spostamenti interpiano relativi all’azione sismica allo SLD (combinazione dei carichi comprendente sia la componente in direzione X che la componente in direzione Y). Il confronto degli spostamenti allo SLD deve essere fatto con il valore 0,005 * h.

Dalle verifiche condotte con il post-processore si è ottenuto (interpiano 387,5 cm, spostamento 0,25 cm):

Rimane verificato che: dr < 0,005 * h

Verifica degli spostamenti allo SLO:

La verifica è analoga alla precedente, ma il confronto degli spostamenti allo SLO deve essere fatto con il valore 2/3 * 0,005 * h = 2/3 * 0,0033 * h.

Allo stesso modo si dimostra che il massimo spostamento rilevato in sommità (interpiano 387,5 cm) è pari a 0,21 cm; rimane pertanto verificato che: dr = 0,00054 < 0,0033 * h


207

7.9 VERIFICHE SLE PER CONDIZIONI STATICHE

Verifica di fessurazione fondazioni:

Si sono eseguite le verifiche a fessurazione delle fondazioni in calcestruzzo armato considerando le combinazioni frequenti e quasi permanenti. Si ipotizzano condizioni ambientali ordinarie, in classe di esposizione XC2, e si prevede l’uso di acciaio ordinario e quindi armature poco sensibili. Per le strutture in c.a. si valutano, rispettivamente per le combinazioni frequenti e quelle quasi permanenti, i limiti di apertura delle fessure W3 = 0,4 mm e w2 = 0,3 mm. Si riporta di seguito una rappresentazione grafica dello stato di fessurazione in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite.

Fessurazione (rapporto massimo 0,203 rispetto ai valori limite)

Verifica delle tensioni di esercizio fondazioni:

Si sono eseguite le verifiche delle tensioni di esercizio per tutti gli elementi in calcestruzzo armato. Si è verificato che la massima tensione di compressione del calcestruzzo σc rispetti la limitazione seguente:



σs < 0.8 fyk per combinazioni caratteristiche (rare) Si riporta di seguito una rappresentazione grafica dello stato tensionale in cui il colore tendente al rosso rappresenta l’avvicinamento ai valori limite.

Tensioni calcestruzzo e acciaio (rapporto massimo 0,323 rispetto ai valori limite)


208

Verifica delle deformazioni di esercizio fondazioni:

Si riporta di seguito il tabulato relativo alle verifiche delle deformazioni di esercizio delle fondazioni, relativamente alla combinazione di carico rara: Elem Max. Defless. (cm) Lunghezza (cm) Ascissa (cm) Rapporto Lx/ Tipo Comb. Comb

19 0.1100 30.0000 30.0000 272.8235 Rara 5

20 0.0777 0.0000 30.0000 386.0735 Rara 5

21 0.1028 30.0000 30.0000 291.6966 Rara 5

22 0.0654 15.0000 15.0000 229.1954 Rara 5

23 0.0311 30.0000 30.0000 965.5858 Rara 5

89 0.0782 71.2500 142.5000 1821.4884 Rara 5

90 0.1015 48.7500 97.5000 960.1344 Rara 5

91 0.0782 0.0000 361.5000 4620.8353 Rara 5

92 0.0615 63.7500 127.5000 2072.0506 Rara 5

93 0.0937 48.7500 97.5000 1040.1415 Rara 5

Verifica delle deformazioni verticali strutture in acciaio:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.1 delle NTC 2008 si deve verificare che gli abbassamenti per la combinazione caratteristica delle azioni (G1 + G2 + Qscale) siano inferiori a 1/250 della lunghezza degli elementi costituenti i solai e che gli abbassamenti per le sole azioni variabili in combinazione caratteristica (nel caso specifico solamente Qscale) siano inferiori a 1/300 della stessa lunghezza. Si precisa che con il termine G2 si intende la somma delle componenti G2 grigliati + G2 parapetti.

Travi UNP 200 (cosciali prima rampa) – L = 379 cm – J = 1911 cm4 Carico: q = G1 + G2 + Qscale = 25 + (35 * 0,60) + 50 + (400 * 1,20 / 2) = 336 daN/m Abbassamento: (δ1 + δ2) = (5 * q * L4) / (384 * E * J) = 0,22 cm Massimo rapporto: (δ1 + δ2) / L = 0,22 / 379 ≅ 1 / 1700 < 1/250 Verificato

Carico: q’ = Qscale = (400 * 1,20 / 2) = 240 daN/m Abbassamento: δ2 = (5 * q’ * L4) / (384 * E * J) = 0,16 cm Massimo rapporto: δ2 / L = 0,16 / 379 ≅ 1 / 2300 < 1/300 Verificato

Travi HEA 160 (sostegno cosciali a quota pianerottolo intermedio) – L = 270 cm – J = 1670 cm4 Carico: G1 + G2 + Qscale Abbass. da analisi: (δ1 + δ2) = 0,38 cm Massimo rapporto: (δ1 + δ2) / (2*L) = 0,38 / 270 = 1 / 710 < 1/250 Verificato

Carico: Qscale Abbass. da analisi: δ2 = 0,13 cm Massimo rapporto: δ2 / L = 0,13 / 270 = 1 / 2077 < 1/300 Verificato

Verifica delle deformazioni orizzontali strutture in acciaio:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.2 delle NTC 2008 si deve verificare che gli spostamenti laterali alla sommità delle colonne, per la combinazione caratteristica delle azioni (G1 + G2 + Qscale), sia inferiore a 1/300 dell’altezza. Si rileva che lo spostamento alla sommità della colonna più alta (z = 387,5 cm) vale 0,21 cm. Massimo rapporto: δ / h = 0,21 / 387,5 = 1 / 1845 < 1/300


209

7.10 VERIFICHE SLU (STATICO E SISMICO)

7.10.1 Verifiche fondazioni

Le travi di fondazione vengono progettate restando in limite elastico e cioè imponendo che non vengano superate nei materiali le deformazioni del limite elastico, come previsto al paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Le sollecitazioni di progetto sono assunte pari a quelle derivanti dall’analisi in quanto già determinate per struttura non dissipativa con fattore q = 1,0. Non risulta pertanto necessario operare alcuna amplificazione ai sensi del paragrafo 7.2.5 delle N.T.C. 2008.

Considerato che i vincoli elastici alla Winkler sono concentrati alle estremità degli elementi, per una maggiore attendibilità dei risultati dell’analisi ciascun elemento di fondazione (tratto fra due nodi fondamentali) è stato frazionato in una serie di sottoelementi; per eseguire le verifiche tali elementi sono stati preliminarmente ricomposti.

Schema elementi dopo la ricomposizione:




210



x y z x y z

19 40 46 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30.00

20 47 39 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30.00

21 42 45 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30.00

22 43 41 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 15.00

23 48 44 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 30.00

89 39 49 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 142.50

90 49 40 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 97.50

91 49 41 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 361.50

92 44 43 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 127.50

93 41 42 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 97.50


19 40.00 40.00

20 40.00 40.00

21 40.00 40.00

22 40.00 40.00

23 40.00 40.00

89 40.00 40.00

90 40.00 40.00

91 40.00 40.00

92 40.00 40.00

93 40.00 40.00


19 1.54 14.50 -0.00 0.00 24.50

1.54 14.50 14.50 0.00 24.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 24.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 24.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 24.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 24.50

20 1.54 14.50 -0.00 5.50 24.50

1.54 14.50 14.50 5.50 24.50

1.54 -14.50 14.50 5.50 24.50

1.54 -14.50 0.00 5.50 24.50

1.54 -14.50 -14.50 5.50 24.50

1.54 14.50 -14.50 5.50 24.50

21 1.54 14.50 -0.00 0.00 24.50

1.54 14.50 14.50 0.00 24.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 24.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 24.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 24.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 24.50

22 1.54 14.50 -0.00 0.00 15.00

1.54 14.50 14.50 0.00 15.00

1.54 -14.50 14.50 0.00 15.00

1.54 -14.50 0.00 0.00 15.00

1.54 -14.50 -14.50 0.00 15.00

1.54 14.50 -14.50 0.00 15.00

23 1.54 14.50 -0.00 5.50 24.50

1.54 14.50 14.50 5.50 24.50

1.54 -14.50 14.50 5.50 24.50

1.54 -14.50 0.00 5.50 24.50

1.54 -14.50 -14.50 5.50 24.50

1.54 14.50 -14.50 5.50 24.50

89 1.54 14.50 -0.00 0.00 142.50

1.54 14.50 14.50 0.00 142.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 142.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 142.50


211

1.54 -14.50 -14.50 0.00 142.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 142.50

90 1.54 14.50 -0.00 0.00 97.50

1.54 14.50 14.50 0.00 97.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 97.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 97.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 97.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 97.50

91 1.54 14.50 -0.00 0.00 361.50

1.54 14.50 14.50 0.00 361.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 361.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 361.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 361.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 361.50

92 1.54 14.50 -0.00 0.00 127.50

1.54 14.50 14.50 0.00 127.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 127.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 127.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 127.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 127.50

93 1.54 14.50 -0.00 0.00 97.50

1.54 14.50 14.50 0.00 97.50

1.54 -14.50 14.50 0.00 97.50

1.54 -14.50 0.00 0.00 97.50

1.54 -14.50 -14.50 0.00 97.50

1.54 14.50 -14.50 0.00 97.50


19 0.00 30.00 1.01 1.01 16.00

20 0.00 30.00 1.01 1.01 16.00

21 0.00 30.00 1.01 1.01 16.00

22 0.00 15.00 1.01 1.01 16.00

23 0.00 30.00 1.01 1.01 16.00

89 0.00 142.50 1.01 1.01 16.00

90 0.00 97.50 1.01 1.01 16.00

91 0.00 361.50 1.01 1.01 16.00

92 0.00 127.50 1.01 1.01 16.00

93 0.00 97.50 1.01 1.01 16.00

Verifica flessionale travi di fondazione Elem Ascissa Mz (kgxcm) Mr (kgxcm) F.Sic. Comb.

19 5.50 -11188.44 546572.80 > 10.00 2

15.00 527.45 26373.84 > 10.00 1

24.50 75.66 3783.96 > 10.00 1

20 5.50 -486.64 24333.71 > 10.00 1

15.00 -3566.50 178326.83 > 10.00 1

24.50 -9372.90 468646.74 > 10.00 1

21 5.50 -15086.11 547844.28 > 10.00 4

15.00 3044.20 152210.99 > 10.00 1

24.50 421.45 21073.61 > 10.00 1

22 5.50 320723.38 543256.54 1.69 2

7.50 326076.23 548422.64 1.68 2

9.50 331412.49 545503.67 1.65 2

23 5.50 -469.83 23491.59 > 10.00 1

15.00 -3439.55 171977.64 > 10.00 1

24.50 -9029.07 451453.26 > 10.00 1


212

89 14.25 32045.13 548037.54 > 10.00 9

71.25 157979.13 547295.86 3.46 9

128.25 232635.77 547114.36 2.35 9

90 9.75 205133.48 543784.03 2.65 9

48.75 128274.57 547202.53 4.27 9

87.75 20669.00 546840.30 > 10.00 9

91 36.15 63884.42 548414.08 8.58 9

180.75 150646.22 548023.42 3.64 9

325.35 78447.82 547679.20 6.98 8

92 12.75 30871.85 547914.97 > 10.00 2

63.75 134860.11 548272.51 4.07 2

114.75 270483.74 545523.96 2.02 2

93 9.75 377777.30 544991.72 1.44 2

48.75 221769.15 545435.15 2.46 2

87.75 34564.63 547295.87 > 10.00 2


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.

19 5.50 892.33 18661.07 > 10.00 2

15.00 561.29 18661.07 > 10.00 2

24.50 211.29 18661.07 > 10.00 2

20 5.50 -176.21 18661.41 > 10.00 1

15.00 -469.94 18661.11 > 10.00 1

24.50 -750.22 18661.09 > 10.00 1

21 5.50 1196.94 18661.07 > 10.00 4

15.00 757.45 18661.07 > 10.00 4

24.50 286.76 18661.11 > 10.00 4

22 5.50 3194.22 18661.07 5.84 4

7.50 3176.96 18661.07 5.87 4

9.50 3158.60 18661.07 5.91 4

23 5.50 -172.65 18661.07 > 10.00 3

15.00 -461.95 18661.07 > 10.00 3

24.50 -739.96 18661.07 > 10.00 3

89 14.25 2665.63 18661.07 7.00 9

71.25 1759.99 18661.07 > 10.00 9

128.25 1096.34 18661.07 > 10.00 4

90 9.75 -1610.54 18661.07 > 10.00 9

48.75 -2346.45 18661.07 7.95 9

87.75 -3192.13 18661.07 5.85 9

91 36.15 1474.58 18661.07 > 10.00 9

180.75 -419.50 18661.07 > 10.00 7

325.35 -1537.58 18661.07 > 10.00 9

92 12.75 1552.08 18661.07 > 10.00 2

63.75 2439.67 18661.07 7.65 2

114.75 -3000.53 18661.07 6.22 3

93 9.75 -3754.68 18661.07 4.97 2

48.75 -4320.33 18661.07 4.32 2

87.75 -5396.55 18661.07 3.46 4



213

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 a torsione Elem P/T Qta Ascissa (cm) Comb. Td (kgxcm) Tr (kgxcm) Vd (kg) Vr (kg) Fs

19 F 5.50 7 -257.45 455187.56 753.42 18661.07 > 10.00

15.00 7 -157.62 455187.56 470.94 18661.09 > 10.00

24.50 7 -57.80 455187.56 176.23 18661.20 > 10.00

20 F 5.50 9 51.00 455187.56 93.56 18661.89 > 10.00

15.00 9 139.09 455187.56 253.88 18661.18 > 10.00

24.50 9 227.18 455187.56 412.58 18661.11 > 10.00

21 F 5.50 8 306.00 455187.56 807.14 18661.07 > 10.00

15.00 8 187.35 455187.56 505.37 18661.07 > 10.00

24.50 8 68.69 455187.56 189.41 18661.08 > 10.00

22 F 5.50 4 -1030.74 204965.10 3194.22 18661.07 5.68

7.50 4 -1043.44 204965.10 3176.97 18661.07 5.70

9.50 4 -1056.14 204965.10 3158.60 18661.07 5.73

23 F 5.50 8 -62.84 455187.56 43.02 18661.07 > 10.00

15.00 8 -171.37 455187.56 107.64 18661.07 > 10.00

24.50 8 -279.90 455187.56 159.99 18661.07 > 10.00

89 F 14.25 5 12987.95 204965.10 1885.41 18661.07 6.08

71.25 5 13463.21 455187.56 997.74 18661.07 > 10.00

128.25 5 13963.78 455187.56 160.52 18661.08 > 10.00

90 F 9.75 5 13849.66 455187.56 1441.58 18661.07 > 10.00

48.75 5 14207.21 204965.10 2039.41 18661.07 5.60

87.75 7 14541.99 204965.10 2955.85 18661.07 4.36

91 F 36.15 4 88085.08 455187.56 902.85 18661.07 5.17

180.75 4 91925.80 455187.56 38.39 18661.07 4.95

325.35 4 96740.90 455187.56 952.24 18661.07 4.71

92 F 12.75 8 -488.54 455187.56 71.98 18661.07 > 10.00

63.75 2 -124.87 204965.10 2439.67 18661.07 7.65

114.75 3 -626.68 204965.10 3000.53 18661.07 6.10

93 F 9.75 2 7457.05 204965.10 3754.68 18661.07 4.21

48.75 2 7408.06 204965.10 4320.33 18661.07 3.74

87.75 2 7365.59 204965.10 5362.93 18661.07 3.09




214

7.10.2 Verifiche strutture principali in acciaio

Schema elementi:




215

Rappresentazione generale delle verifiche di resistenza e stabilità dei profilati:

Nella rappresentazione grafica il colore tendente al rosso indica l’avvicinamento del fattore di sfruttamento della sezione all’unità, comprendendo le verifiche di resistenza a taglio, a pressoflessione ed assiale e le verifiche di instabilità a taglio, flessionale e flesso-torsionale. Il masssimo fattore di sfruttamento è pari a 0,585 ed è relativo alla verifica di instabilità flesso-torsionale per un elemento UNP 200. Si riportano di seguito le rappresentazioni sintetiche delle verifiche eseguite per gli elementi più sollecitati per ciascuna tipologia di profilato prevista in progetto. Le verifiche sono eseguite considerando la classe dell’acciaio S275. Verifiche dei profilati UNP 200:

Si può notare che il coefficiente di sicurezza minimo per i profilati UNP 200 è esattamente l’inverso del massimo fattore di sfruttamento individuato in precedenza (1 / 0,585 = 1,708).


216

Verifiche dei profilati UNP 160:

Verifiche dei profilati HEA 160:


217

7.10.3 Verifiche elementi di controvento

Schema elementi con rappresentazione degli sforzi assiali:

Considerazioni e verifiche:

Al fine di evitare gli oneri computazionali di un’analisi non lineare, è stata svolta un’analisi statica equivalente, di tipo lineare, con i diagonali che possono assumere sia la funzione di tiranti che quella di puntoni. Per tener conto di questa semplificazione la verifica dei tiranti viene eseguita raddoppiando la massima sollecitazione assiale sopra indicata.

L’azione di calcolo diventa: NEd = 2 * 1841 = 3682 daN

I controventi sono realizzati con profilati angolari ad ali uguali 70x6 mm e sono fissati con bulloni M 16 classe 8.8 passanti entro fori φ17 mm. Le caratteristiche della sezione sono: Atotale = 8,13 cm2 Anetta = 8,13 – (1,7 * 0,7) = 6,94 cm2

Verifica a trazione su sezione totale profilato (verifica plastica a snervamento) Npl,Rd = Atotale * fyk / γM0 = (8,13 * 2750) / 1,05 = 3150 / 1,05 = 21292 daN > NEd (verificato)

Verifica a trazione su sezione profilato in corrispondenza dei fori (verifica a rottura) Nu,Rd = 0,9 * Anetta * ftk / γM2 = 0,9 * (6,94 * 4300) / 1,25 = 21486 daN > NEd (verificato)

Verifica a taglio bullone (singola sezione di taglio – ipotesi piano di taglio su parte filettata) Fv,Rd = 0,6 * ftb * Ares / γM2 = 0,6 * 8000 * 1,57 / 1,25 = 6028 daN > NEd (verificato)


218

7.10.4 Verifiche fissaggi di base

Verifica base pilastri HEA 160:

Si intende realizzare la stessa base per tutti i 4 pilastri HEA 160, a prescindere dalle sollecitazioni da essi trasmesse alla fondazione. Le seguenti verifiche vengono pertanto condotte sulla base dei massimi valori di sollecitazione rilevati in fase di analisi. Il pilastro che presenta maggiori sollecitazioni è il n. 87 (numerazione dopo composizione, v. immagine riportata in precedenza) e le combinazioni di carico di progetto sono la 5 (massimo momento flettente) e la 3 (massimo taglio).

Sollecitazioni di progetto:

Comb. 5 Mz = 42953 daNcm N = 1825 daN Ty = 121 daN Tz ≅ 0

Comb. 3 Mz = 10122 daNcm N = -6472 daN (contributo assiale e componente di trazione del controvento) Ty = 30 daN Tz = 1606 daN (raddoppiato rispetto al risultato dell’analisi lineare)

Disegno piastra di collegamento:

La piastra avrà spessore di 10 mm, sarà dotata di piastre di irrigidimento e sarà ancorata con n. 4 tirafondi filettati M16 classe 8.8. A favore di sicurezza per le successive verifiche dei tirafondi si assumono le caratteristiche di resistenza della classe 5.6 (si considera classe 8.8 quando risulta cautelativo).


219

Verifica sezione di collegamento per massima presso-flessione (il taglio è trascurabile):

Le tensioni restano ampiamente in campo elastico.

Verifica sezione di collegamento per massimo taglio (la tenso-flessione non è trascurabile):

Si suppone che il taglio venga assorbito dai tirafondi per effetto “spinotto”. Si deve dimostrare che: Td < VRd = Vdd in cui: Vdd = 0,25 * fyd * ΣAs (valore taglio resistente per effetto “spinotto”) fyd = (3000 / 1,15) = 2609 daN/cm2 (tensione di snervamento di progetto della barra d’acciaio) ΣAs = 4 * 1,57 = 6,28 cm2 (sezione resistente totale di 4 barre φ16 filettate) Si determina pertanto: Td = (302 + 16062)0,5 = 1606 daN < 0,25 * 2609 * 6,28 = 4096 daN (verifica rispettata) Si esegue ora una verifica della barra filettata per taglio e trazione facendo riferimento alle indicazioni delle NTC2008 per unione con bulloni.

(Fv,Ed / Fv,Rd) + (Ft,Ed / 1,4 Ft,Rd) ≤ 1 con la limitazione (Ft,Ed / Ft,Rd) ≤ 1

in cui:

Fv,Ed = Td / n = 1606 / 4 = 402 daN sollecitazione di taglio Ft,Ed = fd * Ares = 1170 * 1,57 = 1837 daN sollecitazione di trazione


220

Fv,Rd = 0,6 * ftb * Ares / γM2 = 0,6 * 5000 * 1,57 / 1,25 = 3768 daN resistenza a taglio Ft,Rd = 0,9 * ftb * Ares / γM2 = 0,9 * 5000 * 1,57 / 1,25 = 5652 daN resistenza a trazione

La massima sollecitazione di trazione sui bulloni è stata così determinata:

Applicando le formulazioni di verifica delle NTC2008 risulta:

(402 / 3768) + [1837 / (1,4*5652)] = 0,34 < 1 (verifica rispettata) 1837 / 5652 = 0,33 < 1 (limitazione rispettata) Verifica piastra irrigidita:


221

Il massimo momento flettente teorico cui può essere sottoposta la sezione è uno dei seguenti: Per schiacciamento allo SLU del calcestruzzo: Md cls = fcd * B * H * H/ 2 = 141,7 * 22,0 * 7,5 * 3,75 = 87677 daNcm Per tiro allo SLU dei tirafondi: Md tiraf = fyd * Atiraf * d = 6490/1,05 * (2 * 1,57) * 3,9 = 75692 daNcm

La verifica della sezione in acciaio fornisce i seguenti risultati: yG = 3,12 cm Jxx = 485,4 cm4 Wsup = 61,6 cm3 Winf = 155,6 cm3 La resistenza a flessione, in campo elastico, risulta: Me,Rd = Wel,min * fyk / γM0 = 61,6 * 2750 / 1,05 = 161333 daNcm Il valore resistente è superiore al maggiore dei momenti flettenti attesi, pertanto la sezione è verificata. I tirafondi saranno ancorati alla fondazione mediante fissaggio a profilati UNP 100 inseriti nella fondazione stessa

Verifica base travi UNP 200:

Le 2 travi “cosciali” della prima rampa vengono fissate direttamente alla fondazione. Il vincolo considerato nel modello di calcolo è di semplice cerniera. Si intende realizzare la stessa base per entrambe le travi, a prescindere dalle sollecitazioni da esse trasmesse alla fondazione. Le seguenti verifiche vengono pertanto condotte sulla base dei massimi valori di sollecitazione rilevati in fase di analisi. Dai diagrammi riportati in precedenza si può notare che la trave interna scarica una notevole forza di taglio in direzione X. La combinazione di carico di progetto è la 5 (massimo taglio e contemporanea azione di trazione).

Sollecitazioni di progetto:

Comb. 5 Mz = 0 N = -1597 daN Ty = 3548 daN Tz = 10 daN

La piastra avrà spessore di 10 mm e sarà ancorata con n. 6 tirafondi filettati M16 classe 8.8. A favore di sicurezza per le successive verifiche dei tirafondi si assumono le caratteristiche di resistenza della classe 5.6.

Anche in questo caso si suppone che il taglio venga assorbito dai tirafondi per effetto “spinotto”. Si deve dimostrare che: Td < VRd = Vdd in cui: Vdd = 0,25 * fyd * ΣAs (valore taglio resistente per effetto “spinotto”) fyd = (3000 / 1,15) = 2609 daN/cm2 (tensione di snervamento di progetto della barra d’acciaio) ΣAs = 6 * 1,57 = 9,42 cm2 (sezione resistente totale di 4 barre φ16 filettate) Si determina pertanto: Td = (35482 + 102)0,5 = 3548 daN < 0,25 * 2609 * 9,42 = 6144 daN (verifica rispettata)


222

Si esegue ora una verifica della barra filettata per taglio e trazione facendo riferimento alle indicazioni delle NTC2008 per unione con bulloni.

(Fv,Ed / Fv,Rd) + (Ft,Ed / 1,4 Ft,Rd) ≤ 1 con la limitazione (Ft,Ed / Ft,Rd) ≤ 1

in cui:

Fv,Ed = Td / n = 3548 / 6 = 591 daN sollecitazione di taglio Ft,Ed = Nd / n = 1597 / 6 = 266 daN sollecitazione di trazione

Fv,Rd = 0,6 * ftb * Ares / γM2 = 0,6 * 5000 * 1,57 / 1,25 = 3768 daN resistenza a taglio Ft,Rd = 0,9 * ftb * Ares / γM2 = 0,9 * 5000 * 1,57 / 1,25 = 5652 daN resistenza a trazione

Applicando le formulazioni di verifica delle NTC2008 risulta:

(591 / 3768) + [266 / (1,4*5652)] = 0,19 < 1 (verifica rispettata) 266 / 5652 = 0,05 < 1 (limitazione rispettata) Analogamente al fissaggio dei pilastri, i tirafondi saranno ancorati alla fondazione mediante fissaggio a profilati UNP 100 inseriti nella fondazione stessa

7.10.5 Verifica pressioni sul terreno (SLU GEO)

Il seguente grafico illustra le pressioni sul terreno per la combinazione di carico più sollecitante tra quelle dell’elenco riportato in precedenza per le verifiche geotecniche (GEO). Esse sono determinate con riferimento alla costante elastica di Winkler KW = 5,0 daN/cm3. Non sono necessarie amplificazioni dei carichi in quanto l’analisi sismica è stata condotta con riferimento ad una struttura non dissipativa (q = 1,0).


Eseguendo le verifiche geotecniche secondo l’approccio 2, considerando il valore Rd determinato nella relazione geotecnica per le fondazioni aventi impronta di 40 cm su lunghezza di 400 cm, poste alla profondità di 65 cm si ottiene:

Rd / Fd = 4,74 / 1,43 = 3,31 > 2,3 Il coefficiente di sicurezza risulta pari a: 3,31 / 2,3 = 1,44


223

7.10.6 Verifica a ribaltamento globale

Schema di calcolo: Si intende eseguire una verifica di stabilità a ribaltamento rigido dell’intera scala sotto azione sismica. A favore di sicurezza si considerano le masse della scala concentrate alla quota di 2/3 dell’altezza massima. La fondazione ha le dimensioni riportate negli elaborati grafici allegati. I carichi verticali si considerano centrati rispetto all’impronta di fondazione. La verifica viene eseguita per azione sismica trasversale (direzione globale Y) in quanto direzione debole per il ribaltamento. Azioni di calcolo: Il peso sismico è ottenuto per interrogazione del sw di analisi ed è associato alla combinazione di carico G1+G2+0,6*Qscale. La corrispondente azione sismica è la somma delle azioni sismiche agenti sui singoli nodi, determinate in precedenza.

Si considerano le seguenti grandezze: Peso sismico scala PSLV = 1216 + (528 + 1202) + (0,6*6010) = 6552 daN Azione sismica scala (orizzontale) ESLV = 2875 daN Quota applicazione da base fond. h = (2/3 * 4,06) + 0,40 ≅ 3,10 m Peso fondazione Pfond = (0,40*0,40*2500)*(3,30+3,20+3,30) = 3920 daN Distanza dal punto di ribaltamento b = 3,30 / 2 = 1,65 m Verifiche: Si esegue una verifica a ribaltamento rigido rispetto allo spigolo di base della fondazione nella direzione trasversale. Considerando che si fa riferimento ad azioni verticali e orizzontali in fase sismica per la determinazione dei momenti ribaltante e stabilizzante non si fa uso di coefficienti parziali di sicurezza amplificativi o riduttivi dei carichi. Si ricorda inoltre che l’azione sismica è calcolata con fattore di struttura unitario.

Mrib = ESLV * h = 2875 * 3,10 = 8913 daNm

Mstab = (PSLV + Pfond) * b = (6552 + 3920) * 1,65 = 17279 daNm

Risulta pertanto: Mstab / Mrib = 17279 / 8913 = 1,94 > 1,0 verificato


224

8. RICOSTRUZIONE SCALA DI EMERGENZA A UNA RAMPA


Si prevede la rimozione della scala esistente e la successiva sua ricostruzione. Si tratta di una scala a unica rampa, con pianerottolo superiore, necessaria a superare un dislivello di circa 2,3 m. La struttura in elevazione sarà in profilati in acciaio tipo HEA e UNP. I controventi saranno in profilati angolari in acciaio. I gradini e i pianerottoli saranno realizzati con grigliati metallici disponibili in commercio per l’uso specifico. Come per la scala attuale, il pilastro sarà appoggiato su una semplice base in calcestruzzo esistente. Analogamente alla scala attuale il portale sarà fissato superiormente alla struttura in c.a. del fabbricato scolastico.


Vale quanto indicato per la scala di emergenza a due rampe.

8.3 GRIGLIATO AUTOPORTANTE PER PIANEROTTOLI


8.4 GRADINI AUTOPORTANTI


8.5 VERIFICA PARAPETTO


8.6 ANALISI DELLA STRUTTURA

Vale quanto indicato per la scala di emergenza a due rampe. Vista modello F.E.M. – rappresentazioni “unifilare” e “solida”:


225

Condizioni di carico elementari statiche considerate: − G1 carichi permanenti strutturali (peso proprio strutture) − G2 carichi permanenti non strutturali (grigliato) − Qcalpestio carichi variabili da calpestio su scale comuni (Cat. C: Affollamento) Si esegue unicamente l’analisi statica della struttura, in quanto l’azione sismica viene trasmessa completamente al fabbricato al quale la scala viene ancorata. Si esegue a parte l’analisi e la verifica del controvento di pianerottolo che assolve a tale funzione. Esempio di applicazione carichi sul modello – carichi Qcalpestio:


1 1.50 * (1) Qcalpestio + 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1

2 1.50 * (1) G2 + 1.30 * (1) G1


1 Quasi Perm. 0.60 * (1) Qcalpestio + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

2 Quasi Perm. 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

3 Frequente 0.70 * (1) Qcalpestio + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

4 Frequente 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

5 Rara 1.00 * (1) Qcalpestio + 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

6 Rara 1.00 * (1) G2 + 1.00 * (1) G1

8.7 VERIFICHE SLE PER CONDIZIONI STATICHE

Verifica delle deformazioni verticali strutture in acciaio:

Ai sensi del par. 4.2.4.2.1 delle NTC 2008 si deve verificare che gli abbassamenti per la combinazione caratteristica delle azioni (G1 + G2 + Qcalpestio) siano inferiori a 1/250 della lunghezza degli elementi costituenti i solai e che gli abbassamenti per le sole azioni variabili in combinazione caratteristica (nel caso specifico solamente Qcalpestio) siano inferiori a 1/300 della stessa lunghezza.


226

Travi UNP 200 (cosciali) – L = 453 cm – J = 1911 cm4 Carico: q = G1 + G2 + Qcalpestio

Abbassamento: (δ1 + δ2) = 0,276 cm Massimo rapporto: (δ1 + δ2) / L = 0,276 / 453 ≅ 1 / 1600 < 1/250 Verificato

Travi UNP 200 (cosciali) – L = 453 cm – J = 1911 cm4

Carico: q’ = Qcalpestio Abbassamento: δ2 = 0,237 cm Massimo rapporto: δ2 / L = 0,237 / 453 ≅ 1 / 1900 < 1/300 Verificato

8.8 VERIFICHE SLU

8.8.1 Verifiche elementi in acciaio



227


Schema elementi con grafico riassuntivo verifiche di resistenza e di instabilità:

Dall’immagine sopra riportata, elaborata dal sw utilizzato, si evince che la verifica più sfavorevole riguarda l’instabilità flesso-torsionale dlle travi “cosciali” UNP 200. Il massimo fattore di sfruttamento risulta pari a 0,328 e quindi il coefficiente di sicurezza è 1 / 0,328 = 3,05.


228

Tabella con dati elemento maggiormente sollecitato (travi UNP 200):


Attenzione: verifiche eseguite per profilato UNP 200 in acciaio classe S235.


229

8.8.2 Verifiche piede colonna

Massimo carico al piede:

La colonna è considerata semplicemente appoggiata alla base, in quanto non esiste una vera e propria fondazione ma soltanto una base in calcestruzzo. Vista la presenza di prese di luce e aria “a bocca di lupo” per le finestre del piano interrato risulta impossibile realizzare nuove fondazioni.

Il massimo carico verticale allo SLU trasmesso al piede è pari a 2104 daN. Massima pressione sul supporto in calcestruzzo:

Si prevede di realizzare la base con una piastra delle dimensioni (200x200x10) mm. Considerando tale piastra sufficientemente rigida si vuole dimostrare che la pressione trasmessa al supporto in calcestruzzo sia ammissibile.

Pressione alla base σ = NSLU / A = 2104 / (20,0*20,0) = 5,3 daN/cm2

Tale pressione è considerata ammissibile anche per un supporto in calcestruzzo di bassa resistenza.

8.8.3 Verifiche controvento del pianerottolo

Premessa:

Si prevede la realizzazione di un controventamento piano alla quota del pianerottolo, realizzato con profilati ad L 70x6 mm incrociati. Date le modeste dimensioni della scala, l’azione sismica non è stata finora considerata. A questo punto si esegue una stima dell’azione sismica per il dimensionamento e la verifica dei diagonali di controventamento e degli ancoranti per il fissaggio alla struttura in c.a. del fabbricato scolastico.

Valutazione azione sismica:

L’azione sismica complessiva allo SLV associata alla scala viene determinata con l’espressione: E = msismica * S(T) = (Wsismico / g) * S(T)

Il peso sismico Wsismico viene così determinato: Wsismico = (5,80 * 1,50) * (35 + 35 + 0,6*400) = 2697 daN ≅ 2700 daN


230

A favore di sicurezza si assume il valore spettrale S(T) massimo (al plateau, vedere precedenti capitoli), considerando ag = 0,204*g per lo SLV (vedere precedenti capitoli), fattore q = 1,0 per struttura non dissipativa, categoria di sottosuolo B (vedere Relazione Geologica) e categoria topografica T1 (superficie pianeggiante – vedere Relazione Geologica). Il valore spettrale massimo diventa pertanto:

S(T) = 0,204 * g * 2,961 = 0,604 * g

L’azione sismica allo SLV diventa: E = (Wsismico / g) * S(T) = (2700 / g) * (0,604 * g) = 1631 daN

La quota parte di azione sismica di competenza del diagonale di controventamento è esattamente la metà di quella complessiva:

Econtrovento = E / 2 = 1631 / 2 = 816 daN

Verifiche:

Il controvento presenta un’angolo di circa 48° rispetto all’azione orizzontale sismica, pertanto sarà soggetto ad un’azione di trazione pari a:

NEd = Econtrovento / cos 48° = 816 / 0,669 = 1224 daN

I controventi sono realizzati con profilati angolari ad ali uguali 70x6 mm e sono fissati con bulloni M 16 classe 8.8 passanti entro fori φ17 mm. Le caratteristiche della sezione sono: Atotale = 8,13 cm2 Anetta = 8,13 – (1,7 * 0,7) = 6,94 cm2

Verifica a trazione su sezione totale profilato (verifica plastica a snervamento) Npl,Rd = Atotale * fyk / γM0 = (8,13 * 2350) / 1,05 = 18195 daN > NEd (verificato)

Verifica a trazione su sezione profilato in corrispondenza dei fori (verifica a rottura) Nu,Rd = 0,9 * Anetta * ftk / γM2 = 0,9 * (6,94 * 3600) / 1,25 = 17988 daN > NEd (verificato)

Verifica a taglio bullone (singola sezione di taglio – ipotesi piano di taglio su parte filettata) Fv,Rd = 0,6 * ftb * Ares / γM2 = 0,6 * 8000 * 1,57 / 1,25 = 6028 daN > NEd (verificato)

8.8.4 Verifiche piastra di attacco al fabbricato

Premessa:

La testa della trave di sostegno della scala è ancorata al fabbricato con vincolo di cerniera. Si adotterà una piastra dello spessore di 10 mm ancorata con n. 2 tasselli chimici ad iniezione, tipo Hilti HIT-HY 200-A + HIT-V-R M16 o equivalenti (viti in acciaio inox). A favore di sicurezza si suppone che i vincoli a terra non siano in grado di trasmettere azioni orizzontali.

Verifica allo SLU (combinazioni statica e sismica)

Si considerano le combinazioni di carico allo SLU che massimizzano le sollecitazioni al nodo: SLU statico 1,3*G1 + 1,5*Q2 + 1,5*Qcalpestio SLU sismico G1 + G2 + 0,6*Qcalpestio + EX + 0,3 EY


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La combinazione statica implica le seguenti sollecitazioni (da analisi eseguita con il sw): Tvert = 1483 daN Torizz = 0 N = 0

La combinazione sismica implica le seguenti sollecitazioni: Tvert = 679 daN Da analisi eseguita con il sw Torizz = 1631 daN Vedere paragrafo precedente N = 909 + 489 = 1398 daN L’azione assiale ha due componenti: la trazione dovuta all’effetto

tirante del diagonale sotto l’azione EX (N = Econtrovento * sen 48° = 1224 * 0,743 = 909 daN e la trazione per l’effetto della componente 0,3*EY (azione ortogonale a EX e quindi alla piastra di ancoraggio, con possibilità di compressione e di trazione: 0,3*1631 = 489 daN)

La combinazione di carico determinante per il dimensionamento dell’ancoraggio è quella sismica. Si riporta di seguito una sintesi dei tabulati di verifica dell’ancoraggio generati con il software fornito dal produttore:


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Codroipo, marzo 2017. IL PROGETTISTA per presa visione (ing. Maurizio Liani) IL DIRETTORE LAVORI


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VALIDAZIONE DEI RISULTATI DEI CALCOLI E DELLE VERIFICHE Codici di calcolo utilizzati:

- Per l’analisi statica e dinamica dei fabbricati in c.a. e acciaio e per le verifiche delle membrature sono stati utilizzati i seguenti programmi di calcolo: ALL-IN-ONE (Versione EWS 43 – Licenza n. 25988 – Softing s.r.l. Roma)

- Per le verifiche a pressoflessione delle sezioni in c.a., e per il controllo delle verifiche a pressoflessione condotte con All-In-One, è stato utilizzato il programma di calcolo: V.C.A. SLU 7.7 del Prof. Piero Gelfi (programma freeware).

- Per il controllo delle verifiche a taglio delle sezioni in c.a. è stato utilizzato un foglio di calcolo “Microsoft Excel” predisposto dal sottoscritto progettista.

La documentazione fornita da ciascun produttore e/o distributore dei software contiene una esauriente descrizione delle basi teoriche e degli algoritmi impiegati, l’individuazione dei campi d’impiego, nonché casi prova interamente risolti e commentati, per i quali sono forniti i file di input necessari a riprodurre l’elaborazione. Per i suindicati programmi di calcolo il sottoscritto progettista ha esaminato preliminarmente la documentazione a corredo dei software e ne ha valutato l’affidabilità e l’idoneità al caso specifico. In particolare il programma freeware “V.C.A. SLU” del Prof. Piero Gelfi, utilizzato per la verifica a flessione e presso-flessione allo S.L.U. delle sezioni in c.a., è comunemente considerato un programma di riferimento per tali verifiche. L’attendibilità dei fogli di calcolo sviluppati dal sottoscritto progettista è stata testata su esempi disponibili in letteratura.

Verifica tagliante di piano azione sismica

Per valutare l’attendibilità dei valori di azione sismica determinati con il software in analisi dinamica modale si intende eseguire una stima di tale azione allo SLV, applicando il metodo dell’analisi statica lineare. La determinazione dell’azione sismica prevede la preliminare valutazione del principale periodo proprio della struttura. Per una struttura a pareti in c.a. il periodo proprio può essere determinato in modo approssimato utilizzando la formula proposta dalle N.T.C. 2008 al paragrafo 7.3.3.2: T1= C1 * H3/4 = 0,050 * H3/4 = 0,050 * 8,53/4 = 0,25 sec (struttura a pareti in c.a. – dallo spiccato di fondazione H ≅ 8,5 m). Si ricordano i valori dei parametri utilizzati per la definizione del valore spettrale d progetto:

ag F0 TC*

SLV 0,204 2,493 0,341

Si determinano i valori significativi del periodo di vibrazione, per terreno di tipo B, in cui cambia l’andamento dello spettro: TC = CC * TC* = 1,364 * 0,341 = 0,47 s TB = TC / 3 = 0,16 s TD = 4,0 (ag / g) + 1,6 = 2,42 s Considerando lo spettro sismico allo SLV per un fabbricato con periodo di riferimento di 75 anni sito in Comune di Pavia di Udine, senza amplificazioni topografiche, su terreno tipo B, con fattore di struttura q = 2,4, per valori del periodo compresi fra TB e TC, il suo valore risulta:

S(T) = ag * S * 1/q * F0


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Pertanto risulta: S(T) = 0,204 * g * 1,196 * 1/2,4 * 2,493 = 0,254 * g

Per la porzione fuori terra i carichi agenti in fase sismica sulla struttura sono stati stimati nei valori riportati di seguito. L’incidenza delle travi in c.a. è considerata incrementando del 10% il peso dei solai. Si considera che l’azione sismica effettivamente trasmessa sugli elementi resistenti in c.a. fuori terra sia associata alla massa totale ad eccezione di quella relativa alla semi-altezza inferiore del piano terra.

Gcopertura = 1,10 * 630 m2 * (275+285) daN/m2 = 388.080 daN

Gcop aula magna = 1,10 * 115 m2 * (275+210) daN/m2 = 61.353 daN

Gsporti = 170 m2 * (300+110) daN/m2 = 69.700 daN

Gsolai calpestio = 1,10 * 630 m2 * (300+325) daN/m2 = 433.125 daN

Gtamponamenti = 290 * 270 daN/m2 = 78.300 daN

Gpareti c.a. = 304 m2 * 625 daN/m2 = 190.000 daN

ψ2 * Gneve = 0 daN

ψ2 * Qscuola = 0,6 * 630 m2 * 300 daN/m2 = 113.400 daN

W = Σ (G + ψ2*Q) ≅ 1.334.000 daN

Si stima un’azione orizzontale sismica alla quota di campagna:

E = msismica * S(T) = (Wsismico / g) * S(T) ≅ (1.334.000 / g) * (0,254 * g) ≅ 339.000 daN I valori stimati dell’azione orizzontale sismica vengono confrontati con le risultanti delle azioni sismiche allo SLV, sia in direzione X che in direzione Y, determinate con il software di calcolo (in basso sono riportate le videate con la determinazione delle risultati della azioni sismiche alla quota del piano campagna: SLV, direzione X Ex = 310.660 daN SLV, direzione Y Ey = 354.306 daN


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Dal confronto fra i valori stimati e quelli determinati con il software emerge una sostanziale compatibilità. Considerando il quasi analogo contenuto in frequenze dei modi che eccitano le masse in direzione X e in direzione Y, si ritiene che il minore valore dell’azione in X sia da attribuire soprattutto alla minore massa modale totale eccitata in tale direzione.

Verifica a flessione di sezioni in c.a.:

Si vuole valutare l’attendibilità del principale sw utilizzato in merito alla determinazione delle sollecitazioni interne agli elementi e alla conduzione delle principali verifiche. Per semplicità si prende in considerazione la trave T12 del solaio di calpestio interpiano (in direzione Y) rappresentata dall’elemento 1297 del modello FEM e si eseguono nuovamente l’analisi e la verifica a flessione applicando le NTC2008 con il sw VCA SLU del prof. Gelfi. Nella modello matematico la trave risulta semplicemente appoggiata agli estremi, presenta sezione (50 x H25)cm e lunghezza 285 cm. L’armatura longitudinale è costituita da 4+4 barre longitudinali φ16mm, il copriferro di calcolo è di 5,0 cm. Dai tabulati riportati in relazione si estraggono i principali valori di sollecitazione e i risultati della verifica a flessione:

Momento flettente in mezzeria per la comb. di carichi 39 (SLU statico): Md = 447271 daNcm Coefficiente di sicurezza verifica a flessione: 1,25 I carichi applicati sono: G1 = 1216 daN/m; G2 = 979 daN/m; Qscuola = 904 daN/m Per la combinazione di carichi 39 si determina il carico di progetto complessivo: q = 1,3*G1 + 1,5*G2 + 1,5*Qscuola = 1,3*1216 + 1,5*979 + 1,5*904 = 4405 daN/m = 44,05 daN/cm

La sollecitazione flettente massima di progetto risulta: Mmax = q * L2 / 8 = 44,45 * 2852 / 8 = 447276 daNcm ≅ 447271 daNcm Mmax ≅ Md (verifica di controllo soddisfatta)

La resistenza della trave risulta (C25/30 – B450C – armature come indicato sopra):


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La verifica risulta: MR / Md = 556400 / 447276 = 1,24 ≅ 1,25 (coefficiente di sicurezza indicato dal sw) (verifica di controllo soddisfatta)

Conclusioni:

A conclusione di queste osservazioni si ritiene di poter asserire che i risultati delle analisi e delle verifiche eseguite con il software sono attendibili. Codroipo, marzo 2017. IL PROGETTISTA per presa visione (ing. Maurizio Liani) IL DIRETTORE DEI LAVORI


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PIANO DI MANUTENZIONE DELLA PARTE STRUTTURALE DELL’OPERA Premesse Il presente piano di manutenzione dell’opera, redatto ai sensi del punto 10.1 D.M. 14.10.2008, è il documento complementare al progetto esecutivo strutturale per i LAVORI DI ADEGUAMENTO ALLA NORMATIVA SISMICA DELLA SCUOLA SECONDARIA DI 1° GRADO DI LAUZACCO.

Esso ha la finalità di prevedere, pianificare e programmare l'attività di manutenzione dell'intervento al fine di mantenere nel tempo la funzionalità, le caratteristiche di qualità, l’efficienza ed il valore economico delle opere oggetto dell’intervento. Il piano di manutenzione è composto dai seguenti documenti operativi: 1. Manuale d'uso 2. Manuale di manutenzione 3. Programma di manutenzione Il presente piano deve essere aggiornato al termine dei lavori a cura della direzione lavori con le specifiche dei materiali ed accessori realmente utilizzati, ed integrato con disegni ‘come costruito’.

Sono da considerarsi complementari ed integranti al presente piano di manutenzione delle strutture i seguenti elaborati: − Fascicolo adattato dell’opera: contiene informazioni relativamente agli aspetti connessi con la

sicurezza: • Pericoli che possono presentarsi nel corso di lavori di manutenzione • Dispositivi e/o provvedimenti programmati per prevenire tali rischi • Equipaggiamenti in dotazione dell’opera (riepilogo della documentazione tecnica ed

istruzioni per interventi di urgenza) − Relazioni di collaudo e dichiarazioni di corretta e conforme installazione delle diverse unità

tecnologiche.

E’ compito della direzione lavori l’acquisizione delle relazioni di collaudo, delle specifiche istruzioni di montaggio e delle dichiarazioni di conformità finalizzata alla verifica ed all’aggiornamento dei dati contenuti nel presente piano di manutenzione.


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1. MANUALE D’USO Previsioni di progetto Le opere strutturali sono state progettate come ADEGUAMENTO ALLA NORMATIVA SISMICA DELLA SCUOLA SECONDARIA DI 1° GRADO DI LAUZACCO. Coerentemente con la normativa di riferimento ed in accordo con la committenza (come risulta da modulo allegato al presente progetto), si è attribuita alle strutture una Vita Nominale pari a 50 anni (VN ≥ 50 anni - costruzione tipo 2, opera ordinaria). Le operazioni di manutenzione ordinaria descritte di seguito andranno eseguite lungo l’intero tempo di Vita Nominale. La destinazione d’uso dell’opera principale è quella di edificio scolastico. Descrizione delle opere strutturali in progetto L’Amministrazione Comunale committente ha espressamente richiesto un intervento di “adeguamento sismico” ai sensi del par. 8.4 delle NTC2008; il complesso degli interventi da realizzare deve quindi conferire alla struttura finale i livelli di sicurezza richiesti dalle norme vigenti. La disponibilità economica permette di intervenire solamente su una porzione del fabbricato complessivo, pertanto il progetto riguarda l’adeguamento del corpo principale, in cui concentrare la dislocazione delle aule scolastiche, e la ricostruzione della pensilina di accesso. L’Amministrazione Comunale dovrà reperire le somme necessarie per estendere prima possibile l’intervento di adeguamento alle due porzioni di fabbricato rimanenti e ai corpi aggiunti (scale di emergenza e torre di sostegno della canna fumaria). Gli interventi previsti sono in sintesi: − adeguamento statico dei solai che presentano carenze. Su richiesta dell’Amministrazione

Comunale e del RUP si opta per la realizzazione di telai in acciaio interni al fabbricato a costituire appoggio rompitratta delle campate maggiori e di semplici travi in acciaio a supporto delle campate carenti più corte;

− separazione dell’unico attuale corpo strutturale in corpi minori e più regolari, realizzando opportuni giunti antisismici;

− inserimento di pareti in calcestruzzo armato cui affidare interamente le azioni sismiche, con relative fondazioni e interventi locali a completamento dell’organizzazione degli impalcati (tiranti in acciaio o nastri in CFRP);


− placcaggio con piastre d’acciaio o nastri in CFRP di alcune travi esistenti in c.a.; − collegamento alle strutture in c.a. delle principali tamponature e delle più ampie partizioni

interne con la tecnica delle barre elicoidali a secco o dell’intonaco armato con reti in fibra di vetro o di carbonio;

− intervento di temporanea messa in sicurezza della porzione di solaio sovrastante la scala del “corpo uffici” soggetta a fessurazioni, consistente nella rimozione dell’intonaco in fase di distacco e nella messa a nudo delle armature e successiva protezione con malta “passivante”;

− ricostrustruzione della pensilina di accesso con fondazioni e pilastri in c.a., travi di copertura in acciaio e manto in pannelli metallici autoportanti.

La realizzazione dei giunti tecnici, previsti dal progetto preliminare e necessari per intervenire con un adeguamento sismico sul corpo centrale principale, separa i due corpi laterali (corpo palestra-spogliatoi e corpo uffici), i quali beneficiano sicuramente di una notevole riduzione degli effetti


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torsionali dovuti alla notevole eccentricità complessiva iniziale. Tuttavia risulta per essi impossibile dimostrare un “miglioramento” sismico in quanto, pur riducendo l’eccentricità di ciascun corpo e rilevando un decremento delle azioni sismiche in direzione Y, la situazione post-giunto non risulta migliorativa in direzione X, sia in termini di forze che di spostamenti. Si assume pertanto che, dal momento in cui saranno realizzati i giunti, i due corpi laterali non potranno essere considerati agibili se nel frattempo non sarà per essi realizzato un intervento almeno di “miglioramento” sismico, intervento che ad oggi non risulta realizzabile per insufficienza di risorse disponibili. Si ricorda che dall’esito dell’analisi di vulnerabilità il periodo entro il quale attivare il rimedio all’inadeguatezza sismica (tempo di intervento) risulta inferiore a 2 anni in quanto il periodo di ritorno dell’azione sismica che attiva i meccanismi di rottura allo SLV è inferiore a 30 anni. Anche per le scale di emergenza si dovrà prevedere un intervento almeno di “miglioramento” sismico. Per quanto riguarda la torre di sostegno della canna fumaria, fino ad intervento sostitutivo o di “miglioramento” si ritiene opportuno segregarne l’area circostante.

Distinguendo le singole tipologie strutturali costituenti le opere in oggetto si possono elencare: − Fondazioni nastriformi in c.a.: realizzate con calcestruzzo classe C25/30 e acciaio B450C,

hanno larghezze variabili da 50 cm a 90 cm, costituiscono la base d’appoggio sul terreno delle nuove strutture antisismiche e dei telai “rompitratta” in acciaio, presentano classe di esposizione XC2;

− Fondazione a platea in c.a.: realizzata con calcestruzzo classe C25/30 e acciaio B450C, prevista per la futura installazione di una piattaforma elevatrice, presenta classe di esposizione XC2;

− Pilastri e travi in c.a.: realizzati con calcestruzzo classe C25/30 e acciaio B450C, hanno sezioni rettangolari di diverse dimensioni, sono inseriti all’interno della costruzione esistente, presentano classe di esposizione XC1;

− Pareti in c.a.: realizzate con calcestruzzo classe C25/30 all’interno e C32/40 all’esterno e acciaio B450C, hanno spessori variabili da 20 a 25 cm (al piano interrato invece si pratica un ispessimento di 6 cm delle pareti esistenti, attualmente spesse circa 30 cm), costituiscono le strutture sismo-resistenti, presentano classe di esposizione XC1 all’interno e XC4 all’esterno in quanto la superficie del calcestruzzo è a vista;

− Colonne in acciaio: a sezione tubolare circolare φ139,7x5mm sono realizzate in acciaio S275 e costituiscono le elevazioni dei telai da inserire all’interno della costruzione esistente per realizzare appoggio rompitratta delle campate dei solai che presentano carenza di resistenza. Le colonne sono dotate alle estremità di piastre di ancoraggio e sono fissate con barre iniettate. Sono protette contro l’ossidazione mediante zincatura a caldo;

− Travi in acciaio: sono realizzate in acciaio S275, hanno sezioni HEA160, HEA200, IPE 200, IPE240 e IPE270 ed hanno la funzione di appoggio rompitratta delle campate dei solai che presentano carenza di resistenza. Sono ancorate alle colonne d’acciaio con giunti bullonati (classe 8.8), ed ai solai e alle strutture in c.a. per mezzo di piastre saldate e ancoranti chimici. Travi HEA180 in acciaio S275 e travi HEA140 in acciaio S355 sono previste per la realizzazione dell’orditura di copertura della pensilina di accesso. Tutte le travi sono protette contro l’ossidazione mediante zincatura a caldo.


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Travi HEA140, HEA160, UNP160 e UNP200 in acciaio S275 sono previste per la realizzazione delle due scale d’emergenza. Tutte le travi sono protette contro l’ossidazione mediante zincatura a caldo.

− Grigliati in acciaio: sono realizzati in acciaio S235 ed hanno la funzione di gradini e pianerottoli per le scale d’emergenza. I grigliati sono protetti contro l’ossidazione mediante zincatura a caldo.

− Piatti in acciaio: sono realizzati in acciaio S275, hanno sezioni diverse in funzione della loro destinazione, hanno la funzione di tirante integrativo a livello dei solai (applicazione all’intradosso per assorbire il taglio) oppure per il rinforzo di una trave in c.a. esistente (tecnica del placcaggio).

− Consolidamenti con nastri in CFRP: sono realizzati in tessuto unidirezionale termosaldato in fibra di carbonio ad alta tenacità ed applicati con resine polimeriche termoindurenti, hanno la funzione di tirante integrativo a livello dei solai (applicazione all’intradosso per assorbire il taglio) oppure per il rinforzo di una trave in c.a. esistente (tecnica del placcaggio). Nel caso dei tiranti i nastri sono ancorati meccanicamente alle estremità con fiocchi-connettori in fibra aramidica con anima in fibra di carbonio.

− Consolidamenti con reti in FRP e malta speciale: reti in fibra di carbonio e reti in fibra di vetro, da applicare su supporto appositamente predisposto con malta cementizia ad elevate resistenza, adesione e duttilità, hanno la funzione di messa in sicurezza di tamponature perimetrali e partizioni interne in laterizio.

− Interventi a secco di collegamento tamponature a doppio paramento: barre elicoidali φ10mm in acciaio inox, da inserire entro fori precedentemente realizzati, per la connessione a secco dei paramenti delle tamponature, fra loro e alle strutture in c.a..

− Riparazioni con malta speciale passivante: malta minerale certificata CE per la passivazione delle armature, il consolidamento e l’ancoraggio, da applicare nell’ambito della temporanea messa in sicurezza di una porzione di solaio soggetta a fessurazioni, a protezione delle armature, previa rimozione dell’intonaco in fase di distacco e messa a nudo delle armature stesse.

− Manto di copertura pensilina in pannelli metallici autoportanti: si utilizza un pannello metallico autoportante coibentato con schiuma poliuretanica, indicato per la realizzazione di coperture di fabbricati industriali e civili con pendenza superiore al 7%. Il lato esterno del pannello è costituito da un supporto metallico grecato in acciaio zincato e preverniciato. Il supporto interno è realizzato in lamiera di acciaio zincato e preverniciato. Il dimensionamento è stato condotto per il prodotto “Metecno Glamet G4” con lamiere sp. 0,5 + 0,4 mm e spessore fuori greca di 30 mm. L’impresa appaltatrice potrà scegliere un prodotto commerciale equivalente.

Si ricorda che il presente piano deve essere aggiornato al termine dei lavori ed integrato con disegni ‘come costruito’. Requisiti e prestazioni Le strutture, sia di fondazione che in elevazione, dovranno essere in grado di contrastare le eventuali manifestazioni di deformazioni e di cedimenti rilevanti dovuti all'azione di determinate sollecitazioni (carichi, forze sismiche, ecc.). Le strutture devono inoltre assicurare stabilità e resistenza sotto l'effetto di carichi statici, dinamici e accidentali.


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Per i livelli minimi si rimanda alle prescrizioni di legge e di normative vigenti in materia. Le strutture in c.a. presentano adeguata classe di esposizione per la tipologia d’uso di ciascun elemento strutturale. Le strutture in acciaio sono protette dagli agenti atmosferici ed in ogni caso sottoposte a trattamento di zincatura a caldo. Le strutture in FRP (contenenti fibre di carbonio o fibre di vetro) sono protette dagli agenti atmosferici e dai raggi ultravioletti con opportuni spessori di intonaco.

Per quanto attiene alla protezione delle strutture dal fuoco, il tecnico incaricato del progetto di prevenzione incendi, ing. Masssimiliano Berlasso, precisa che risultando l’edificio preesistente alla data di entrata in vigore del D.M. 18 dicembre 1975, le strutture portanti dell’immobile non necessitano di essere certificate ai fini della resistenza al fuoco, fatto salvo quanto previsto per le aree a rischio specifico (R 60), ovvero: − depositi, archivi e ripostigli; − spazi per le esercitazioni (aula di scienze); − locale impianto idrico antincendio. Prescrizioni Qualora la Proprietà delle opere decidesse in futuro per una modifica della destinazione d’uso rispetto a quanto previsto in progetto, la Proprietà stessa, con la consulenza di un tecnico abilitato al calcolo strutturale, dovrà accertarsi che le opere strutturali siano idonee alla suddetta modifica, tenendo anche conto degli eventuali aggiornamenti della normativa tecnica. Si sottolinea in particolare che la modifica della destinazione d’uso rispetto a quanto previsto in progetto, potrebbe comportare la necessità di adeguare le strutture ad un livello superiore di resistenza strutturale e di resistenza al fuoco.


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2. MANUALE DI MANUTENZIONE Premessa Il presente manuale di manutenzione intende fornire le indicazioni su quali siano le operazioni di manutenzione ordinaria - da eseguirsi a carico della Proprietà - che potrebbero rendersi necessarie durante la vita delle strutture, allo scopo di conservare i livelli prestazionali delle strutture ipotizzati in fase di progetto. In merito all’espressione ‘vita delle strutture’ si precisa che le norme di riferimento utilizzate definiscono come Vita Nominale di un’opera strutturale, il tempo misurato dalla conclusione dei lavori strutturali, entro il quale, adottando gli opportuni provvedimenti di manutenzione ordinaria, l’opera stessa deve conservare le caratteristiche prestazionali assunte come base del progetto. Cioè deve conservare, entro i limiti prescritti dalle norme di riferimento, le caratteristiche di resistenza e rigidezza rispetto alle condizioni di carico severe, eccezionali e di normale esercizio. Per ottenere ciò è necessario garantire sia la durabilità delle opere, la quale deve essere progettata e prescritta dallo scrivente progettista e garantita nell’esecuzione dei lavori, sia la manutenzione durante il tempo di Vita Nominale delle opere; manutenzione che è a carico della Proprietà. Il tempo di Vita Nominale è già stato più volte ricordato. Al fine di identificare con sufficiente tempestività l’eventuale necessità degli interventi di manutenzione, andranno eseguiti i controlli secondo il programma di manutenzione definito in seguito. Si precisa che le indicazioni riportate di seguito sono da ritenersi valide nell’ipotesi che l’uso delle opere si mantenga coerente con quello ipotizzato in fase progettuale e specificato al precedente paragrafo “Manuale d’uso”. Qualora dovessero intervenire modifiche alle modalità di utilizzo delle opere, la Proprietà, con la consulenza di un tecnico abilitato al calcolo strutturale, dovrà: − accertarsi che le opere strutturali siano idonee alle suddette modifiche, tenendo anche conto

degli eventuali aggiornamenti della normativa tecnica; − aggiornare il presente manuale di manutenzione ed il successivo programma di

manutenzione. Esecutori degli interventi di manutenzione Prima di eseguire un qualunque intervento di manutenzione sulle strutture - che rientri o meno fra quelli riportati in seguito - andrà consultato un tecnico abilitato al calcolo strutturale. Tale tecnico dovrà esprimere il proprio parere favorevole all’esecuzione degli interventi ed indicare le modalità esecutive. In linea generale gli interventi sulle strutture andranno eseguiti solo da personale specializzato nell’esecuzione e manutenzione di opere strutturali. Non si esclude comunque che alcuni interventi minori - come ad esempio interventi di semplice pulizia o di eliminazione di ristagni d’acqua - potranno essere eseguiti da personale non specializzato; ciò sarà in ogni caso subordinato al parere favorevole del tecnico di cui sopra. Descrizione interventi di manutenzione ordinaria Le strutture non sono sottoposte ad elevati livelli di sollecitazione in condizioni di normale esercizio, e non si prevedono fenomeni di significativo decadimento delle proprietà delle strutture legati alle modalità di utilizzo.


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Pertanto, in condizioni ordinarie, con un uso della struttura condotto nel rispetto delle condizioni riportate al precedente paragrafo “Manuale d’uso”, non dovrebbe manifestarsi la necessità di interventi di manutenzione, salvo quanto precisato di seguito.

Per le opere in generale si ritiene che la principale fonte di possibile degrado potrebbe essere l’azione dell’acqua: quella meteorica per le strutture esposte agli agenti atmosferici e quella da infiltrazioni o perdite impiantistiche per le restanti strutture. Fatte queste premesse, potrebbero rendersi necessari i seguenti interventi: − Eliminazione dei ristagni d’acqua nelle zone esterne in prossimità delle opere; − Riparazione di eventuali infiltrazioni d’acqua dalle coperture o perdite degli impianti

tecnologici; − Manutenzione del sistema di smaltimento delle acque meteoriche; in particolare andrà evitato

che si verifichino ruscellamenti d’acqua su elementi strutturali.

In particolare per le strutture di fondazione in c.a. (fondazioni nastriformi, fondazione a platea), gettate su un magrone dello spessore di 10 cm entro scavi a sezione ristretta, non si presentano particolari problemi dal punto di vista manutentivo. L’ispezione dei manufatti deve individuare: − l’integrità del calcestruzzo; − le eventuali fessurazioni o cedimenti che possano rappresentare pericoli per la sicurezza e la

incolumità di persone e cose; − lo stato delle armature identificando eventuali fenomeni di corrosione. L’eventuale intervento di manutenzione deve prevedere: − la sigillatura di eventuali cavillature da ritiro con idoneo materiale; − l’applicazione di vernici passivanti.

In particolare per le strutture in elevazione in c.a. (pareti, pilastri, travi), esposte direttamente o indirettamente agli agenti atmosferici, si possono presentare diverse tipologie di anomalia. L’ispezione dei manufatti deve individuare: − Presenza di ruggine; − Ripristini ammalorati; − Presenza di sali; − Porosità del cls; − Dilavamento; − Presenza di vespai; − Rigonfiamenti del cls; − Sgretolamento del cls; − Lesioni; − Permeazione; − Stillicidi; − Ferri a vista; − Distacchi; − Lesioni passanti.


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L’eventuale intervento di manutenzione periodica, in assenza di eventi eccezionali, deve prevedere: − il ripristino superficiale dei calcestruzzi; − il trattamento protettivo delle barre d’armatura esposte; − la verniciatura protettiva dei calcestruzzi. I primi due tipi di intervento consistono nella ricostruzione localizzata dei copriferri eventualmente danneggiati, previa sabbiatura, protezione delle armature esposte con idoneo prodotto e ravvivatura delle superfici. Il terzo tipo di intervento consiste nella protezione generalizzata del calcestruzzo, con funzione di rallentamento del fenomeno di carbonatazione. E’ compresa nelle operazioni di manutenzione la stuccatura di eventuali lesioni che dovessero manifestarsi sulle strutture in calcestruzzo.

In particolare per le strutture in acciaio (colonne, travi, grigliati, tiranti, placcaggi, dispositivi di ancoraggio e/o collegamento), esposte direttamente o indirettamente agli agenti atmosferici, si possono presentare diverse tipologie di anomalia. L’ispezione dei manufatti deve individuare: − l’allentamento del serraggio dei collegamenti bullonati; − l’accumulo di pulviscolo atmosferico o di altri materiali estranei o di patina biologica, di

spessore variabile, aderente alle superfici; − il danneggiamento localizzato della protezione superficiale dei profilati e dei piatti. L’eventuale intervento di manutenzione deve prevedere: − l’esecuzione del serraggio dei collegamenti bullonati; − la pulizia dei collegamenti e dei profilati; − ripristini localizzati della protezione superficiale degli elementi, ove tale protezione dovesse

risultare danneggiata a causa di urti, impropria esposizione ad ampie variazioni termiche o altri eventi accidentali.

In particolare per le strutture in FRP (nastri, fiocchi e reti per tiranti nei solai, ancoraggi alle strutture in c.a., placcaggi di travi, messa in sicurezza di tamponature e partizioni in laterizio), non esposte direttamente o indirettamente agli agenti atmosferici e ai raggi ultravioletti si può presentare il problema del danneggiamento della protezione. L’ispezione dei manufatti deve individuare: − il danneggiamento dello strato superficiale di protezione. L’eventuale intervento di manutenzione deve prevedere: − ripristini localizzati dell’intonaco di protezione.

In particolare per le riparazioni con malta passivante (armature in corrispondenza di lesioni in una porzione di solaio del corpo-uffici), si possono presentare diverse tipologie di anomalia. L’ispezione del manufatto deve individuare: − Presenza di ruggine; − Rigonfiamenti della malta di riparazione; − Distacchi della malta di riparazione; − Lesioni; − Ferri a vista.


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L’eventuale intervento di manutenzione periodica, in assenza di eventi eccezionali, deve prevedere: − il ripristino della malta passivante; − eventuale ulteriore trattamento protettivo delle barre d’armatura esposte. Gli interventi consistono nella ricostruzione localizzata dei copriferri eventualmente danneggiati, previa sabbiatura, protezione delle armature esposte con idoneo prodotto e ravvivatura delle superfici. E’ compresa nelle operazioni di manutenzione la stuccatura di eventuali lesioni che dovessero manifestarsi sulle strutture del solaio.

In particolare per le strutture in pannelli metallici autoportanti (pannelli “sandwich” autoportanti di copertura), esposte direttamente agli agenti atmosferici, si possono presentare diverse tipologie di anomalia. L’ispezione dei manufatti deve individuare: − l’allentamento del serraggio dei collegamenti agli arcarecci; − l’accumulo di pulviscolo atmosferico o di altri materiali estranei o di patina biologica, di

spessore variabile, aderente alle superfici; − il danneggiamento localizzato della protezione superficiale (zincatura e verniciatura). L’eventuale intervento di manutenzione deve prevedere: − l’esecuzione del serraggio dei collegamenti; − la pulizia dei collegamenti e dei pannelli; − ripristini localizzati della protezione superficiale degli elementi, ove tale protezione dovesse

risultare danneggiata a causa di urti, impropria esposizione ad ampie variazioni termiche o altri eventi accidentali.


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3. PROGRAMMA DI MANUTENZIONE Premesse Al fine di una corretta gestione della struttura, gli interventi di manutenzione dovranno seguire scadenze e programmi temporali. Il programma di manutenzione si articola in due sottoprogrammi, relativi ai controlli ed agli interventi di manutenzione eventualmente necessari Si prevede un sistema di controlli che aggiorni e verifichi il programma inizialmente previsto. Sottoprogramma controlli sulle strutture Definisce la pianificazione delle verifiche e dei controlli al fine di rilevare il livello prestazionale (qualitativo e quantitativo) nei successivi momenti della vita del bene, individuando la dinamica della caduta delle prestazioni aventi come estremi il valore di collaudo e quello minimo di norma. La maggiore difficoltà che si incontra è stabilire a priori l’andamento nel tempo del degrado delle opere in quanto questo dipende da molteplici fattori, tra i quali la qualità dell’esecuzione e dei materiali utilizzati e l’intensità delle azioni, sia ambientali (chimico-fisiche) che meccaniche (il traffico) Si rammenta che solo una parte dei fattori può essere conosciuta e valutata al momento del progetto. Il sottoprogramma delle ispezioni indica quali controlli effettuare e con quale frequenza. SOTTOPROGRAMMA CONTROLLI

STRUTTURA DA

CONTROLLARE VERIFICHE E CONTROLLI DA ESEGUIRE

FREQUENZA

CONTROLLO

VISIVO

FREQUENZA

CONTROLLO

APPROFONDITO

Fondazioni in c.a.

− ristagni d’acqua;

− integrità del calcestruzzo;

− fessurazioni o cedimenti;

− stato delle armature (corrosione).

Annuale Quinquennale

Strutture in c.a.

fuori terra


− presenza di ruggine;

− ripristini ammalorati;

− presenza di sali;

− porosità del cls;

− dilavamento;

− presenza di vespai;

− rigonfiamenti del cls;

− sgretolamento del cls;

− lesioni;

− permeazione;

− stillicidi;

− ferri a vista;

− distacchi;

− lesioni passanti.



248

Strutture in acciaio


− allentamento serraggio collegamenti bullonati;

− accumulo di pulviscolo atmosferico o di altri

materiali estranei o di patina biologica;

− danneggiamento localizzato protezione superficiale

dei profilati e dei piatti.


Strutture in FRP

− danneggiamento localizzato della protezione

superficiale di nastri, fiocchi e reti; Annuale Quinquennale

Riparazioni con

malta passivante

− presenza di ruggine;

− rigonfiamenti della malta di riparazione;

− distacchi della malta di riparazione;

− lesioni;

− ferri a vista.


Strutture in pannelli

di acciaio

autoportanti per

coperture


− allentamento serraggio collegamenti agli

arcarecci;

− accumulo di pulviscolo atmosferico o di altri

materiali estranei o di patina biologica;

− danneggiamento localizzato protezione

superficiale dei pannelli.


Sottoprogramma manutenzioni Riporta in ordine temporale i differenti interventi di manutenzione, al fine di fornire le informazioni per una corretta conservazione del bene. Il sottoprogramma delle manutenzioni indica quali interventi effettuare, con quale frequenza e con quale estensione. SOTTOPROGRAMMA MANUTENZIONI

STRUTTURA

INTERESSATA TIPOLOGIA INTERVENTO PROGRAMMAZIONE

ESTENSIONE

INTERVENTO

Fondazioni in c.a.

− eliminazione ristagni d’acqua, riparazione di

infiltrazioni d’acqua dalle coperture o perdite degli

impianti tecnologici, manutenzione del sistema di

smaltimento delle acque meteoriche;

− sigillatura di cavillature da ritiro con idoneo materiale;

− applicazione di vernici passivanti.

Occorrenza

Parti degradate

Strutture in c.a.

fuori terra





− ripristino superficiale dei calcestruzzi;

− trattamento protettivo delle barre d’armatura esposte;

− verniciatura protettiva dei calcestruzzi.

Occorrenza

Parti degradate


249

Strutture in acciaio





− serraggio dei collegamenti bullonati;

− pulizia dei collegamenti e dei profilati;

− ripristini localizzati della protezione superficiale degli

elementi.

Occorrenza

Parti degradate

Strutture in FRP

− ripristini localizzati dell’intonaco di protezione. Occorrenza

Parti degradate

Riparazioni con

malta passivante

− il ripristino della malta passivante;

− eventuale ulteriore trattamento protettivo delle barre

d’armatura esposte.

Occorrenza

Parti degradate

Strutture in pannelli

di acciaio

autoportanti per

coperture





− serraggio dei collegamenti;

− pulizia dei pannelli;

− ripristini localizzati della protezione superficiale

degli elementi.

Occorrenza

Parti degradate

Tutti i controlli e gli eventuali interventi correttivi dovranno essere svolti utilizzando le opportune opere provvisionali (trabattelli, ecc.) e i corretti dispositivi di protezione personale (guanti, mascherine, ecc.) secondo quanto indicato dal “Testo Unico sulla Sicurezza” di cui al D.M. 81/2008 e succ. mod. ed int.. Prima di utilizzare prodotti chimici si dovranno consultare le relative schede di sicurezza e adottare i provvedimenti in esse indicati. Codroipo, marzo 2017. IL PROGETTISTA per presa visione (ing. Maurizio Liani) IL DIRETTORE DEI LAVORI per presa visione IL R.U.P. (dott.ssa Serena Mestroni)


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S23 Relazione Strutture SCUOLA PAVIA UD · Regolamento di cui sopra) in quanto intervento che...

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