B1 Luglio 2016 EMESSO per Progetto Esecutivo AS AS A0 Dicembre 2015 EMESSO per Progetto Esecutivo AS AS Rev. Data Descrizione Approvaz. Nome file 6309RT001002_A0 Asti Servizi Pubblici S.p.A. – C.so Don Minzoni,86 – 14100 Asti (AT) Tel 0141/434611 “RAZIONALIZZAZIONE DEL SISTEMA DI COLLETTAMENTO IN VIA PERRONCITO ED ALLACCIAMENTO AL DEPURATORE DI ASTI” - - - - - - - - - - - - - - Intervento in Via Perroncito, Via Volpini Camera dx Torrente Versa e sfioratore su Rio Tagliaferro PROGETTO ESECUTIVO Responsabile del Procedimento: Ing. Roberto Tamburini ASTI Servizi Pubblici S.p.A. Elaborato: 03 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE Progettazione: Via Bruno Buozzi 2 - 10121 TORINO Responsabile della progettazione Ing. A. Schiavone
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B1 Luglio 2016 EMESSO per Progetto Esecutivo AS AS
A0 Dicembre 2015 EMESSO per Progetto Esecutivo AS AS
Rev. Data Descrizione Approvaz. Nome file 6309RT001002_A0
Asti Servizi Pubblici S.p.A. – C.so Don Minzoni,86 – 14100 Asti (AT) Tel 0141/434611
“RAZIONALIZZAZIONE DEL SISTEMA DI COLLETTAMENTO IN VIA PERRONCITO ED ALLACCIAMENTO
AL DEPURATORE DI ASTI”
- - - - - - - - - - - - - -
Intervento in Via Perroncito, Via Volpini Camera dx Torrente Versa e sfioratore su Rio Tagliaferro
PROGETTO ESECUTIVO
Responsabile del Procedimento: Ing. Roberto Tamburini
ASTI Servizi Pubblici S.p.A.
Elaborato:
03
RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE
Progettazione:
Via Bruno Buozzi 2 - 10121 TORINO Responsabile della progettazione
Ing. A. Schiavone
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RAZIONALIZZAZIONE DEL SISTEMA DI COLLETTAMENTO IN VIA PERRONCITO ED ALLACCIAMENTO AL DEPURATORE DI ASTI
SOLLEVAMENTO TORRENTE VERSA - SOLLEVAMENTO VIA PERRONCITO –
4.4 COMBINAZIONE DELLE AZIONI ......................... ................................................................................. 8
4.5 COEFFICIENTI PER LE VERIFICHE A SLU ............... ......................................................................... 8
5. PRESCRIZIONI SUI MATERIALI ...................................................................................................... 9
5.1 OPERE IN CALCESTRUZZO ARMATO ................................................................................................ 9
5.2 OPERE IN CARPENTERIA METALLICA .................... ........................................................................ 10
6. CRITERI DI CALCOLO ...................................................................................................................... 11
6.1 CRITERI DI CALCOLO PER LA VASCHE .................. ........................................................................ 11 6.1.1 Calcolo per vasche a pianta rettangolare in condizioni statiche .................................................................... 11 6.1.2 Verifiche di resistenza ................................................................................................................................... 12 6.1.3 Fessurazione delle pareti ................................................................................................................................ 13 6.1.4 Calcolo per vasche in condizioni sismiche .................................................................................................... 14 6.1.5 Programma di calcolo agli elementi finiti ...................................................................................................... 17 E’ possibile reperire la documentazione contenente alcuni dei più significativi casi trattati al seguente link: http://www.2si.it/Software/Affidabilità.htm ................................................................................................................ 18
Informazioni generali sull’elaborazione e giudizio motivato di accettabilità dei risultati. .............................. 18
6.2 CRITERI DI CALCOLO FABBRICATI ..................... ............................................................................ 19 6.2.1 Schemi statici di calcolo ................................................................................................................................ 19 6.2.2 Analisi dei carichi .......................................................................................................................................... 19
7. SOLLEVAMENTO AL TORRENTE VERSA ................................................................................... 21
7.1 STRATIGRAFIA DEL TERRENO .......................................................................................................... 21
7.2 TETTOIA GENERATORE ....................................................................................................................... 22 7.2.1 MODELLAZIONE DEI MATERIALI ......................................................................................................... 23 7.2.2 MODELLAZIONE DELLE SEZIONI .......................................................................................................... 25 7.2.3 MODELLAZIONE STRUTTURA: NODI ................................................................................................... 26 7.2.4 MODELLAZIONE STRUTTURA: ELEMENTI TRAVE ........................................................................... 28 7.2.5 MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA: ELEMENTI SOLAIO ............................................................ 30 7.2.6 MODELLAZIONE DELLE AZIONI ........................................................................................................... 32 7.2.7 SCHEMATIZZAZIONE DEI CASI DI CARICO ........................................................................................ 34 7.2.8 DEFINIZIONE DELLE COMBINAZIONI .................................................................................................. 36 7.2.9 AZIONE SISMICA ....................................................................................................................................... 39 7.2.10 RISULTATI ANALISI SISMICHE ......................................................................................................... 40 7.2.11 RISULTATI NODALI.............................................................................................................................. 47 7.2.12 VERIFICHE PER ELEMENTI IN ACCIAIO .......................................................................................... 56 7.2.13 VERIFICA COLLEGAMENTI ................................................................................................................ 59 7.2.14 VERIFICA FONDAZIONE ..................................................................................................................... 69
7.3 NUOVA PARETE INTERNA SOLLEVAMENTO ................. ............................................................... 69
3
7.4 NUOVO CANALE DI RESTITUZIONE ................................................................................................. 70
− La presente relazione di calcolo riguarda il dimensionamento delle opere strutturali edili previste per la realizzazione di una parte della città di Asti. Si esaminano pertanto gli interventi di maggior rilievo dal punto di vista strutturale che comprendono:
� Sollevamento sponda Dx. Torrente VERSA:
si tratta di intervenire su un manufatto esistente, all’interno del quale si modificano le soglie di sfioro e si realizza una nuova via di scarico da utilizzare quando il torrente è in piena; fare un nuovo canale di scarico nel torrente; modificare il terminale nel torrente dello scarico esistente; realizzare una tettoia metallica per la copertura del generatore elettrico esistente.
� Sollevamento lungo collettore via PERRONCITO:
si tratta di realizzare un nuovo manufatto per il sollevamento dei liquami lungo il collettore, da realizzare mantenendo il sistema di scarico in funzione. Per questo scopo si realizza una zona di accumulo con fondo circa 1 m al di sotto del pozzetto di captazione, in cui sono collocate le pompe, e una zona di rilancio realizzata attorno al tubo esistente, che deve essere tagliato. La dimensione planimetrica è 5,5 m x 3,8 m circa per una profondità massima di 4,6 m.
� Sfioratore su Rio TAGLIAFERRO:
si tratta di realizzare un nuovo manufatto in adiacenza allo sfioratore esistente per migliorare il flusso nel collettore verso il Rio Tagliaferro. La dimensione planimetrica è 3,8 m x 2,8 m circa per una profondità di 2,3 m.
− Il comune di Asti è classificato in zona 4 secondo la D.G.R. Piemonte del 12 dicembre 2011 n. 4-3084 e l’impianto di depurazione in oggetto non ricade fra gli edifici o le infrastrutture strategiche e rilevanti indicati negli elenchi riportati nell’allegato 1 della D.G.R. Piemonte del 21 maggio 2014 n. 65-7656.
Si applicano pertanto le regole valide per le strutture non soggette all’azione sismica (§7 del D.M. 14/01/2008) considerando anche le sollecitazioni derivanti dalle azioni sismiche agenti in due direzioni ortogonali indipendenti, assumendo Sd(T1) = 0,07g
− Si attribuisce il Tipo di Costruzione 2 (opere ordinarie) e la Classe d’uso II (costruzioni senza contenuti pericolosi per l’ambiente e senza funzioni pubbliche essenziali); i relativi parametri risultano
Vita nominale VN = 50 anni
Coefficiente d’uso Cu = 1,0
Da cui si ricava il periodo di riferimento per l’azione sismica
VR = VN Cu = 50 anni
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− Per quanto riguarda le caratteristiche geologiche e geotecniche del terreno in cui sorgono i manufatti, si fa riferimento all’apposita relazione Geologica e Geotecnica redatta dal geol. Giuseppe GENOVESE nel giugno 2015 ai sensi del D.M. 11/03/1988 e del D.M. 14/01/2008, della quale si riepilogano gli elementi direttamente connessi con la progettazione nei singoli siti.
La stratigrafia del terreno viene specializzata per ciascun manufatto, facendo riferimento ad una stratigrafia geotecnica dei materiali con comportamento meccanico simile, per i quali sono riportati i parametri rappresentativi di una situazione media.
I valori caratteristici dei singoli orizzonti sono:
� ORIZZONTE 1 – coltre eluvio-colluviale limoso-sabbiosa, localmente associata a terreno di riporto, con parametri caratteristici pari a:
gn = 1800 daN/m³ peso di volume naturale
C’ = 0,00 daN/cm2 coesione efficace
F’p = 30° resistenza di taglio di picco
F’ cv = 27° resistenza di taglio a volume costante
� ORIZZONTE 2 – sabbie fini limose da poco a mediamente addensate con locali interlivelli di ghiaietto fine, con parametri caratteristici pari a:
gn = 1900 daN/m³ peso di volume naturale
C’ = 0,00 daN/cm2 coesione efficace
F’p = 33° resistenza di taglio di picco
F’ cv = 30° resistenza di taglio a volume costante
La caratterizzazione sismica del sedime è classificata come suolo nella categoria C.
Le verifiche effettuate adottano il metodo di BRINCH-HANSEN affinché la fondazione possa resistere al carico di progetto con sicurezza nei riguardi della rottura generale, determinando una portata (valori Rd per la verifica allo stato limite ultimo (SLU) riportati per ogni manufatto).
Per la determinazione dei cedimenti si adotta il metodo di BURLAND e BURBIDGE. Per contenere i cedimenti differenziali su valori accettabili per la stabilità della struttura, si impone un cedimento Smax (massimo immediato + cedimento dopo 15 anni) inferiore a 25 mm (Terzaghi e Peck) per determinare la pressione compatibile (valori Cd per la verifica allo stato limite di esercizio (SLE) riportati per ogni manufatto).
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2. NORMATIVA DI RIFERIMENTO
D. M. INFRASTRUTTURE 14 gennaio 2008 “Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni”;
Circ. M. INFRASTRUTTURE E TRASPORTI 2 febbraio 2009 n. 617 C.S.LL.PP. Istruzioni per l’applicazione delle “Nuove norme tecniche per le costruzioni” di cui al decreto ministeriale 14 gennaio 2008.
Deliberazione della Giunta Regionale Piemontese 19 gennaio 2010, n. 11-13058 “ Aggiornamento e adeguamento dell'elenco delle zone sismiche”.
Deliberazione della Giunta Regionale Piemontese 23 dicembre 2003, n. 64-11402 “ Disposizioni applicative dell’art. 2 della OPCM 3274”.
3. DESCRIZIONE E CLASSIFICAZIONE DEL TERRENO
Dalla RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA sopra citata e dalla localizzazione geografica del sito, si evidenziano i seguenti parametri:
- Categoria di sottosuolo C
- Categoria topografica T1
Da cui si ricava il valore
S = SS * ST = 1,5
risultando
SS = 1,5 coefficiente amplificazione stratigrafica
ST = 1 coefficiente amplificazione topografica
4. PARAMETRI DI VERIFICA
Sulla base delle prescrizioni normative, si riportano di seguito, i parametri di progetto adottati nelle verifiche di seguito riportate.
4.1 INQUADRAMENTO SISMICO DEL SITO
- Parametri sismici del sito ag = 0,042 g
TC* = 0,290 s
F0 = 2,690
Essendo l’opera da realizzare ricadente in Zona 4, le strutture sono dimensionate e verificate, in accordo a quanto riportato nella premessa del Capitolo 7 della Normativa, adottando le regole valide per le strutture non soggette all’azione sismica ma applicando tra i carichi un sistema di forze orizzontali agenti nelle due direzioni ortogonali, definite assumendo il valore dello spettro di progetto per gli stati limite ultimi pari a Sd (T1)= 0,07g.
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4.2 SPINTA DEL TERRENO IN CONDIZIONI SISMICHE
Considerato che i muri perimetrali del manufatto non possono spostarsi o ruotare, si ha che il coeff. di riduzione dell’accelerazione massima attesa vale βm = 1,00 Considerando i parametri sismici del sito si avrebbe che l’accelerazione massima risulta amax = Ss x St x ag = 0,063 g Per semplicità ed uniformità con l’assunzione Sd (T1)= 0,07g anche per amax si adotta la stessa intensità, quindi: Il coeff. sismico orizzontale risulta kh = βm x amax / g = 0,070 Il coeff. sismico verticale risulta kv = ± kh / 2 = ± 0,035
4.3 PARAMETRI GEOTECNICI
Sono previste due combinazione (M1 ed M2) per i parametri geotecnici da utilizzare nella determinazione dei valori di progetto delle caratteristiche del terreno utilizzate e di seguito riportate. Considerato che i manufatti si trovano essenzialmente immersi nell’ ORIZZONTE 2, si considerano i suoi parametri geotecnici per determinare le azioni su tutta l’altezza del manufatto interrato.
Peso dell’unità di volume caratteristico gk = 1900 daN/m³
Angolo di resistenza al taglio caratteristico φk = 30°
Peso dell’unità di volume di progetto (M1) gd = 1900 daN/m³
Angolo di resistenza al taglio di progetto (M1) φd = 30° Coeff. di spinta a riposo (M1) k0 = 0,500 Coeff. di spinta attiva di progetto (M1) ka = 0,333 Coeff. di spinta attiva sismica di progetto (M2) kas = 0,459 Incremento sismico coeff. di spinta attiva (M2) ∆kas = 0,126
Peso dell’unità di volume di progetto (M2) gd = 1900 daN/m³
Angolo di resistenza al taglio di progetto (M2) φd = 24,8° Coeff. di spinta a riposo (M2) k0 = 0,580 Coeff. di spinta attiva di progetto (M2) ka = 0,409 Coeff. di spinta attiva sismica di progetto (M2) kas = 0,459 Incremento sismico coeff. di spinta attiva (M2) ∆kas = 0,050
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4.4 COMBINAZIONE DELLE AZIONI
Ove consentito dalla norma, si impiegherà l’Approccio 2, per il quale è prevista
un’unica combinazione di gruppi di coefficienti sia per le verifiche strutturali sia per
le verifiche geotecniche (A1+M1+R3).
Per il confronto con la capacità portante indicata nella relazione Geologica si
Per le verifiche a SLU sono prescritti specifici fattori di sicurezza parziali. Si riportano i
parametri di seguito utilizzati.
- muri di sostegno:
VERIFICA R2 R3 Capacità portante della fondazione γR = 1,0 γR = 1,4 Scorrimento γR = 1,0 γR = 1,1
- opere di fondazione:
VERIFICA R2 R3 Capacità portante della fondazione γR = 1,8 γR = 2,3 Scorrimento γR = 1,1 γR = 1,1
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5. PRESCRIZIONI SUI MATERIALI
I materiali impiegati corrisponderanno come caratteristiche a quanto stabilito nelle specifiche di appalto, nelle leggi e nei regolamenti ufficiali esistenti in materia; in mancanza di particolari prescrizioni saranno delle migliori qualità esistenti in commercio.
5.1 OPERE IN CALCESTRUZZO ARMATO
Acciai per armatura di conglomerati:
• B 450 C
fyk = 450 N/mm2 tensione caratteristica di snervamento ftk = 540 N/mm2 tensione caratteristica di rottura fyd = 391,3 N/mm2 snervamento di progetto
In merito a quanto disposto nel punto 11.3.2.1. Acciaio per cemento armato B 450 C del D.M. 14/01/2008 sugli acciai impiegati in progetto si dichiarano i seguenti limiti dei rapporti:
(fy / fy,nom)k ≤ 1,25 1,15 ≤ (ft / fy)k < 1,35 dove: fy = singolo valore di snervamento fy,nom = valore nominale di riferimento ft = singolo valore della tensione di rottura
Conglomerato cementizio:
Si seguono le indicazioni delle “Linee guida sul calcestruzzo strutturale” del Consiglio Superiore LL.PP. (1996). I requisiti richiesti per le strutture in oggetto sono:
• resistenza a compressione richiesta:
C28/35 (Rck = 35 N/mm2) fcd = 16,46 N/mm2
• classe di esposizione ambientale XC2
• classe di consistenza S4
• dimensione massima inerti: 22 mm
• copriferro minimo: 30 mm
Additivi : l'uso è previsto con adeguate precauzioni e nella misura in cui si può provare sperimentalmente che il prodotto aggiunto non altera le qualità richieste al calcestruzzo e non danneggia le armature; si consente l'uso di additivi fluidificanti per diminuire la quantità di acqua occorrente per l'impasto e conseguentemente il successivo ritiro (lavorabilità S4 – fluida).
Gli additivi per migliorare le caratteristiche del calcestruzzo potranno essere impiegati secondo le prescrizioni del produttore, sulla base di prove di laboratorio ufficiale che attestino la conformità del prodotto alle disposizioni vigenti e ne garantiscano la qualità e la costanza di caratteristiche nel tempo.
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5.2 OPERE IN CARPENTERIA METALLICA
Per i lavori in oggetto dovranno essere impiegati esclusivamente prodotti in acciaio conformi al D.M. 14/01/2008.
Acciaio per carpenteria: S 275 JR
Acciaio per inserti metallici e profili pressopiegati: S 235 JR
Si prevede l’esecuzione di tutte le lavorazioni in conformità con quanto disposto dal D.M. 14/01/2008 e dalle norme in esso richiamate. Non saranno ammessi fori e tagli con mezzi termici.
Saldature:
In conformità con quanto disposto dal D.M. 14/01/2008, in particolare ai punti 4.2.8.2 e 11.3.4.5, nonché dalle norme in esso richiamate. Le saldature finite dovranno risultare di sezione costante, continue, esenti da fessurazioni, solchi ai bordi del cordone, inclusioni di particelle eterogenee, soffiature per bolle gas, incollature per sovrapposizioni fredde, frastagliature, sfioriture, punture di spillo, tracce di ossidazione ed altre irregolarità e difetti.
Bullonature:
In conformità con quanto disposto dal D.M. 14/01/2008 in particolare ai punti 4.2.8.1 e 11.3.4.6, nonché dalle norme in esso richiamate, impiegando bulloni con diametro minimo di 12 mm e di classe 8.8. Non è ammesso l’uso di bulloni con il gambo interamente filettato. Eseguire i fori rispettando le prescrizioni del D.M. 14/01/2008. Le bullonature sono dimensionate esclusivamente a taglio, non sono ammesse giunzioni ad attrito. Tutte le bullonature saranno realizzate con utilizzo di controdado o con altro dispositivo atto a garantire il mantenimento del serraggio.
Protezione:
Sia gli elementi della struttura sia gli elementi di collegamento devono essere protetti con zincatura a caldo mediante immersione in bagno di zinco fuso.
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6. CRITERI DI CALCOLO
6.1 CRITERI DI CALCOLO PER LA VASCHE
Le strutture sono dimensionate per poter resistere alle condizioni di carico più gravose, risultanti cioè dalla più sfavorevole combinazione dei seguenti carichi agenti:
− peso proprio;
− carico statico e dinamico delle apparecchiature elettromeccaniche;
− spinte del terreno (attive e a riposo);
− spinte dei liquidi contenuti;
− spinte dovute all'eventuale presenza della falda.
In particolare le pareti vengono dimensionate per poter resistere anche alla spinta del terreno a vasca vuota. Vengono verificate inoltre per la condizione di sola spinta del liquido (ipotizzando che dall'altro lato non vi sia terreno), assumendo per il liquido stesso un peso specifico:
γliq = 1100 daN/m3
sicuramente cautelativo data la funzione delle vasche oggetto di calcolo.
Si seguono le indicazioni delle normative sopra indicate ed inoltre, ove applicabile, agli ANNALES de l’Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics n° 486 del settembre 1990 “Calcul, réalisation et étanchéité des réservoirs, cuves, bassins, chateaux d’eau enterrés, semi-enterrés, aériens, ouverts ou fermés”.
6.1.1 Calcolo per vasche a pianta rettangolare in condizioni statiche
Le pareti rettangolari costituenti le vasche sono considerate (agli effetti del calcolo) come mensole incastrate alla base se il rapporto fra la dimensione in pianta e l'altezza della parete è superiore a 3, o come lastre incastrate su 3 lati se detto rapporto è inferiore a 3.
Nel primo caso, il calcolo della sollecitazione flettente dovuta all'effetto del carico idrostatico presente è immediato, essendo il momento longitudinale dato da:
6hM 3liqliq ⋅= γ
In tale situazione, la funzione principale è assegnata all'armatura verticale, mentre quella trasversale svolge una funzione di ripartizione e antiritiro, tranne in prossimità degli spigoli dove è necessario "legare" le due pareti mutuamente ortogonali.
Nel caso invece di comportamento a lastra, occorre considerare sia i momenti verticali sia quelli orizzontali, essendo il contributo di entrambi, variabile in funzione delle dimensioni geometriche, ugualmente importante ai fini del dimensionamento delle armature. In tale situazione, per le geometrie usuali, le sollecitazioni vengono determinate mediante la teoria elastica lineare attraverso un programma di calcolo su elaboratore (individuando l'origine degli assi x, z nel punto medio inferiore della parete), o un programma agli elementi finiti, per le geometrie più complesse.
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6.1.2 Verifiche di resistenza
Vengono effettuate secondo il metodo semiprobabilistico agli stati limite. Per tenere conto delle incertezze sui dati disponibili il metodo semiprobabilistico comporta l’assunzione di valori caratteristici sia per l’entità delle azioni, sia per le resistenze dei materiali; tali valori caratteristici vengono poi trasformati in valori di calcolo mediante l’applicazione di opportuni coefficienti.
In particolare, l’entità delle azioni variabili si determina maggiorandole con il coefficiente 1,5. Nel caso delle vasche, essendo l’effetto del liquido contenuto e del terreno circostante determinabili con certezza e presenti per la maggior parte del tempo, si considerano azioni permanenti e si applica un coefficiente 1,3.
Per quanto riguarda le resistenze di calcolo dei materiali, si applica la formula:
fd = fk/γm
dove fk è la resistenza caratteristica del materiale considerato e γm è un coefficiente riduttivo che vale:
1,5 per il calcestruzzo
1,15 per acciaio controllato in stabilimento.
In particolare, la resistenza di calcolo del calcestruzzo risulta:
fck = 0,83 Rck
fcd = 0,85 fck/γc
fctm = 0,30 3 2ckf
fctk = 0,7 fctm
e per Rck = 35 N/mm2 si ha fcd = 16.5 N/mm2 fctd = 1,32 N/mm2 fcfm = 3,4 N/mm2.
La resistenza di calcolo dell’acciaio risulta:
fyd = fyk/γs = 450/1,15 = 391 N/mm2
per acciaio B 450 C.
Nelle verifiche che seguiranno il valore fyd verrà ulteriormente differenziato, al fine di ottenere percentuali di armatura sufficienti non solo per la verifica a rottura ma anche per quella a fessurazione.
Si considererà:
fyd = 330 N/mm2 per elementi verificati a flessione in presenza di liquido
fyd = 390 N/mm2 per elementi verificati a flessione non a contatto col liquido
σa = 140 N/mm2 per elementi verificati a trazione semplice in presenza di liquido.
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6.1.3 Fessurazione delle pareti
Non è possibile evitare totalmente l'apertura di fessure in strutture in cemento armato, se non con precompressione, a seconda dei casi, bi- o tri-assiale. E' invece possibile limitarne l'apertura teorica entro limiti prefissati, con una disposizione appropriata dei ferri di armatura. Nei casi usuali è sufficiente limitare l'apertura al disotto degli 0,2 mm per evitare la filtrazione dell'acqua attraverso la parete.
Facendo riferimento al §C4.1.2.2.4 della Circ. 2009, applicando la procedura del D.M. 09/01/1996 descritta nella Circ. 15/10/1996 § B.6.6, l'apertura media delle fessure in strutture in calcestruzzo armato si può valutare con l'espressione:
wm = srm⋅εsm
nella quale:
a) srm = distanza media (in mm) fra le fessure uguale a :
r21rm /KK+10
2 s ρφ
+= sc
dove :
c = ricoprimento delle armature
s = distanza tra le barre di armatura tesa, se s > 14φ si adotta s = 14φ
K1 = parametro che caratterizza la qualità di aderenza dell'acciaio (0,4 per barre ad aderenza migliorata e 0,8 per barre lisce)
K2 = coefficiente che rappresenta l'influenza della forma del diagramma delle tensioni (0,1255 in presenza diagramma triangolare di flessione e pressoflessione, 0,250 nel caso di trazione pura)
φ = diametro delle barre
ρr = rapporto di armatura efficace pari a As / AC eff, dove AC eff è l’area efficace di cls teso che circonda le armature. Posto n = numero di strati dell’armatura tesa, risulta che deff è uguale a:
deff = c + 7.5φ ≤ (h-x)/2 se n = 1 o elementi di forte spessore
deff = c + s + 7.5φ se n ≠ 1 e la distanza tra gli strati < 14φ
b) εsm = allungamento medio dell'acciaio uguale a :
2
r
sr21
s
ssm -1
E= σ
σββσε ≥ S
S
E
σ4.0
dove :
ß1 = coefficiente che caratterizza l'aderenza dell'acciaio (pari a 1 per barre ad aderenza migliorata, a 0.5 per barre lisce)
ß2 = coefficiente che rappresenta l'influenza della durata di applicazione o della ripetitività dei carichi (pari a 1 per un carico di breve durata, pari a 0,5 per carichi di lunga durata o per molti cicli di carico)
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σs = tensione nell’armatura tesa calcolata nella sezione fessurata
σsr = tensione nell’armatura tesa calcolata nella sezione fessurata sotto la condizione di carico che induce la prima fessura (fctm nella fibra di calcestruzzo più sollecitata in sezione interamente reagente)
Es = 2.100.000 daN/cm² modulo elastico acciaio
Il valore wm così determinato, viene moltiplicato per il coefficiente β = 1,7 al fine di tenere conto della dispersione dei risultati reali nell'apertura delle fessure.
Si ottiene così il valore caratteristico di calcolo, che risulta quindi pari a :
wk = 1,7 wm
valore di confronto che deve risultare inferiore a 0,2 mm (corrispondente a w1 in ambiente aggressivo, armature con sufficiente copriferro, azioni quasi permanenti).
6.1.4 Calcolo per vasche in condizioni sismiche
MURI INTERRATI
Particolare rilievo assume l’effetto sismico per i muri di sostegno, che vanno dimensionati e calcolati tenendo conto, oltre che della spinta statica S, di:
- incremento di spinta ∆S = ∆kas gd (1 + kv ) H
uniformemente distribuita sull’altezza del muro;
- forza d’inerzia muro Fi = Sd(T) W (1 + kv )
uniformemente distribuita sull’altezza del muro;
con ∆kas = incremento sismico coeff. di spinta attiva (M2)
gd = peso dell’unità di volume del terreno
kv = coeff. sismico verticale
H = altezza del terreno spingente
Sd(T) = valore sullo spettro di progetto corrispondente al periodo T
W = peso proprio del muro
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VASCHE RETTANGOLARI CONTENENTI LIQUIDO
Per quanto concerne le vasche, la verifica sismica viene condotta considerando interamente presente il liquido in esse contenuto. Per tali strutture, il comportamento antisismico è positivo per l’effetto del mutuo contenimento fra le pareti ortogonali sia delle pareti esterne sia degli elementi di separazione interni. Esaminando il comportamento sismico di tali strutture, si possono fare le seguenti considerazioni: a) Le pareti possono certamente essere considerate rigide, quindi la variazione spazio-
temporale (z,t) della pressione totale è formata dal contributo rigido impulsivo pi e da quello convettivo pc (Punto A.4.1 dell’EC8-4).
b) Si adotta un modello meccanico equivalente al comportamento del liquido nel serbatoio costituito da una massa m0, detta massa impulsiva, rigidamente collegata alle pareti e da una massa m1, detta massa convettiva, elasticamente collegata alle pareti. Il fenomeno detto sloshing è proprio dovuto al moto di questa parte di liquido che, non essendo vincolato alla pareti, durante il moto sismico è costretto a spostarsi verticalmente dando origine a delle onde.
c) Il parametro che influenza la quantità di liquido che partecipa al moto rigido è il rapporto di forma della vasca H / L, dove H è l’altezza del liquido nella vasca ed L è la semilunghezza della vasca nella direzione del sisma.
Si possono ricavare le masse m0 ed m1, con i relativi punti di applicazione, h0 per la parte impulsiva e h1 per la parte convettiva, riferiti all’altezza del liquido H mediante l’impiego di espressioni ricavate da norme straniere di comprovata validità (Raccomandazioni neozelandesi NZSEE e norme americane ACI 350.3-06):
HL
HL
m
m
3
)3(tanh0=
=
L
H
H
L
m
m
2
5tanh
2
5
3
11
8
30=
H
h se 2L/H ≥ 1.333
H
L
H
h 209375,05,00
−= se 2L/H < 1.333
−
−=L
H
L
H
L
H
H
h
2
5sinh
2
5
12
5cosh
11
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d) Il periodo proprio del moto impulsivo per serbatoi rettangolari può essere ottenuto con la seguente espressione:
g
dT f
π20 =
dove df è lo spostamento della parete ortogonale al sisma, nel punto di applicazione della massa impulsiva, sotto l’azione impulsiva stessa pari a m0 g / (4 B H), determinato nell’appropriato schema statico.
e) Il periodo proprio del moto convettivo, per serbatoi rettangolari di lunghezza 2L nella direzione parallela al sisma, può essere ottenuto con la seguente espressione:
=L
H
g
L
T
2tanh
2
2
1ππ
π
f) L’altezza dell’onda può essere determinata con la seguente espressione consigliata dalle norme neozelandesi:
( )g
TSLd d 1
max =
g) Il periodo proprio del moto impulsivo verticale si assume pari a 0,3 s, come suggerito dalle norme neozelandesi.
h) Considerando che il periodo proprio del moto impulsivo è basso (inferiore ad 1 s) mentre il periodo proprio del moto convettivo è alto (oltre 4 s), gli effetti della pressione impulsiva e della pressione convettiva si combinano con la regola della radice quadrata della somma dei quadrati (SRSS) consigliata dalle ACI e dalle NZSEE, ottenendo così la componente orizzontale Eh dovuta al sisma. Questa viene combinata con la componente verticale Ev con la regola dell’EC8:
Eh + 0,30 Ev
0,30 Eh + Ev
dove + sta per combinato nel modo più sfavorevole.
i) Gli andamenti delle pressioni sulle pareti risultano non lineari e quindi di difficile applicazione nei calcoli strutturali. Si procede quindi alla linearizzazione dei diagrammi di pressione dovuti alla componente impulsiva ed a quella convettiva imponendo l’equilibrio alla traslazione ed alla rotazione.
Si sono così ottenuti i diagrammi di pressione di seguito riportati ed utilizzati nel calcolo delle sollecitazioni agenti nelle varie pareti.
Le sollecitazioni di tipo sismico vengono verificate considerando fyd = 390 N/mm2 (sollecitazioni con effetto istantaneo).
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6.1.5 Programma di calcolo agli elementi finiti
In sede di determinazione delle sollecitazioni agenti sugli elementi strutturali con geometria e/o vincoli complessi, si prevede l’utilizzo del programma di calcolo PRO_SAP.
CRITERI DI ANALISI DELLA SICUREZZA
La verifica della sicurezza degli elementi strutturali avviene con i metodi della scienza delle costruzioni. L’analisi strutturale è condotta con il metodo degli spostamenti per la valutazione dello stato tensodeformativo indotto da carichi statici. L’analisi strutturale viene effettuata con il metodo degli elementi finiti. Il metodo sopra indicato si basa sulla schematizzazione della struttura in elementi connessi solo in corrispondenza di un numero prefissato di punti denominati nodi. I nodi sono definiti dalle tre coordinate cartesiane in un sistema di riferimento globale. Le incognite del problema (nell’ambito del metodo degli spostamenti) sono le componenti di spostamento dei nodi riferite al sistema di riferimento globale (traslazioni secondo X, Y, Z, rotazioni attorno X, Y, Z). La soluzione del problema si ottiene con un sistema di equazioni algebriche lineari i cui termini noti sono costituiti dai carichi agenti sulla struttura opportunamente concentrati nei nodi:
K * u = F dove K = matrice di rigidezza
u = vettore spostamenti nodali
F = vettore forze nodali
Dagli spostamenti ottenuti con la risoluzione del sistema vengono quindi dedotte le sollecitazioni e/o le tensioni di ogni elemento, riferite generalmente ad una terna locale all’elemento stesso. Il sistema di riferimento utilizzato è costituito da una terna cartesiana destrorsa XYZ. Si assume l’asse Z verticale ed orientato verso l'alto. Gli elementi che possono essere utilizzati per la modellazione dello schema statico della struttura sono i seguenti:
• Elemento tipo TRUSS (biella) • Elemento tipo BEAM (trave) • Elemento tipo MEMBRANE (membrana) • Elemento tipo PLATE (piastra-guscio) • Elemento tipo BOUNDARY (molla) • Elemento tipo STIFFNESS (matrice di rigidezza)
I succitati elementi sono di norma compresi nella libreria prevista dai più diffusi programmi di analisi agli elementi finiti.
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ORIGINE E CARATTERISTICHE DEL CODICE DI CALCOLO ADO TTATO
Il codice di calcolo adottato è ALGOR SUPERSAP prodotto dalla ALGOR INTERACTIVE SYSTEMS, Inc. Pittsburgh, PA, USA. Il programma SUPERSAP applica il metodo degli elementi finiti per strutture di forma qualunque, comunque caricate e vincolate, nell’ambito del comportamento lineare delle stesse. La risoluzione del sistema K * u = F è condotta con l'algoritmo di Gauss modificato sulla matrice K globale suddivisa in blocchi. La risoluzione delle equazioni del moto, ed in particolare l’applicazione dell’analisi dinamica prevista per il calcolo in zona sismica è condotta con il metodo dello spettro di risposta. Si sottolinea che il solutore ALGOR SUPERSAP è stato sottoposto, con esito positivo e relativa certificazione, ai test N.A.F.E.M.S. (test di confronto della National Agency for Finite Element Methods and Standards in Inghilterra). Si sottolinea inoltre che il solutore ALGOR SUPERSAP è soggetto ad attività di controllo ai sensi della Q.A. (quality assurance), condizione essenziale per l’utilizzo dei codici di calcolo nell’ambito della progettazione nucleare ed off-shore. Affidabilità dei codici utilizzati
2S.I. ha verificato l’affidabilità e la robustezza del codice di calcolo attraverso un numero significativo di casi prova in cui i risultati dell’analisi numerica sono stati confrontati con soluzioni teoriche.
E’ possibile reperire la documentazione contenente alcuni dei più significativi casi trattati al seguente link: http://www.2si.it/Software/Affidabilità.htm
Informazioni generali sull’elaborazione e giudizio motivato di accettabilità dei risultati.
Il programma prevede una serie di controlli automatici (check) che consentono l’individuazione di errori di modellazione. Al termine dell’analisi un controllo automatico identifica la presenza di spostamenti o rotazioni abnormi. Si può pertanto asserire che l’ elaborazione sia corretta e completa. I risultati delle elaborazioni sono stati sottoposti a controlli che ne comprovano l’attendibilità. Tale valutazione ha compreso il confronto con i risultati di semplici calcoli, eseguiti con metodi tradizionali e adottati, anche in fase di primo dimensionamento della struttura. Inoltre, sulla base di considerazioni riguardanti gli stati tensionali e deformativi determinati, si è valutata la validità delle scelte operate in sede di schematizzazione e di modellazione della struttura e delle azioni. Si riporta un elenco sintetico dei controlli svolti:
- verifica delle risultanti dei carichi agenti per ciascun caso di carico
- verifica momenti flettenti in elementi trave isostatici
- verifica momenti flettenti in elementi shell con vincoli perimetrali riconducibili a schemi semplici risolti in forma chiusa
- controllo dei risultati delle verifiche negli elementi più sollecitati
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6.2 CRITERI DI CALCOLO FABBRICATI
Si tratta di un fabbricato ad un piano fuori terra, costituito da una struttura in acciaio controventata con controventi concentrici a diagonale tesa attiva, in senso longitudinale, e con portali incernierati alla base, in senso trasversale. Le travi e colonne sono realizzare con profili semplici, fissati sul basamento esistente in calcestruzzo armato del generatore.
La copertura removibile è in lamiera grecata, fissata su telai metallici bullonati alla struttura portante della tettoia.
Per la mascheratura del generatore, le pareti perimetrali saranno realizzate con pannelli metallici costituiti da lamiera stirata fissata a telai metallici, eventualmente removibili.
6.2.1 Schemi statici di calcolo
Gli schemi statici adottati sono i seguenti:
- fondazioni platea
- colonne centrali bielle controventate in entrambe le direzioni
- telai laterali portali incernierati alla base
- controventi aste reagenti solo a trazione
- solai travi semplicemente appoggiate.
6.2.2 Analisi dei carichi
• Permanenti
Peso proprio delle strutture in calcestruzzo 2500 daN/m3
coeff. di esposizione ce = 1,634 pf = qref ce ≅ 64 daN/m²
pareti sopravento cp = 0,8 p = qref ce cp ≅ 50 daN/m²
pareti sottovento cp = -0,4 p = qref ce cp ≅ 25 daN/m²
Per brevità, ai fini delle verifiche globali della struttura, si applica sia sulle pareti sottovento sia sulle pareti sopravento la pressione p = 40 daN/m².
21
7. SOLLEVAMENTO AL TORRENTE VERSA
Di seguito si riporta il dimensionamento dell’armatura in condizioni statiche e simiche per ciascun elemento strutturalmente rilevante dei manufatti interessati da questo intervento. Nella determinazione dell’armatura necessaria si trascura a favore di sicurezza la componente normale di compressione.
Per brevità si riportano le verifiche a fessurazione per i soli elementi a contatto con il liquido, nel caso in cui sia il liquido ad esercitare l’azione più gravosa sull’elemento.
7.1 STRATIGRAFIA DEL TERRENO
� da p.c. a – 1,0 m circa – ORIZZONTE 1 – coltre eluvio-colluviale limoso-sabbiosa, localmente associata a terreno di riporto;
� da – 1,0 a -7 ÷ -8 m circa – ORIZZONTE 2 – sabbie fini limose da poco a mediamente addensate con locali interlivelli di ghiaietto fine;
� oltre – orizzonte ghiaioso medio con sabbia di spessore 4 m circa.
Prima falda superficiale – soggiacenza pari a -5 ÷ -7 m circa.
La capacità portante a SLU ricavata nella relazione Geologica è:
La capacità portante a SLE ricavata nella relazione Geologica è:
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7.2 TETTOIA GENERATORE
La copertura removibile del generatore esistente è realizzata con una tettoia metallica di altezza 3,5 m circa e impronta planimetrica 5 m x 3 m circa, con i seguenti elementi strutturali:
- Colonne HEA 100
- Travi copertura HEA 100
- Moduli copertura scatolare 60x80x4 mm
- Moduli pareti L 45x5
- Controventi di parete UPN 65
La copertura è realizzata con pannelli in lamiera grecata sp. 0,6 mm mentre le pareti hanno lamiera stirata maglia 70x53 mm e sp. 3 mm.
Si è utilizzato un programma agli elementi finiti per verificare la struttura, di seguito si riporta l’immagine del modello solido
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7.2.1 MODELLAZIONE DEI MATERIALI
LEGENDA TABELLA DATI MATERIALI
Il programma consente l’uso di materiali diversi. Sono previsti i seguenti tipi di materiale:
1 materiale tipo cemento armato
2 materiale tipo acciaio
3 materiale tipo muratura
4 materiale tipo legno
5 materiale tipo generico
I materiali utilizzati nella modellazione sono individuati da una sigla identificativa ed un codice numerico (gli elementi strutturali richiamano quest’ultimo nella propria descrizione). Per ogni materiale vengono riportati in tabella i seguenti dati:
Young modulo di elasticità normale
Poisson coefficiente di contrazione trasversale
G modulo di elasticità tangenziale
Gamma peso specifico
Alfa coefficiente di dilatazione termica
I dati sopra riportati vengono utilizzati per la modellazione dello schema statico e per la determinazione dei carichi inerziali e termici.
In relazione al tipo di materiale vengono riportati inoltre:
2 acciaio
Ft tensione di rottura a trazione
Fy tensione di snervamento
Fd resistenza di calcolo
Fdt resistenza di calcolo per spess. t>40 mm
Sadm tensione ammissibile
Sadmt tensione ammissibile per spess. t>40 mm
TABELLA DATI MATERIALI
Id Tipo / Note Young Poisson G Gamma Alfa daN/cm2 daN/cm2 daN/cm2 daN/cm3 11 acciaio Fe430 - S275 2.100e+06 0.30 8.077e+05 7.85e-03 1.00e-05 ft 4300.0 fy 2750.0 fd 2750.0 fdt 2500.0 sadm 1900.0 sadmt 1700.0
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Di seguito si riporano i parametri utlizzati nelle verifiche degli elementi resistenti.
Aste acc. 1 Generalità Beta assegnato 0.80 Verifica come controvento No Coefficiente gamma M0 1.05 Coefficiente gamma M1 1.05 Coefficiente gamma M2 1.25 Pilast ri acc. 1 Lunghezze libere Metodo di calcolo 2-2 Assegnato 2-2 Beta assegnato 1.00 2-2 Beta * L assegnato [ cm ] 0.0 Metodo di calcolo 3-3 Assegnato 3-3 Beta assegnato 2.00 3-3 Beta * L assegnato [ cm ] 0.0 1-1 Beta assegnato 1.00 1-1 Beta * L assegnato [ cm ] 0.0 Generalità Coefficiente gamma M0 1.05 Coefficiente gamma M1 1.05 Coefficiente gamma M2 1.25 Effetti del 2 ordine Si Momenti equivalenti Si Travi acc. 1 Lunghezze libere 3-3 Beta * L automatico Si 3-3 Beta assegnato 1.00 3-3 Beta assegnato [ cm ] 0.0 2-2 Beta * L automatico Si 2-2 Beta assegnato 1.00 2-2 Beta * L assegnato [ cm ] 0.0 1-1 Beta * L automatico Si 1-1 Beta assegnato 1.00 1-1 Beta * L assegnato [ cm ] 0.0 Generalità Coefficiente gamma M0 1.05 Coefficiente gamma M1 1.05 Coefficiente gamma M2 1.25 Luce di taglio per GR [ cm ] 1.00 Momenti equivalenti Si
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7.2.2 MODELLAZIONE DELLE SEZIONI
LEGENDA TABELLA DATI SEZIONI
Il programma consente l’uso di sezioni diverse. Sono previsti i seguenti tipi di sezione:
1 sezione di tipo generico
2 profilati semplici
3 profilati accoppiati e speciali
Le sezioni utilizzate nella modellazione sono individuate da una sigla identificativa ed un codice numerico (gli elementi strutturali richiamano quest’ultimo nella propria descrizione). Per ogni sezione vengono riportati in tabella i seguenti dati:
Area area della sezione
A V2 area della sezione/fattore di taglio (per il taglio in direzione 2)
A V3 area della sezione/fattore di taglio (per il taglio in direzione 3)
Jt fattore torsionale di rigidezza
J2-2 momento d'inerzia della sezione riferito all’asse 2
J3-3 momento d'inerzia della sezione riferito all’asse 3
W2-2 modulo di resistenza della sezione riferito all’asse 2
W3-3 modulo di resistenza della sezione riferito all’asse 3
Wp2-2 modulo di resistenza plastico della sezione riferito all’asse 2
Wp3-3 modulo di resistenza plastico della sezione riferito all’asse 3
TABELLA DATI SEZIONI
Id Tipo Area A V2 A V3 Jt J 2-2 J 3-3 W 2-2 W 3-3 Wp 2-2 Wp 3-3 cm2 cm2 cm2 cm4 cm4 cm4 cm3 cm3 cm3 cm3 1 HEA 100 21.20 0.0 0.0 5.20 134.00 349.00 26.80 72.80 41.10 83.00 2 UPN 65x42 9.00 0.0 0.0 1.48 14.00 57.50 5.10 17.70 9.80 21.41
26
7.2.3 MODELLAZIONE STRUTTURA: NODI
LEGENDA TABELLA DATI NODI
Il programma utilizza per la modellazione nodi strutturali.
Ogni nodo è individuato dalle coordinate cartesiane nel sistema di riferimento globale (X Y Z).
Ad ogni nodo è eventualmente associato un codice di vincolamento rigido, un codice di fondazione speciale, ed un set di sei molle (tre per le traslazioni, tre per le rotazioni). Le tabelle sotto riportate riflettono le succitate possibilità. In particolare per ogni nodo viene indicato in tabella:
Nodo numero del nodo.
X valore della coordinata X
Y valore della coordinata Y
Z valore della coordinata Z
Per i nodi ai quali sia associato un codice di vincolamento rigido, un codice di fondazione speciale o un set di molle viene indicato in tabella:
Nodo numero del nodo.
X valore della coordinata X
Y valore della coordinata Y
Z valore della coordinata Z
Note eventuale codice di vincolo (es. v=110010 sei valori relativi ai sei gradi di libertà previsti per il nodo TxTyTzRxRyRz, il valore 1 indica che lo spostamento o rotazione relativo è impedito, il valore 0 indica che lo spostamento o rotazione relativo è libero).
Note (FS = 1, 2,…) eventuale codice del tipo di fondazione speciale (1, 2,… fanno riferimento alle tipologie: plinto, palo, plinto su pali,…) che è collegato al nodo.
Rig. TX valore della rigidezza dei vincoli elastici eventualmente applicati al nodo, nello specifico TX (idem per TY, TZ, RX, RY, RZ).
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TABELLA DATI NODI Nodo X Y Z Nodo X Y Z Nodo X Y Z cm cm cm cm cm cm cm cm cm 7 0.0 0.0 10.0 8 275.0 0.0 10.0 9 0.0 240.0 10.0 10 275.0 240.0 10.0 11 0.0 0.0 330.0 12 275.0 0.0 330.0 13 0.0 240.0 330.0 14 275.0 240.0 330.0 15 0.0 480.0 330.0 16 275.0 480.0 330.0
Nodo X Y Z Note Rig. TX Rig. TY Rig. TZ Rig. RX Ri g. RY Rig. RZ cm cm cm daN/cm daN/cm daN/cm daN cm/rad daN cm/rad daN cm/rad 1 0.0 0.0 0.0 v=111000 2 275.0 0.0 0.0 v=111000 3 0.0 240.0 0.0 v=111000 4 275.0 240.0 0.0 v=111000 5 0.0 480.0 0.0 v=111000 6 275.0 480.0 0.0 v=111000
Numerazione nodi
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7.2.4 MODELLAZIONE STRUTTURA: ELEMENTI TRAVE
LEGENDA TABELLA DATI TRAVI
Il programma utilizza per la modellazione elementi a due nodi denominati in generale travi.
Ogni elemento trave è individuato dal nodo iniziale e dal nodo finale.
Ogni elemento è caratterizzato da un insieme di proprietà riportate in tabella che ne completano la modellazione.
1
2
3X
Y
Z
orientamento elementi 2D non verticali
X
Y
Z
12
3
orientamento elementi 2D verticali
In particolare per ogni elemento viene indicato in tabella:
Elem. numero dell’elemento
Note codice di comportamento: trave, trave di fondazione, pilastro, asta, asta tesa, asta compressa
Nodo I (J) numero del nodo iniziale (finale)
Mat. codice del materiale assegnato all’elemento
Sez. codice della sezione assegnata all’elemento
Rotaz. valore della rotazione dell’elemento, attorno al proprio asse, nel caso in cui l’orientamento di default non sia adottabile; l’orientamento di default prevede per gli elementi non verticali l’asse 2 contenuto nel piano verticale e l’asse 3 orizzontale, per gli elementi verticali l’asse 2 diretto secondo X negativo e l’asse 3 diretto secondo Y negativo
Svincolo I (J) codici di svincolo per le azioni interne; i primi sei codici si riferiscono al nodo iniziale, i restanti sei al nodo finale (il valore 1 indica che la relativa azione interna non è attiva)
Wink V costante di sottofondo (coefficiente di Winkler) per la modellazione della trave su suolo elastico
Wink O costante di sottofondo (coefficiente di Winkler) per la modellazione del suolo elastico orizzontale
7.2.5 MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA: ELEMENTI SOLAIO
LEGENDA TABELLA DATI SOLAI
Il programma utilizza per la modellazione elementi a tre o più nodi denominati in generale solaio.
Ogni elemento solaio è individuato da una poligonale di nodi 1,2, ..., N.
L’elemento solaio è utilizzato in primo luogo per la modellazione dei carichi agenti sugli elementi strutturali. In secondo luogo può essere utilizzato per la corretta ripartizione delle forze orizzontali agenti nel proprio piano.
I carichi agenti sugli elementi, raccolti in un archivio, sono direttamente assegnati agli elementi utilizzando le informazioni raccolte nell’ archivio (es. i coefficienti combinatori). La tabella seguente riporta i dati utilizzati per la definizione dei carichi e delle masse.
Id.Arch. Identificativo dell’ archivio Tipo Tipo di carico Variab. Carico variabile generico Var. rid. Carico variabile generico con riduzione in funzione dell’ area (c.5.5.
…) Neve Carico di neve G1k carico permanente (comprensivo del peso proprio) G2k carico permanente non strutturale e non compiutamente definito Qk carico variabile Fatt. A fattore di riduzione del carico variabile (0.5 o 0.75) per tipo “Var.rid.” S sis. fattore di riduzione del carico variabile per la definizione delle masse sismiche Psi 0 Coefficiente combinatorio dei valori caratteristici delle azioni variabili: per
valore raro Psi 1 Coefficiente combinatorio dei valori caratteristici delle azioni variabili: per
valore frequente Psi 2 Coefficiente combinatorio dei valori caratteristici delle azioni variabili: per
valore quasi permanente Psi S 2 Coefficiente di combinazione che fornisce il valore quasi-permanente
dell’azione variabile: per la definizione delle masse sismiche Fatt. Fi Coefficiente di correlazione dei carichi per edifici
Ogni elemento è caratterizzato da un insieme di proprietà riportate in tabella che ne completano la modellazione. In particolare per ogni elemento viene indicato in tabella:
Elem numero dell’elemento Tipo codice di comportamento S elemento utilizzato solo per scarico C elemento utilizzato per scarico e per modellazione piano rigido M scarico monodirezionale
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B scarico bidirezionale Id.Arch. Identificativo dell’ archivio Mat codice del materiale assegnato all'elemento Spessore spessore dell’elemento (costante) Orditura angolo (rispetto all’asse X) della direzione dei travetti principali Gk carico permanente (comprensivo del peso proprio) Qk carico variabile Nodi numero dei nodi che definiscono l'elemento (5 per riga)
TABELLA DATI SOLAI
ID Arch. Tipo G1k G2k Qk Fatt. A s sis. Psi 0 Psi 1 Psi 2 Psi S 2 Fatt. Fi daN/cm2 daN/cm2 daN/cm2 1 Variab. 5.00e-03 1.20e-02 1.00 0.50 0.20 0.0 0.0 1.00
Nel modello in oggetto i solai sono utilizzati solo per applicare il carico alle travi di bordo.
32
7.2.6 MODELLAZIONE DELLE AZIONI
LEGENDA TABELLA DATI AZIONI
Il programma consente l’uso di diverse tipologie di carico (azioni). Le azioni utilizzate nella modellazione sono individuate da una sigla identificativa ed un codice numerico (gli elementi strutturali richiamano quest’ultimo nella propria descrizione). Per ogni azione applicata alla struttura viene di riportato il codice, il tipo e la sigla identificativa. Le tabelle successive dettagliano i valori caratteristici di ogni azione in relazione al tipo. Le tabelle riportano infatti i seguenti dati in relazione al tipo:
1 carico concentrato nodale 6 dati (forza Fx, Fy, Fz, momento Mx, My, Mz) 2 spostamento nodale impresso 6 dati (spostamento Tx,Ty,Tz, rotazione Rx,Ry,Rz) 3 carico distribuito globale su elemen to tipo trave 7 dati (fx,fy,fz,mx,my,mz,ascissa di inizio carico)
7 dati (fx,fy,fz,mx,my,mz,ascissa di fine carico) 4 carico distribuito locale su elemento tipo trave 7 dati (f1,f2,f3,m1,m2,m3,ascissa di inizio carico)
7 dati (f1,f2,f3,m1,m2,m3,ascissa di fine carico) 5 carico concentrato globale su elemento tipo trave 7 dati (Fx,Fy,Fz,Mx,My,Mz,ascissa di carico) 6 carico concentrato locale su elemento tipo trave 7 dati (F1, F2, F3, M1, M2, M3, ascissa di carico) 7 variazione termica applicata a d elemento tipo trave 7 dati (variazioni termiche: uniforme, media e differenza in altezza e larghezza
al nodo iniziale e finale) 8 carico di pressione uniforme su elemento tipo piast ra 1 dato (pressione) 9 carico di pressione variabile su elemento t ipo piastra 4 dati (pressione, quota, pressione, quota) 10 variazione termica applicata ad elemento tipo piast ra 2 dati (variazioni termiche: media e differenza nello spessore) 11 carico variabile generale su elementi tipo trave e piastra 1 dato descrizione della tipologia
4 dati per segmento (posizione, valore, posizione, valore) la tipologia precisa l’ascissa di definizione, la direzione del carico, la modalità di carico e la larghezza d’influenza per gli elementi tipo trave
33
FX
FY
FZ
MX
MY
MZ
Carico concentrato nodale
δX
δY
δZ
RX
RY
RZ
Spostamento impresso
XY
Z
Carico distribuito globale
21
3 q3i
q3f
Carico distribuito locale
XY
Z
a
Carico concentrato globale
21
3
a
F3
Carico concentrato locale
Tipo carico distribuito globale su trave
Id Tipo Pos. fx fy fz mx my mz cm daN/cm daN/cm daN/cm daN daN daN 1 DG:Fzi=-0.75 Fzf=-0.75 perm pereti 0.0 0.0 0.0 -0.75 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.75 0.0 0.0 0.0 2 DG:Fzi=-0.45 Fzf=-0.45 perm pereti bordo 0.0 0.0 0.0 -0.45 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.45 0.0 0.0 0.0 3 DG:Fxi=-1.00 Fxf=-1.00 Vento x centro 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -1.00 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 4 DG:Fxi=-0.60 Fxf=-0.60 Vento x bordo 0.0 -0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 5 DG:Fyi=-0.60 Fyf=-0.60 Vento y 0.0 0.0 -0.60 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -0.60 0.0 0.0 0.0 0.0
Il vento è applicato alle colonne della struttura.
34
7.2.7 SCHEMATIZZAZIONE DEI CASI DI CARICO
LEGENDA TABELLA CASI DI CARICO
Il programma consente l’applicazione di diverse tipologie di casi di carico.
Sono previsti i seguenti 11 tipi di casi di carico:
Sigla Tipo Descrizione
1 Ggk A caso di carico comprensivo del peso proprio struttura
2 Gk NA caso di carico con azioni permanenti
3 Qk NA caso di carico con azioni variabili
4 Gsk A caso di carico comprensivo dei carichi permanenti sui solai e sulle coperture
5 Qsk A caso di carico comprensivo dei carichi variabili sui solai
6 Qnk A caso di carico comprensivo dei carichi di neve sulle coperture
7 Qtk SA caso di carico comprensivo di una variazione termica agente sulla struttura
8 Qvk NA caso di carico comprensivo di azioni da vento sulla struttura
9 Esk SA caso di carico sismico con analisi statica equivalente
10 Edk SA caso di carico sismico con analisi dinamica
11 Pk NA caso di carico comprensivo di azioni derivanti da coazioni, cedimenti e precompressioni
Sono di tipo automatico A (ossia non prevedono introduzione dati da parte dell’utente) i seguenti casi di carico: 1-Ggk; 4-Gsk; 5-Qsk; 6-Qnk.
Nella tabella successiva vengono riportati i casi di carico agenti sulla struttura, con l’indicazione dei dati relativi al caso di carico stesso:
Numero Tipo e Sigla identificativa, Valore di riferimento del caso di carico (se previsto).
Per i casi di carico di tipo sismico (9-Esk e 10-Edk), viene riportata la tabella di definizione delle masse: per ogni caso di carico partecipante alla definizione delle masse viene indicata la relativa aliquota (partecipazione) considerata. Si precisa che per i caso di carico 5-Qsk e 6-Qnk la partecipazione è prevista localmente per ogni elemento solaio o copertura presente nel modello (si confronti il valore Sksol nel capitolo relativo agli elementi solaio) e pertanto la loro partecipazione è di norma pari a uno.
35
TABELLA CASI DI CARICO
CDC Tipo Sigla Id Note 1 Ggk CDC=Ggk (peso proprio della struttura) 2 Gsk CDC=G1sk (permanente solai-coperture) 3 Qsk CDC=Qsk (variabile solai) 4 Gk CDC=G1k (permanente temponamento) D2 : 9 Azione : DG:Fzi=-0.45 Fzf=-0.45 perm pereti bordo D2 : 10 Azione : DG:Fzi=-0.75 Fzf=-0.75 perm pereti D2 : 11 Azione : DG:Fzi=-0.45 Fzf=-0.45 perm pereti bordo D2 : 12 Azione : DG:Fzi=-0.75 Fzf=-0.75 perm pereti D2 : 14 Azione : DG:Fzi=-0.75 Fzf=-0.75 perm pereti 5 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. +) partecipazione:1.00 per 1 CDC=Ggk (peso proprio della struttura) partecipazione:1.00 per 2 CDC=G1sk (permanente solai-coperture) partecipazione:1.00 per 3 CDC=Qsk (variabile solai) partecipazione:1.00 per 4 CDC=G1k (permanente temponamento) 6 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 7 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 8 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. -) come precedente CDC sismico 9 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. +) come precedente CDC sismico 10 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. -) come precedente CDC sismico 11 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. +) come precedente CDC sismico 12 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. -) come precedente CDC sismico 13 Qvk CDC=Qvk (carico da vento -x) D2 : 10 Azione : DG:Fxi=-0.60 Fxf=-0.60 Vento x bordo D2 : 12 Azione : DG:Fxi=-0.60 Fxf=-0.60 Vento x bordo D2 : 14 Azione : DG:Fxi=-1.00 Fxf=-1.00 Vento x centro 14 Qvk CDC=Qvk (carico da vento -y) D2 : 9 Azione : DG:Fyi=-0.60 Fyf=-0.60 Vento y D2 : 10 Azione : DG:Fyi=-0.60 Fyf=-0.60 Vento y D2 : 11 Azione : DG:Fyi=-0.60 Fyf=-0.60 Vento y D2 : 12 Azione : DG:Fyi=-0.60 Fyf=-0.60 Vento y
36
7.2.8 DEFINIZIONE DELLE COMBINAZIONI
LEGENDA TABELLA COMBINAZIONI DI CARICO
Il programma combina i diversi tipi di casi di carico (CDC) secondo le regole previste dalla normativa vigente.
Le combinazioni previste sono destinate al controllo di sicurezza della struttura ed alla verifica degli spostamenti e delle sollecitazioni.
La prima tabella delle combinazioni riportata di seguito comprende le seguenti informazioni: Numero, Tipo, Sigla identificativa. Una seconda tabella riporta il peso nella combinazione, assunto per ogni caso di carico.
L’azione sismica sulle costruzioni è valutata a partire dalla “pericolosità sismica di base”, in condizioni ideali di sito di riferimento rigido con superficie topografica orizzontale.
Allo stato attuale, la pericolosità sismica su reticolo di riferimento nell’intervallo di riferimento è fornita dai dati pubblicati sul sito http://esse1.mi.ingv.it/. Per punti non coincidenti con il reticolo di riferimento e periodi di ritorno non contemplati direttamente si opera come indicato nell’ allegato alle NTC (rispettivamente media pesata e interpolazione).
L’ azione sismica viene definita in relazione ad un periodo di riferimento Vr che si ricava, per ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita nominale per il coefficiente d’uso (vedi tabella Parametri della struttura). Fissato il periodo di riferimento Vr e la probabilità di superamento Pver associata a ciascuno degli stati limite considerati, si ottiene il periodo di ritorno Tr e i relativi parametri di pericolosità sismica (vedi tabella successiva):
ag: accelerazione orizzontale massima del terreno;
Fo: valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale;
T*c: periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale;
Parametri della struttura Classe d'uso Vita Vn [anni] Coeff. Uso Periodo Vr [anni] Tipo di suolo Categoria topografica II 50.0 1.0 50.0 C T1
Individuati su reticolo di riferimento i parametri di pericolosità sismica si valutano i parametri spettrali riportati in tabella:
S è il coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni topografiche
mediante la relazione seguente S = Ss*St (paragrafo 3)
Fo è il fattore che quantifica l’amplificazione spettrale massima, su sito di riferimento rigido orizzontale
Fv è il fattore che quantifica l’amplificazione spettrale massima verticale, in termini di accelerazione orizzontale massima del terreno ag su sito di riferimento rigido orizzontale
Tb è il periodo corrispondente all’inizio del tratto dello spettro ad accelerazione costante.
Tc è il periodo corrispondente all’inizio del tratto dello spettro a velocità costante.
Td è il periodo corrispondente all’inizio del tratto dello spettro a spostamento costante.
Il programma consente l’analisi di diverse configurazioni sismiche.
Sono previsti, infatti, i seguenti casi di carico:
9. Esk caso di carico sismico con analisi statica equivalente
10. Edk caso di carico sismico con analisi dinamica
Ciascun caso di carico è caratterizzato da un angolo di ingresso e da una configurazione di masse determinante la forza sismica complessiva (si rimanda al capitolo relativo ai casi di carico per chiarimenti inerenti questo aspetto).
Nella colonna Note, in funzione della norma in uso sono riportati i parametri fondamentali che caratterizzano l’ azione sismica: in particolare possono essere presenti i seguenti valori:
Angolo di ingresso
Angolo di ingresso dell’azione sismica orizzontale
Fattore di importanza
Fattore di importanza dell’edificio, in base alla categoria di appartenenza
Zona sismica Zona sismica Accelerazione ag
Accelerazione orizzontale massima sul suolo
Categoria suolo
Categoria di profilo stratigrafico del suolo di fondazione
Fattore di struttura q
Fattore dipendente dalla tipologia strutturale
Fattore di sito S
Fattore dipendente dalla stratigrafia e dal profilo topografico
Classe di duttilità CD
Classe di duttilità della struttura – “A” duttilità alta, “B” duttilità bassa
Fattore riduz. SLD
Fattore di riduzione dello spettro elastico per lo stato limite di danno
Periodo proprio T1
Periodo proprio di vibrazione della struttura
Coefficiente Lambda
Coefficiente dipendente dal periodo proprio T1 e dal numero di piani della struttura
41
Ordinata spettro Sd(T1)
Valore delle ordinate dello spettro di progetto per lo stato limite ultimo, componente orizzontale (verticale Svd)
Ordinata spettro Se(T1)
Valore delle ordinate dello spettro elastico ridotta del fattore SLD per lo stato limite di danno, componente orizzontale (verticale Sve)
Ordinata spettro S (Tb-Tc)
Valore dell’ ordinata dello spettro in uso nel tratto costante
numero di modi considerati
Numero di modi di vibrare della struttura considerati nell’analisi dinamica
Per ciascun caso di carico sismico viene riportato l’insieme di dati sottoriportati (le masse sono espresse in unità di forza):
a) analisi sismica statica equivalente: � quota, posizione del centro di applicazione e azione orizzontale risultante, posizione
del baricentro delle rigidezze, rapporto r/Ls (per strutture a nucleo), indici di regolarità e/r secondo EC8 4.2.3.2
� azione sismica complessiva
TABELLA ANALISI SISMICHE CDC Tipo Sigla Id Note 5 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. +) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.168 g angolo di ingresso:0.0 eccentricità aggiuntiva: positiva periodo proprio T1: 0.661 sec. fattore di struttura q: 1.000 fattore per spost. mu d: 1.000 classe di duttilità CD: B numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 0.0 -24.00 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 0.0 -12.00 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 6 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=0.0 (ecc. -) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.168 g angolo di ingresso:0.0 eccentricità aggiuntiva: negativa periodo proprio T1: 0.659 sec. fattore di struttura q: 1.000 fattore per spost. mu d: 1.000 classe di duttilità CD: B numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 0.0 24.00 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 0.0 12.00 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 7 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. +) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.168 g angolo di ingresso:90.00 eccentricità aggiuntiva: positiva periodo proprio T1: 0.050 sec. fattore di struttura q: 1.000 fattore per spost. mu d: 1.000 classe di duttilità CD: B numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 13.75 0.0 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 13.75 0.0 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 8 Edk CDC=Ed (dinamico SLU) alfa=90.00 (ecc. -) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.168 g angolo di ingresso:90.00 eccentricità aggiuntiva: negativa periodo proprio T1: 0.046 sec. fattore di struttura q: 1.000 fattore per spost. mu d: 1.000 classe di duttilità CD: B numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 -13.75 0.0 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 -13.75 0.0 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 9 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. +) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.080 g angolo di ingresso:0.0 eccentricità aggiuntiva: positiva periodo proprio T1: 0.661 sec. numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 0.0 -24.00 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 0.0 -12.00 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 10 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=0.0 (ecc. -) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.080 g angolo di ingresso:0.0 eccentricità aggiuntiva: negativa periodo proprio T1: 0.659 sec. numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 0.0 24.00 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 0.0 12.00 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 11 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. +) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.080 g angolo di ingresso:90.00 eccentricità aggiuntiva: positiva periodo proprio T1: 0.050 sec. numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 13.75 0.0 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 13.75 0.0 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
CDC Tipo Sigla Id Note 12 Edk CDC=Ed (dinamico SLD) alfa=90.00 (ecc. -) categoria suolo: C fattore di sito S = 1.500 ordinata spettro (tratto Tb-Tc) = 0.080 g angolo di ingresso:90.00 eccentricità aggiuntiva: negativa periodo proprio T1: 0.046 sec. numero di modi considerati: 9 combinaz. modale: CQC
Quota M Sismica x g Pos. GX Pos. GY E agg. X-X E agg. Y-Y Pos. KX Pos. KY rapp. r/Ls rapp. ex/rx rapp. ey/ry cm daN cm cm cm cm cm cm 330.00 1636.25 155.78 237.00 -13.75 0.0 137.50 240.00 1.338 0.053 0.014 10.00 477.30 185.90 101.90 -13.75 0.0 137.50 120.00 1.397 0.204 0.123 Risulta 2113.55
La seconda tabella, per brevità, riporta per ogni nodo le sei combinazioni in cui si attingono i valori minimi e massimi della reazione Fz, della reazione Mx e della reazione My.
L’ancoraggio delle colonne sulle travi di fondazione avviene con 4 ancoranti M12.
56
7.2.12 VERIFICHE PER ELEMENTI IN ACCIAIO
LEGENDA TABELLA VERIFICHE PER ELEMENTI IN ACCIAIO
Il programma consente la verifica dei seguenti tipi di elementi:
1. aste 2. travi 3. pilastri
L’esito delle verifiche è espresso con un codice come di seguito indicato
Ok: verifica con esito positivo
NV: verifica con esito negativo
Nr: verifica non richiesta.
Per comodità gli elementi vengono raggruppati in tabelle in relazione al tipo.
Ai fini delle verifiche (come da D.M. 14 Gennaio 2008 e circ. 2 Febbraio 2009 n.617) i tipi elementi differiscono per i seguenti aspetti:
Verifica Aste Travi Pilastri 4.2.3.1 Classificazione X X X 4.2.4.1.2 Trazione, Compressione X X X Taglio, Torsione X X Flessione,taglio e forza assiale X X 4.2.4.1.3.1 Aste compresse X X X 4.2.4.1.3.2 Instabilità flesso-torsionale X X 4.2.4.1.3.3 Membrature inflesse e compresse X X
L’ insieme delle verifiche soprariportate è condotto sugli elementi purchè dotati di sezione idonea come da tabella seguente:
4.2.3.1 Classificazione di default 2 Circolare 4.2.3.1 Classificazione di default 3 restanti 4.2.4.1.2 Trazione si si si 4.2.4.1.2 Compressione si si si 4.2.4.1.2 Taglio, Torsione si si si 4.2.4.1.2 Flessione,taglio e forza
assiale si si si
4.2.4.1.3.1 Aste compresse si si per elementi ravvicinati e a croce o coppie calstrellate
4.2.4.1.3.2 Travi inflesse doppio T simmetrica
doppio T no
57
Le verifiche sono riportate in tabelle con il significato sottoindicato; le verifiche sono espresse dal rapporto tra l’ azione di progetto e la capacità ultima, pertanto la verifica ha esito positivo per rapporti non superiori all’ unità.
Asta Trave Pilastro numero dell’elemento
Stato codice di verifica per resistenza, stabilità, svergolamento
Note sezione e materiali adottati per l’elemento
V N (ASTE) verifica come da par. 4.2.4.1.2 per punto (4.2.6) e (4.2.10)
V V/T (TRAVI E PILASTRI) verifica come da par. 4.2.4.1.2 per azioni taglio-torsione
V N/M (TRAVI E PILASTRI) verifica come da par. 4.2.4.1.2 per azioni composte con riduzione per taglio (4.2.41) ove richiesto
N M3 M2 V2 V3 T sollecitazioni di interesse per la verifica
V stab (ASTE) verifica come da par. 4.2.4.1.3 per punto (4.2.42)
V stab (TRAVI E PILASTRI) verifica come da par. 4.2.4.1.3 per punti (C4.2.32) o (C4.2.36) (membrature inflesse e compresse senza/con presenza di instabilità flesso-torsionale
BetaxL B22xL B33xL lunghezze libere di inflessione (se indicato riferiti al piano di normale 22 o 33 rispettivamente)
Snellezza snellezza massima
Classe classe del profilo
Chi mn coefficiente di riduzione (della capacità) per la modalità di instabilità pertinente
Rif. cmb combinazioni in cui si sono rispettivamente attinti i valori di verifica più elevati
V flst (TRAVI E PILASTRI) verifica come da par. 4.2.4.1.3 per punto (4.2.29)
B1-1 x L Beta1-1 x L: interasse tra i ritegni torsionali
Chi LT coefficiente di riduzione (della capacità) per la modalità di instabilità flesso-torsionale
Snell adim Valore della snellezza adimensionale, utilizzato per il controllo previsto al par. 7.5.5
v.Omeg Valore del rapporto capacità/domanda per l' azione di interesse (momento per travi e azione assiale per aste) utilizzato per l' amplificazione delle azioni
f.Om. N Fattore di amplificazione delle azioni assiali per travi e colonne (prodotto di 1.1 x Omega x gamma rd materiale); utilizzato come specificato al par. 7.5.5
f.Om. T Fattore di amplificazione delle azioni (assiali, flettenti e taglianti) per colonne (prodotto di 1.1 x Omega x gamma rd materiale); utilizzato come specificato al par. 7.5.4
V.7.5.3 M Ed Verifica come prevista al punto 7.5.3 e valore dell' azione flettente
V.7.5.4 N Ed Verifica come prevista al punto 7.5.4 e valore dell' azione assiale
V.7.5.5 V Ed,G V Ed,M Verifica come prevista al punto 7.5.5 e valore dei tagli dovuti ai carichi e alla capacità
V.7.5.9 V Ed Verifica come prevista al punto 7.5.9 e valore dell' azione di taglio
sovr. Xi (Xf, Yi, Yf) Valore della sovraresistenza come prevista al par. 7.5.4.3 (i valori non sono normalizzati pertanto saranno maggiori uguali a gamma rd classe di duttilità)
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TABELLA VERIFICHE PER ELEMENTI IN ACCIAIO
Asta Stato Note V N N V stab N Classe Beta x L Sn ellezzaSnell adim Chi mn v.Omeg Rif. cmb daN daN cm 1 ok s=2,m=11 0.02 575.6 1 320.0 256.6 2.96 0.10 0.0 44,0 2 ok s=2,m=11 0.02 510.2 1 320.0 256.6 2.96 0.10 0.0 41,0 3 ok s=2,m=11 0.02 510.2 1 320.0 256.6 2.96 0.10 0.0 43,0 4 ok s=2,m=11 0.02 563.6 1 320.0 256.6 2.96 0.10 0.0 44,0 Asta V N N V stab N Beta x L SnellezzaSnell ad im Chi mn v.Omeg 510.23 2.96 0.10 0.0 0.02 575.63 320.00 256.57 2.96 0.0
Trave Stato Note V V/T V N/M V stab Classe B22xL B 33xLSnellezza Chi mn V flst B11xL Chi LT Rif. cmb cm cm 15 ok s=1,m=11 0.03 0.22 0.17 1 275.0 275.0 109.4 0.41 0.07 275.0 0.95 14,14,14,72 16 ok s=1,m=11 0.05 0.12 0.11 1 480.0 240.0 190.9 0.17 0.13 240.0 0.91 6,6,30,6 17 ok s=1,m=11 0.05 0.35 0.11 1 480.0 240.0 190.9 0.17 0.13 240.0 0.91 4,15,30,4 18 ok s=1,m=11 0.05 0.12 0.11 1 480.0 240.0 190.9 0.17 0.13 240.0 0.91 6,6,30,6 19 ok s=1,m=11 0.05 0.35 0.23 1 480.0 240.0 190.9 0.17 0.13 240.0 0.91 4,15,15,4 20 ok s=1,m=11 0.03 0.22 0.17 1 275.0 275.0 109.4 0.41 0.06 275.0 0.95 14,17,17,70 Trave V V/T V N/M V stab B22xL B33xLSnellezza C hi mn V flst B11xL Chi LT 0.17 0.91 0.05 0.35 0.23 275.00 190.92 0.13 275.00
Pilas. Stato Note V V/T V N/M V stab Classe B22xL B33xLSnellezza Chi mn V flst B11xL Chi LT Rif. cmb cm cm 5 ok s=1,m=11 0.02 0.04 0.03 1 10.0 20.0 4.9 1.00 39,39,41,0 6 ok s=1,m=11 0.02 0.04 0.03 1 10.0 20.0 4.9 1.00 13,39,41,0 7 ok s=1,m=11 0.01 0.03 0.03 1 10.0 20.0 4.9 1.00 44,44,30,0 8 ok s=1,m=11 0.02 0.03 0.03 1 10.0 20.0 4.9 1.00 13,29,30,0 9 ok s=1,m=11 0.01 0.22 0.21 1 330.0 660.0 162.7 0.24 0.24 330.0 0.94 14,14,17,14 10 ok s=1,m=11 0.02 0.20 0.29 1 330.0 660.0 162.7 0.24 0.23 330.0 0.87 13,15,15,13 11 ok s=1,m=11 0.01 0.22 0.21 1 320.0 640.0 157.7 0.25 0.24 320.0 0.94 14,14,17,14 12 ok s=1,m=11 0.02 0.20 0.29 1 320.0 640.0 157.7 0.25 0.23 320.0 0.87 13,15,15,13 13 ok s=1,m=11 4.33e-04 0.03 0.10 1 320.0 640.0 157.7 0.25 8.63e-06 320.0 0.94 44,44,29,72 14 ok s=1,m=11 0.02 0.09 0.18 1 320.0 640.0 157.7 0.25 0.11 320.0 0.86 13,19,15,13 Pilas. V V/T V N/M V stab B22xL B33xLSnellezza Chi mn V flst B11xL Chi LT 0.24 0.86 0.02 0.22 0.29 660.00 162.67 0.24 330.00
59
7.2.13 VERIFICA COLLEGAMENTI
Verifica secondo il D.M. 14/01/2008 dei nodi: 1, 2, 3, 4, 5, 6
Coefficienti di sicurezza utilizzati γM0 = 1.05
γM1 = 1.10
γM2 = 1.25 Colonna Tipo di profilo: HEA 100 Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Classe sezione: 1 Flangia: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Dimensioni (B x H x Sp): 120.0 x 120.0 x 10.0 mm Bullonature: Viti cl. 5.6 Dadi 5 ( fyb = 300 N/mm2, ftb = 500 N/mm2 ) Diametro Ø = 12 mm Ares = 84.8 mm2 (ridotta per filettatura) Diametro foro Ø0 = 13 mm Saldature: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 β1 = 0.70 β2 = 0.85 Spessore cordoni d'angolo sc = 4 mm Sollecitazioni più gravose : Nodo.CMB V2 [N] V3 [N] N [N] M2 [N mm] M3 [N mm] T [N mm] 1.43 -17.5 4365.0 752.1 0.0 0.0 0.0 4.29 0.0 0.0 -17452.7 0.0 0.0 0.0 6.15 2786.1 0.0 -9601.4 0.0 0.0 0.0
60
Calcolo resistenze Resistenza a trazione dei bulloni Ftb,Rd = 0,9 • ftb • Ares / γM2 = 30536.3 N
Resistenza a punzonamento flangia Bpf,Rd = 0,6 • π • dm • tf • ftk / γM2 = 123200.7 N Bull. Ff,Rd [N] Ft,Rd [N] 1 19922.0 19922.0 2 19922.0 19922.0 3 19922.0 19922.0 4 19922.0 19922.0 Legenda Ff,Rd = Mres,m / ( Bm • Rm ) resistenza a flessione flangia Ft,Rd = min [ Ftb,Rd , Bpf,Rd , Ff,Rd ] resistenza a trazione di progetto Resistenza a taglio dei bulloni Fvb,Rd = 0,6 • ftb • Ares / γM2 = 20357.5 N Bull. Fbf,x,Rd [N] Fv,x,Rd [N] Fbf,y,Rd [N] Fv,y,Rd [N] 1 66153.9 20357.5 97907.7 20357.5 2 66153.9 20357.5 97907.7 20357.5 3 66153.9 20357.5 97907.7 20357.5 4 66153.9 20357.5 97907.7 20357.5 Legenda Fbf,x,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione x Fv,x,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,x,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione x Fbf,y,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione y Fv,y,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,y,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione y
Verifiche sui bulloni 1-Taglio e trazione (Nodo n. 1, CMB n. 43) Bull. X [mm] Y [mm] Fv,Ed [N] Fv,Rd [N] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV1 VER 1 35.00 -23.00 1091.3 20357.5 188.0 19922.0 0.060346 Ok 2 35.00 23.00 1091.3 20357.5 188.0 19922.0 0.060346 Ok 3 -35.00 -23.00 1091.3 20357.5 188.0 19922.0 0.060346 Ok 4 -35.00 23.00 1091.3 20357.5 188.0 19922.0 0.060346 Ok
61
2-Trazione (Nodo n. 1, CMB n. 43) Bull. X [mm] Y [mm] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV2 VER 1 35.00 -23.00 188.0 19922.0 0.009438 Ok 2 35.00 23.00 188.0 19922.0 0.009438 Ok 3 -35.00 -23.00 188.0 19922.0 0.009438 Ok 4 -35.00 23.00 188.0 19922.0 0.009438 Ok Legenda Fv,Ed forza di taglio agente sul bullone Fv,Rd resistenza a taglio di progetto del bullone Ft,Ed forza di trazione agente sul bullone Ft,Rd resistenza a trazione di progetto del bullone FV1 = Fv,Ed / Fv,Rd + Ft,Ed / ( 1.4 • Ft,Rd ) FV2 = Ft,Ed / Ft,Rd VER → FVi ≤ 1 Verifiche sulle saldature profilo-flangia (versione beta) Si considera la sezione di gola (avente altezza a = sc / 20.5 = 2.828) in posizione ribaltata: vengono considerate positive le tensioni normali di trazione e le tensioni tangenziali agenti verso destra e verso il basso. Tutte le tensioni sono espresse in N/mm2.
Verifica formula (4.2.78) (Nodo n. 4, CMB n. 29)
Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV1 VER1 Ala inferiore esterno -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Ala inferiore interno lato destro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Anima lato destro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Anima lato sinistro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Ala superiore interno lato destro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Ala superiore interno lato sinistro -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok Ala superiore esterno -13.59 0.00 0.00 13.59 Ok
Verifica formula (4.2.79) (Nodo n. 6, CMB n. 15)
Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV2 VER2 Ala inferiore esterno -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok Ala inferiore interno lato destro -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok Anima lato destro -7.48 8.79 0.00 16.27 Ok Anima lato sinistro -7.48 8.79 0.00 16.27 Ok Ala superiore interno lato destro -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok Ala superiore interno lato sinistro -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok Ala superiore esterno -7.48 0.00 0.00 7.48 Ok
Legenda
n⊥ tensione normale perpendicolare all'asse del cordone
t⊥ tensione tangenziale perpendicolare all'asse del cordone
τ|| tensione tangenziale parallela all'asse del cordone
Verifiche a flessione piastra in zona compressa Sezione parallela a X a filo della colonna (Nodo n. 4, CMB n. 29) Pressione media a bordo piastra pmed = 1.24 N/mm2 Carico lineare sbalzo qlin = 148.95 N/mm Lunghezza sbalzo Ls = 12.0 mm Modulo di resistenza minimo Wmin = 2000.0 mm3 Momento resistente Mp,Rd = 523809.6 N mm Momento massimo Mp,Ed = 10724.3 N mm Mp,Ed / Mp,Rd = 0.020474 Ok Sezione parallela a Y a filo della colonna (Nodo n. 4, CMB n. 29) Pressione media a bordo piastra pmed = 1.24 N/mm2 Carico lineare sbalzo qlin = 148.95 N/mm Lunghezza sbalzo Ls = 10.0 mm Modulo di resistenza minimo Wmin = 2000.0 mm3 Momento resistente Mp,Rd = 523809.6 N mm Momento massimo Mp,Ed = 7447.4 N mm Mp,Ed / Mp,Rd = 0.014218 Ok Ancoraggio Tirafondi ad aderenza Lunghezza tirafondi Lt = 250 mm Lunghezza minima tirafondi: 10 diametri (120 mm) Calcestruzzo Resistenza cubica caratteristica a compressione Rck = 25.00 N/mm2 Resistenza cilindrica caratteristica a compressione fck = 0,83 • Rck = 20.75 N/mm2 Resistenza di calcolo a compressione fcd = αcc • fck / γC = 11.76 N/mm2 Resistenza caratteristica a trazione fctk = 0,7 • 0,30 • fck
2/3 = 1.59 N/mm2 Resistenza tangenziale di aderenza di calcolo fbd = 2.25 • η • fctk / γC = 2.38 N/mm2 Compressione massima calcestruzzo (Nodo n. 4, CMB n. 29) pmax = 1.24 N/mm2 < fcd Ok Verifica ancoraggio Si considera la massima resistenza a trazione di progetto dei tirafondi Trazione di progetto dell'ancoraggio Ft,an,Ed = max [ Ft,Rd ] = 19922.0 N Resistenza a trazione per aderenza Ft,ad,Rd = Lt • π • Ø • fbd = 22417.8 N Ft,ad,Rd > Ft,an,Ed Ok
63
Verifica secondo il D.M. 14/01/2008 dei nodi: 11, 1 5
Coefficienti di sicurezza utilizzati γM0 = 1.05
γM1 = 1.10
γM2 = 1.25 Trave lato 2- Tipo di profilo: HEA 100 Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Classe sezione: 1 Flangia: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Dimensioni (B x H x Sp): 100.0 x 150.0 x 10.0 mm Bullonature: Viti cl. 8.8 Dadi 8 ( fyb = 649 N/mm2, ftb = 800 N/mm2 ) Diametro Ø = 12 mm Ares = 84.8 mm2 (ridotta per filettatura) Diametro foro Ø0 = 13 mm Saldature: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 β1 = 0.70 β2 = 0.85 Spessore cordoni d'angolo sc = 4 mm Sollecitazioni più gravose nella sezione d'attacco dell'elemento: Nodo.CMB V2 [N] V3 [N] N [N] M2 [N mm] M3 [N mm] T [N mm] 15.14 3561.2 0.0 -1465.9 0.0 -4666063.0 -7.9 15.18 -3038.3 0.0 1425.5 0.0 4558162.0 -2.9 15.20 -3038.3 0.0 1425.5 0.0 4558162.0 -3.0
64
Calcolo resistenze Resistenza a trazione dei bulloni Ftb,Rd = 0,9 • ftb • Ares / γM2 = 48858.1 N
Resistenza a punzonamento flangia Bpf,Rd = 0,6 • π • dm • tf • ftk / γM2 = 123200.7 N
Resistenza a punzonamento ala passante Bpa,Rd = 0,6 • π • dm • ta • ftk / γM2 = 98560.6 N Bull. Ff,Rd [N] Ft,Rd [N] 1 18560.6 18560.6 2 24899.8 24899.8 3 18560.6 18560.6 4 24899.8 24899.8 Legenda Ff,Rd = Mres,m / ( Bm • Rm ) resistenza a flessione flangia Ft,Rd = min [ Ftb,Rd , Bpf,Rd , Bpa,Rd , Ff,Rd ] resistenza a trazione di progetto Resistenza a taglio dei bulloni Fvb,Rd = 0,6 • ftb • Ares / γM2 = 32572.0 N Bull. Fbf,x,Rd [N] Fba,x,Rd [N] Fv,x,Rd [N] Fbf,y,Rd [N] Fba,y,Rd [N] Fv,y,Rd [N] 1 52923.1 42338.5 32572.0 52923.1 82560.0 32572.0 2 52923.1 42338.5 32572.0 103200.0 82560.0 32572.0 3 52923.1 42338.5 32572.0 52923.1 82560.0 32572.0 4 52923.1 42338.5 32572.0 103200.0 82560.0 32572.0 Legenda Fbf,x,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione x
Fba,x,Rd = k • α • ftk • Ø • ta / γM2 resistenza a rifollamento ala passante in direzione x Fv,x,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,x,Rd , Fba,x,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione x Fbf,y,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione y
Fba,y,Rd = k • α • ftk • Ø • ta / γM2 resistenza a rifollamento ala passante in direzione y Fv,y,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,y,Rd , Fba,y,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione y
Verifiche sui bulloni 1-Taglio e trazione (Nodo n. 15, CMB n. 20) Bull. X [mm] Y [mm] Fv,Ed [N] Fv,Rd [N] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV1 VER 1 30.00 -82.00 759.6 32572.0 17889.4 18560.6 0.711777 Ok 2 30.00 8.00 759.6 32572.0 3178.4 24899.8 0.114496 Ok
65
3 -30.00 -82.00 759.6 32572.0 17889.4 18560.6 0.711777 Ok 4 -30.00 8.00 759.6 32572.0 3178.4 24899.8 0.114496 Ok 2-Trazione (Nodo n. 15, CMB n. 18) Bull. X [mm] Y [mm] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV2 VER 1 30.00 -82.00 17889.4 18560.6 0.963840 Ok 2 30.00 8.00 3178.4 24899.8 0.127646 Ok 3 -30.00 -82.00 17889.4 18560.6 0.963840 Ok 4 -30.00 8.00 3178.4 24899.8 0.127646 Ok Legenda Fv,Ed forza di taglio agente sul bullone Fv,Rd resistenza a taglio di progetto del bullone Ft,Ed forza di trazione agente sul bullone Ft,Rd resistenza a trazione di progetto del bullone FV1 = Fv,Ed / Fv,Rd + Ft,Ed / ( 1.4 • Ft,Rd ) FV2 = Ft,Ed / Ft,Rd VER → FVi ≤ 1 Verifiche sulle saldature profilo-flangia (versione beta) Si considera la sezione di gola (avente altezza a = sc / 20.5 = 2.828) in posizione ribaltata: vengono considerate positive le tensioni normali di trazione e le tensioni tangenziali agenti verso destra e verso il basso. Tutte le tensioni sono espresse in N/mm2.
Verifica formula (4.2.78) (Nodo n. 15, CMB n. 14) Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV1 VER1 Nervatura inferiore lato destro -154.29 5.94 0.00 154.40 Ok Nervatura inferiore lato sinistro -154.29 5.94 0.00 154.40 Ok Ala inferiore esterno -75.33 0.00 0.00 75.33 Ok Ala inferiore interno lato destro -59.08 0.00 0.00 59.08 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -59.08 0.00 0.00 59.08 Ok Anima lato destro -43.18 5.94 0.00 43.59 Ok Anima lato sinistro -43.18 5.94 0.00 43.59 Ok Ala superiore interno lato destro 56.79 0.00 0.00 56.79 Ok Ala superiore interno lato sinistro 56.79 0.00 0.00 56.79 Ok
Verifica formula (4.2.79) (Nodo n. 15, CMB n. 14) Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV2 VER2 Nervatura inferiore lato destro -154.29 5.94 0.00 160.23 Ok Nervatura inferiore lato sinistro -154.29 5.94 0.00 160.23 Ok Ala inferiore esterno -75.33 0.00 0.00 75.33 Ok Ala inferiore interno lato destro -59.08 0.00 0.00 59.08 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -59.08 0.00 0.00 59.08 Ok Anima lato destro -43.18 5.94 0.00 49.12 Ok Anima lato sinistro -43.18 5.94 0.00 49.12 Ok Ala superiore interno lato destro 56.79 0.00 0.00 56.79 Ok Ala superiore interno lato sinistro 56.79 0.00 0.00 56.79 Ok
Legenda n⊥ tensione normale perpendicolare all'asse del cordone
t⊥ tensione tangenziale perpendicolare all'asse del cordone
τ|| tensione tangenziale parallela all'asse del cordone
FV1 = ( n⊥2 + t⊥2 + τ||2 )0.5
FV2 = n⊥ + t⊥
VERi → FVi ≤ βi • fyk (β1 • fyk = 192.50 N/mm2 β2 • fyk = 233.75 N/mm2) Verifica del momento di progetto del giunto (Nodo n. 15, CMB n. 14)
Momento resistente del giunto Mj,Rd = 5432566.0 N mm Momento di progetto Mj,Ed = 4666063.0 N mm Mj,Ed / Mj,Rd = 0.858906 Ok
66
Verifica secondo il D.M. 14/01/2008 dei nodi: 13, 1 4
Coefficienti di sicurezza utilizzati γM0 = 1.05
γM1 = 1.10
γM2 = 1.25 Colonna lato inferiore Tipo di profilo: HEA 100 Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Classe sezione: 1 Flangia: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 γRd = 1.15 Dimensioni (B x H x Sp): 100.0 x 104.0 x 10.0 mm Bullonature: Viti cl. 8.8 Dadi 8 ( fyb = 649 N/mm2, ftb = 800 N/mm2 ) Diametro Ø = 12 mm Ares = 84.8 mm2 (ridotta per filettatura) Diametro foro Ø0 = 13 mm Saldature: Materiale: Acciaio S275 fy = 275 N/mm2 ft = 430 N/mm2 β1 = 0.70 β2 = 0.85 Spessore cordoni d'angolo sc = 4 mm Sollecitazioni più gravose nella sezione d'attacco dell'elemento: Nodo.CMB V2 [N] V3 [N] N [N] M2 [N mm] M3 [N mm] T [N mm] 13.1 0.0 0.0 -3541.8 0.0 0.0 0.0 13.29 0.0 0.0 -13402.5 0.0 0.0 0.0 14.13 2472.7 0.0 -3551.8 0.0 0.0 0.0 14.15 2472.7 0.0 -7258.2 0.0 0.0 0.0
67
Calcolo resistenze Resistenza a trazione dei bulloni Ftb,Rd = 0,9 • ftb • Ares / γM2 = 48858.1 N
Resistenza a punzonamento flangia Bpf,Rd = 0,6 • π • dm • tf • ftk / γM2 = 123200.7 N Bull. Ff,Rd [N] Ft,Rd [N] 1 20201.1 20201.1 2 20201.1 20201.1 3 20201.1 20201.1 4 20201.1 20201.1 Legenda Ff,Rd = Mres,m / ( Bm • Rm ) resistenza a flessione flangia Ft,Rd = min [ Ftb,Rd , Bpf,Rd , Ff,Rd ] resistenza a trazione di progetto Resistenza a taglio dei bulloni Fvb,Rd = 0,6 • ftb • Ares / γM2 = 32572.0 N Bull. Fbf,x,Rd [N] Fv,x,Rd [N] Fbf,y,Rd [N] Fv,y,Rd [N] 1 52923.1 32572.0 76738.5 32572.0 2 52923.1 32572.0 76738.5 32572.0 3 52923.1 32572.0 76738.5 32572.0 4 52923.1 32572.0 76738.5 32572.0 Legenda Fbf,x,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione x Fv,x,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,x,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione x Fbf,y,Rd = k • α • ftk • Ø • tf / γM2 resistenza a rifollamento flangia in direzione y Fv,y,Rd = min [ Fvb,Rd , Fbf,y,Rd ] resistenza a taglio di progetto in direzione y
Verifiche sui bulloni 1-Taglio e trazione (Nodo n. 14, CMB n. 13) Bull. X [mm] Y [mm] Fv,Ed [N] Fv,Rd [N] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV1 VER 1 30.00 -23.00 618.2 32572.0 0.0 20201.1 0.018979 Ok 2 30.00 23.00 618.2 32572.0 0.0 20201.1 0.018979 Ok 3 -30.00 -23.00 618.2 32572.0 0.0 20201.1 0.018979 Ok 4 -30.00 23.00 618.2 32572.0 0.0 20201.1 0.018979 Ok
68
2-Trazione (Nodo n. 13, CMB n. 1) Bull. X [mm] Y [mm] Ft,Ed [N] Ft,Rd [N] FV2 VER 1 30.00 -23.00 0.0 20201.1 0.000000 Ok 2 30.00 23.00 0.0 20201.1 0.000000 Ok 3 -30.00 -23.00 0.0 20201.1 0.000000 Ok 4 -30.00 23.00 0.0 20201.1 0.000000 Ok Legenda Fv,Ed forza di taglio agente sul bullone Fv,Rd resistenza a taglio di progetto del bullone Ft,Ed forza di trazione agente sul bullone Ft,Rd resistenza a trazione di progetto del bullone FV1 = Fv,Ed / Fv,Rd + Ft,Ed / ( 1.4 • Ft,Rd ) FV2 = Ft,Ed / Ft,Rd VER → FVi ≤ 1 Verifiche sulle saldature profilo-flangia (versione beta) Si considera la sezione di gola (avente altezza a = sc / 20.5 = 2.828) in posizione ribaltata: vengono considerate positive le tensioni normali di trazione e le tensioni tangenziali agenti verso destra e verso il basso. Tutte le tensioni sono espresse in N/mm2.
Verifica formula (4.2.78) (Nodo n. 13, CMB n. 29) Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV1 VER1 Ala inferiore esterno -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Ala inferiore interno lato destro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Anima lato destro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Anima lato sinistro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Ala superiore interno lato destro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Ala superiore interno lato sinistro -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok Ala superiore esterno -10.44 0.00 0.00 10.44 Ok
Verifica formula (4.2.79) (Nodo n. 14, CMB n. 15) Cordoni n⊥ t⊥ τ|| FV2 VER2 Ala inferiore esterno -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok Ala inferiore interno lato destro -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok Ala inferiore interno lato sinistro -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok Anima lato destro -5.65 7.81 0.00 13.46 Ok Anima lato sinistro -5.65 7.81 0.00 13.46 Ok Ala superiore interno lato destro -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok Ala superiore interno lato sinistro -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok Ala superiore esterno -5.65 0.00 0.00 5.65 Ok
Legenda n⊥ tensione normale perpendicolare all'asse del cordone
t⊥ tensione tangenziale perpendicolare all'asse del cordone
τ|| tensione tangenziale parallela all'asse del cordone
Il basamento esistente ha dimensioni 5 m x 3 m e spessore 35 cm.
Sul basamento gravano il generatore (peso stimato 11000 daN), e le sei colonne della nuova tettoia (peso complessivo 2000 daN).
Neve 120 x 5 x 3 x 1,3 = 2300 daN
Tettoia 2000 x 1,0 = 2000 daN
Generatore 11000 x 1,0 = 11000 daN
Basamento 13000 x 1,0 = 13000 daN
Totale SLU 28300 daN
La pressione media allo SLU (A2) può essere stimata in
σt = 1.5 x 28300 / (300 x 500) = 0,28 daN/cm2 < Rd
La pressione media allo SLE può essere stimata in
σt = 1.5 x 27700 / (300 x 500) = 0,27 daN/cm2 < Cd
7.3 NUOVA PARETE INTERNA SOLLEVAMENTO
Per evitare che l’acqua pompata finisca nel vecchio scarico, è necessario riempire una zona dell’attuale sollevamento, realizzando una parete, riempiendo poi fino alla nuova soglia di scarico. La parete spessa 25 cm ha lunghezza 2 m e altezza 5,3 m circa, è fissata alle pareti del sollevamento esistente con bolzoni φ12 fissati con ancorante chimico. Per limitare le spinte del riempimento sulla nuova è necessario procedere con strati di altezza non superiore ad 1 m. Si considera un peso specifico del calcestruzzo di 2500 daN/m3 ed un comportamento idrostatico, ottenendo una pressione di 2500 daN/m2. Considerando uno schema statico di trave appoggiata agli estremi con luce di calcolo 2 m si ha: Mk = 2500 x 22 / 8 = 1250 daN m Md = 1625 daN m
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,028 ω = 0,029 Af = 2,50 cm2
si dispone 1φ10/20 sia verticale sia orizzontale.
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7.4 NUOVO CANALE DI RESTITUZIONE
Il nuovo canale ha sezione rettangolare con larghezza netta crescente verso lo sbocco (da 3,5 m a 4,3 m) e altezza netta di circa 1,5 m. Gli elementi costitutivi del canale sono un fondo spesso 30 cm, delle pareti spesse 30cm su cui appoggia un solaio alveolare (15 + 5 cm). Il primo tratto ha pendenza 0,1 % mentre il secondo tratto, prima dello sbocco, è fatto a gradoni.
Il tratto terminale dello scarico nell’alveo del torrente è realizzato con una platea spessa 40 cm, con nervature alte 1 m che la ancorano al fondo, e muri di bordo che seguono la sagoma della riva.
Per un migliore inserimento paesaggistico, si prevede di ricoprire tratti del canale con terreno per la sistemazione a verde.
Copertura canale (15 + 5 cm)
Analisi dei carichi
Sovraccarico 1000 daN/m2
Soletta 125 daN/m2
Prefabbricato 250 daN/m2
Considerando lo schema statico di trave semplicemente appoggiata agli estremi con luce di calcolo 4,5 m si ottengono le sollecitazioni a cui deve resistere il solaio prefabbricato:
Md = (1500 + 500) x 4,52 / 8 = 5050 daN m
Vd = (1500 + 500) x 4,5 / 2 = 4500 daN
Si prevede di inserire una rete φ10/20/20 nella soletta di completamento e delle forchette φ10/60 come collegamento a taglio in corrispondenza della mezzeria dei pannelli e fra due pannelli consecutivi.
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Pareti laterali
Si dimensionano le pareti laterali in fase transitoria, supponendo che si proceda al riempimento a tergo del muro prima del completamento della copertura.
Si considera pertanto uno schema statico di mensola incastrata alla fondazione con luce di calcolo 1,5 m sollecitata da momento
Mk = 1900 x 0,5 x 1,53 / 6 = 535 daN m (k0 = 0,5)
Md = 700 daN m
B = 100 cm H = 30 cm h = 25 cm
µ = 0,007 ω = 0,007 Af = 0,85 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ12/20 verticale e 1φ10/20 orizzontale.
Fondo
Si determinano i carichi gravanti su 1 m di fondo nel tratto di larghezza 3,5 m:
peso proprio fondo 3.100 daN
peso proprio pareti 2.200 daN
peso proprio copertura 1.500 daN
Tot. pesi propri 6.800 daN
liquido contenuto nel canale 3.800 daN
variabile su copertura 4.100 daN
Totale in condizione di esercizio 14.700 daN
Pressione media in condizioni di esercizio 14.700 / (410 x 100) = 0,36 daN/cm²
compatibile con il valore della relazione geologica.
Totale in condizione di SLU (A2) 1,0 (6800 + 3800) + 1,3 x 4.100 = 15.930 daN
Pressione media in condizioni di SLU 15.930 / (410 x 100) = 0,39 daN/cm²
compatibile con il valore della relazione geologica
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Si dimensionano il fondo sollecitato dei carichi derivanti dalla copertura gravante sulle pareti.
peso proprio pareti 2.200 daN
peso proprio copertura 1.500 daN
variabile su copertura 4.100 daN
Totale 7.800 daN
Il carico risulta q = 7800 / 4,1 = 1900 daN / m2
Si considera pertanto uno schema statico di trave appoggiata agli estremi con luce di calcolo 3,8 m sollecitata da momento
Mk = 1900 x 3,82 / 8 = 3430 daN m
Md = 4800 daN m
B = 100 cm H = 30 cm h = 25 cm
µ = 0,046 ω = 0,049 Af = 5,2 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ12/20 trasversali e 1φ10/20 longitudinali.
Muro terminale
In corrispondenza del salto prima dello scarico nell’alveo c’è un muro spesso 40 cm, fondato sulla platea a livello dell’alveo e ancorato ai muri laterali, che deve sostenere la sponda per un’altezza di circa 2 m.
Si dimensiona l’armatura nel transitorio, prima del completamento della struttura del canale.
Si considera pertanto una piastra (b=5 m a=2,4 m) incastrata alla fondazione ed appoggiata ai muri laterali caricata dalle pressioni del terreno (p = 2280 daN/m2 ) e del peso del fondo del canale (q = 375 daN/m2 ).
Le sollecitazioni flettenti massime risultano:
Per le armature verticali:
Md = 3050 daN m
B = 100 cm H = 40 cm h = 35 cm
µ = 0,015 ω = 0,015 Af = 2,2 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ14/20 verticali.
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Per le armature orizzontali:
Md = 455 daN m
B = 100 cm H = 40 cm h = 35 cm
µ = 0,002 ω = 0,002 Af = 0,3 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ14/20 orizzontali.
7.5 SPOSTAMENTO TERMINALE SCARICO ESISTENTE
Lo scarico esistente nel torrente ha una valvola antiriflusso che deve essere ricollocata per favorirne il funzionamento nello scarico. Sono pertanto necessari due tratti di muro, fissati alla platea esistente ed al muro terminale dello scarico, che riproducano la geometria dell’uscita e consentano di fissare la valvola antiriflusso.
Le armature dei muri sono φ12/20 int / est, con dei bolzoni φ12/20 ancorati nelle strutture esistenti per unire le nuove opere a quelle esistenti.
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8. NUOVO SOLLEVAMENTO VIA DEL LAVORO
Di seguito si riporta il progetto del manufatto costituito da due settori:
- vasca di accumulo con le pompe di dimensioni nette interne 3,3 m x 3,2 m e altezza 4,2 m; la fondazione ha spessore 30 cm.
- vasca di rilancio, realizzata attorno al collettore esistente, con dimensioni nette interne 3,3 m x 1,5 m e altezza 2,9 m; la fondazione realizzata per fasi ha spessore 25 cm.
Le pareti hanno spessore 25 cm, soletta di chiusura è spessa 25 cm e non è carrabile in quanto sopraelevata rispetto al terreno circostante.
L’accesso al manufatto avviene tramite un chiusino di diametro 0,6 m, mentre sarà possibile intervenire sulle pompe con apposite botole realizzate sulla loro verticale.
8.1 STRATIGRAFIA DEL TERRENO
� da p.c. a – 0,7 ÷ -1,5 m circa – ORIZZONTE 1 – coltre eluvio-colluviale limoso-sabbiosa, localmente associata a terreno di riporto;
� oltre – ORIZZONTE 2 – sabbie fini limose da poco a mediamente addensate con locali interlivelli di ghiaietto fine.
Prima falda superficiale – soggiacenza pari a -5 m circa.
La capacità portante a SLU ricavata nella relazione Geologica è:
La capacità portante a SLE ricavata nella relazione Geologica è:
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8.2 VERIFICHE NUOVO MANUFATTO
DIMENSIONAMENTO DELLA SOLETTA
La presenza delle botole divide la soletta in strisce portanti che appoggiano sulle pareti perimetrali. Di seguito si riporta il dimensionamento della striscia più caricata considerata come trave con sezione 80 cm x 25 cm e luce di calcolo 3,55 m, sollecitata dai seguenti carichi, considerando una zona d’influenza larga 2,3 m:
sovraccarico 500 x 2,3 = 1.150 daN/m peso proprio 2500 x 0,25 x 2,3 = 1.440 daN/m
totale 2.590 daN/m
Md = 1,5 x 1150 x 3,552 / 8 + 1,3 x 1440 x 3,552 / 8 = 5666 daN m azione flettente massima
Vd = 1,5 x 1150 x 3,55 / 2 + 1,3 x 1440 x 3,55 / 2 = 6385 daN azione tagliante massima
B = 80 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,107 ω = 0,119 Af = 8,0 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 5φ16 inferiori.
Si dispongono staffe 1+1φ8/15 che hanno VRd = 9400 daN > Vd (q=45°)
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DIMENSIONAMENTO DELLE PARETI
Le pareti hanno spessore 25 cm e sono armate verticalmente con 1+1∅12/20 ed orizzontalmente con 1+1∅12/20; di seguito si dimensiona l’armatura necessaria per la parete di fondo considerandola come piastra (b=3,55 m h=4,45 m) appoggiata su tutti i lati del perimetro. Le sollecitazioni in condizioni statiche derivano dalle pressioni del terreno in condizioni di spinta a riposo (p = 4000 daN/m2 ) e del sovraccarico di 500 daN/m2 (q = 250 daN/m2 ) Per le armature verticali e orizzontali :
Md = 2800 daN m
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,042 ω = 0,044 Af = 4,4 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ12/20 verticali e 1φ12/20 orizzontali.
Le sollecitazioni in condizioni sismiche derivano dalle pressioni del terreno in condizioni di spinta a riposo (p = 4000 daN/m2 ), dall’inerzia della parete (q = 45 daN/m2 ) e dalla maggiorazione di spinta per il sisma (q = 1020 daN/m2 )
Per le armature verticali e orizzontali :
Md = 2700 daN m
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,041 ω = 0,043 Af = 3,6 cm2
Armatura richiesta inferiore all’armatura disposta pari ad 1φ12/20 verticale/orizzontale.
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DIMENSIONAMENTO DELLA FONDAZIONE PROFONDA
La platea più profonda ha dimensioni 3,8 m x 3,7 m e spessore 30 cm.
Sulla platea gravano:
Variabile soletta 3,8 x 3,7 x 500 x 1,3 = 9100 daN
Pp soletta 3,8 x 3,7 x 625 x 1,0 = 8800 daN
Pp muri 35800 x 1,0 = 35800 daN
Liquido 3,3 x 3,2 x 3,1 x 1100 x 1,0 = 36000 daN
Pp platea 3,8 x 3,7 x 750 x 1,0 = 10500 daN
Totale SLU 100200 daN
La pressione media allo SLU (A2) può essere stimata in
σt = 1.5 x 100200 / (370 x 380) = 1,06 daN/cm2 < Rd
La pressione media allo SLE può essere stimata in
σt = 1.5 x 98100 / (370 x 380) = 1,05 daN/cm2 < Cd
Il dimensionamento dell’armatura necessaria tiene conto di
Variabile soletta 7000 daN
Pp soletta 8800 daN
Pp muri 35800 daN
Totale 51.600 daN
oltre ad 1 m di sottospinta idraulica 1000 daN/m2
Essendo di forma quasi quadrata, si considera che il carico si distribuisca nelle due direzioni
Il carico risulta q = 51600 / (3,7 x 3,8) / 2 + 1000 = 2850 daN / m2
Md = 1,5 x 2850 x 3,552 / 8 = 6735 daN m / m azione flettente massima
Vd = 1,5 x 2850 x 3,55 / 2 = 7590 daN / m azione tagliante massima
B = 100 cm H = 30 cm h = 25 cm
µ = 0,065 ω = 0,070 Af = 8,7 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ16/20 inferiori/superiori nelle due direzioni.
La resistenza a taglio della platea senza armatura a taglio è VRd = 12800 daN / m > Vd
Il manufatto non è soggetto a galleggiamento (sottospinta = 14000 daN < < peso = 55000 daN)
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9. NUOVO SFIORATORE SU RIO TAGLIAFERRO
Di seguito si riporta il progetto del manufatto avente dimensioni nette interne 3,5 m x 2,3 m e altezza 1,6 m; le pareti hanno spessore 25 cm e la soletta di chiusura è spessa 25 cm (non carrabile).
La platea di fondazione, della zona non occupata dal collettore, ha spessore 30 cm,
L’accesso al manufatto avviene tramite due chiusini di diametro 0,6 m.
9.1 STRATIGRAFIA DEL TERRENO
� da p.c. a – -1,0 ÷ -2,0 m circa – ORIZZONTE 1 – coltre eluvio-colluviale limoso-sabbiosa, localmente associata a terreno di riporto;
� da – 1,0 ÷ -2,0 m a -7 ÷ -8 m circa – ORIZZONTE 2 – sabbie fini limose da poco a mediamente addensate con locali interlivelli di ghiaietto fine;
� oltre – orizzonte ghiaioso medio con sabbia di spessore 4 m circa.
Prima falda superficiale – soggiacenza pari a -7 m circa.
La capacità portante a SLU ricavata nella relazione Geologica è:
La capacità portante a SLE ricavata nella relazione Geologica è:
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9.2 VERIFICHE NUOVO MANUFATTO
DIMENSIONAMENTO DELLA SOLETTA
Di seguito si riporta il dimensionamento della soletta caricata considerata come trave semplicemente appoggiata con luce di calcolo 2,55 m, sollecitata dai seguenti carichi:
sovraccarico 500 x 1,0 = 500 daN/m peso proprio 2500 x 0,25 x 1,0 = 625 daN/m
totale 1.125 daN/m
Md = 1,5 x 500 x 2,552 / 8 + 1,3 x 625 x 2,552 / 8 = 1270 daN m azione flettente massima
Vd = 1,5 x 500 x 2,55 / 2 + 1,3 x 625 x 2,55 / 2 = 1990 daN azione tagliante massima
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,019 ω = 0,020 Af = 1,7 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ12/20 inferiori.
La resistenza a taglio della soletta senza armatura a taglio è VRd = 10600 daN / m > Vd
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DIMENSIONAMENTO DELLE PARETI
Le pareti hanno spessore 25 cm e sono armate verticalmente con 1+1∅12/20 ed orizzontalmente con 1+1∅12/20; di seguito si dimensiona l’armatura necessaria per le pareti considerandola come travi appoggiate su platea e soletta, con luce di calcolo 1,9 m. Le sollecitazioni in condizioni statiche derivano dalle pressioni del terreno in condizioni di spinta a riposo (p = 1800 daN/m2 ) e del sovraccarico di 500 daN/m2 (q = 250 daN/m2 ) Per le armature verticali e orizzontali :
Md = 710 daN m
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,011 ω = 0,011 Af = 1,0 cm2
considerando i minimi di armatura e tenendo anche conto delle verifiche a fessurazione, si dispongono 1φ12/20 verticali e 1φ12/20 orizzontali.
Le sollecitazioni in condizioni sismiche derivano dalle pressioni del terreno in condizioni di spinta a riposo (p = 1800 daN/m2 ), dall’inerzia della parete (q = 45 daN/m2 ) e dalla maggiorazione di spinta per il sisma (q = 455 daN/m2 )
Per le armature verticali e orizzontali :
Md = 640 daN m
B = 100 cm H = 25 cm h = 20 cm
µ = 0,001 ω = 0,001 Af = 0,8 cm2
Armatura richiesta inferiore all’armatura disposta pari ad 1φ12/20 verticale/orizzontale.
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VERIFICA FONDAZIONE
Si determina la pressione su terreno alla base del muro posto a lato del collettore avente larghezza 40 cm e lunghezza 3,75 m:
Sul muro gravano:
Variabile soletta 3,75 x 1,4 x 500 x 1,3 = 3400 daN
Pp soletta 3,75 x 1,4 x 625 x 1,0 = 3300 daN
Pp muri 4700 x 1,0 = 4700 daN
Totale SLU 11400 daN
La pressione allo SLU (A2) può essere stimata in
σt = 11400 / (40 x 375) = 0,76 daN/cm2 < Rd
La pressione allo SLE può essere stimata in
σt = 10600 / (40 x 375) = 0,70 daN/cm2 < Cd
Nella fondazione si dispongono 1φ12/20/20 inferiore / superiore.
9.3 INTERVENTI SULL’ESISTENTE
Per il funzionamento del nuovo scolmatore devono essere fatte nelle modifiche al pozzetto esistente:
- Sollevamento della soglia di scolmo attuale con l’innalzamento del muretto fino ad 80 cm di altezza. Il nuovo muretto è armato con 1φ10/20 ed è collegato ai muri esistenti con bolzoni 1φ12/20 fissati con ancorante chimico.
- Chiusura parziale dell’attuale ingresso con successivo inserimento di una paratoia che regola il flusso. L’armatura della chiusura è 1φ10/20 con collegamento ai muri esistenti con bolzoni 1φ12/20 fissati con ancorante chimico.
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SOLLEVAMENTO VIA PERRONCITO
DIMENSIONAMENTO OPERE PROVVISIONALI
RELAZIONE DI CALCOLO
AGGIORNAMENTO LUGLIO 2016
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10. DESCRIZIONE DELLE OPERE
Per l’esecuzione del sollevamento, al fine di limitare le dimensioni planimetriche dello scavo lato ferrovia, è prevista l’esecuzione di opere provvisionali di contenimento delle terre. In particolare è prevista l’esecuzione di una berlinese di micropali. Per l’esecuzione delle opere si prevedono le seguenti fasi: � scavo di I fase sino alla quota di posa del cordolo di testa della berlinese;
� infissione dei micropali
� esecuzione del cordolo di testa
� scavo delle successive fasi
In particolare si dovrà prestare attenzione all’infissione dei micropali che non deve danneggiare le tubazioni esistenti e dovrà essere adeguatamente monitorata l’esecuzione degli scavi al fine di mantenere in esercizio le tubazioni di scarico anche durante i lavori. I micropali, posti ad interasse 50 cm circa, hanno armatura in acciaio S355 costituita da tubo φ191 mm sp. 8 mm L = 6 m, con testa palo a circa 50 cm dal piano campagna; diametro di perforazione φ240 mm e cordolo sommitale di collegamento in C.A.
84
11. ANALISI DEI CARICHI E RISULTATI CALCOLO
Per la determinazione della spinta sulla berlinese sono stati introdotti nel programma utilizzato i valori rappresentativi dell’orizzonte 2 descritto nella relazione geologica, in considerazione dell’esecuzione dello scavo di I fase che rimuove la maggior parte dell’orizzonte 1. Al modello di calcolo è stato inoltre applicato un sovraccarico sul terrapieno pari a 2300daN/m2 rappresentativo del peso del terreno esistente sopra lo scavo di I fase e di un carico variabile di 500 daN/m2 agente sul terrapieno. Per l’esecuzione della berlinese è previsto l’utilizzo di pali di armatura φ191x8 in acciaio S355 infissi in numero di 2 al metro lineare per una profondità di 6 m; il rivestimento in calcestruzzo è eseguito mediante iniezione semplice a costituire una colonna di diametro pari a 24 cm. Si è tenuto conto della falda, presunta a -5 m dal piano campagna, che influisce sulla paratia; in ogni caso, il manufatto non è a tenuta, quindi eventuali venute d’acqua dovranno essere allontanate dal fondo scavo.
Verifiche strutturali
Sollecitazioni massime
Considerando che ci sono due micropali al metro, si ha:
MSd = 1,5 x 6176 / 2 = 4632 daN m
VSd = 1,5 x 5246 / 2 = 3935 daN
Verifica armatura micropalo
Per il palo φ191 mm sp. 8 mm risulta:
A = 45,97cm2
W = 202cm3
J = 1929cm4
Av = 2A / π = 2 49,65 / π = 31,62cm2
Poiché
Vc,Rd = Av x fyk / √3 γM0 = 31,62 x 3550 / √3 x 1, 05 = 61720 daN > VSd
si può trascurare l’influenza del taglio sulla resistenza a flessione e pertanto:
M ,Rd = Wel x fyk / γM0 = 202 x 3550 / 1,05 = 682950 daN cm = 6830 daN m > MSd
la verifica è positiva
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Di seguito si riportano i tabulati con la determinazione delle sollecitazioni nella berlinese di micropali realizzati dal programma Paratie di Harpaceas. PARATIE 6.22 Ce.A.S. s.r.l. - Mila no 6 LUGLIO 2016 14:02:24 History 0 - berlinese provv. ELENCO DEI DATI DI INPUT(PARA GEN) N. comando 1: * Paratie for Windows version 6.2 2: * Filename= <c:\documents and settings\oscar.essepiesse.000\desktop\parati a asti 3: * project with "run time" parameters 4: * Force=kg Lenght=m 5: * 6: units m kg 7: title History 0 - berlinese provv. 8: delta 0.2 9: option param itemax 20 10: option noprint echo 11: option noprint displ 12: option noprint react 13: option noprint stresses 14: wall RightWall 0 -5.5 0 15: * 16: soil DHRight RightWall -5.5 0 2 0 17: soil UHRight RightWall -5.5 0 1 180 18: * 19: material calcestruzzo 2.5E+009 20: * 21: beam micropali RightWall -5.5 0 calcestruzzo 0.198298 00 00 22: * 23: * Soil Profile 24: * 25: ldata LIV2 0 26: weight 1900 900 1000 27: atrest 0.522841 0 1 0 28: resistance 0 32.5 0.262 5.222 29: young 5.44E+006 8.704E+006 30: endlayer 31: * 32: step 1 : situazione geostatica 33: setwall RightWall 34: water -5 0 0 noremove update 35: surcharge 0 0 0 0 36: endstep 37: * 38: step 2 : esecuzione micropali 39: setwall RightWall 40: surcharge 2300 0 0 0 41: add micropali 42: endstep 43: * 44: step 3 : scavo fino a quota -2.6 m 45: setwall RightWall 46: geom 0 -2.6 47: endstep 48: * 49: *
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RIASSUNTO PARAMETRI GEOTECNICI PER L A FASE 1 LAYER LIV2 natura 1=granulare, 2=argilla = 1.000 0 quota superiore = 0.000 0 m quota inferiore =-0.1000 0E+31 m peso fuori falda = 1900. 0 kg/m³ peso efficace in falda = 900.0 0 kg/m³ peso dell'acqua = 1000. 0 kg/m³ angolo di attrito = 32.50 0 DEG (A MONTE) coeff. spinta attiva ka = 0.2620 0 (A MONTE) coeff. spinta passiva kp = 5.222 0 (A MONTE) Konc normal consolidato = 0.5228 4 OCR: grado di sovraconsolidazione = 1.000 0 modello di rigidezza = 1.000 0 modulo el. compr. vergine = 0.5440 0E+07 kg/m² modulo el. scarico/ricarico = 0.8704 0E+07 kg/m² natura 1=granulare, 2=argilla = 1.000 0 (A VALLE) angolo di attrito = 32.50 0 DEG (A VALLE) coeff. spinta attiva ka = 0.2620 0 (A VALLE) coeff. spinta passiva kp = 5.222 0 (A VALLE) RIASSUNTO PARAMETRI GEOTECNICI PER L A FASE 2 (SOLO I PARAMETRI CHE POSSONO V ARIARE) NESSUN CAMBIAMENTO RISPETTO AL PASS O PRECEDENTE RIASSUNTO PARAMETRI GEOTECNICI PER L A FASE 3 (SOLO I PARAMETRI CHE POSSONO V ARIARE) NESSUN CAMBIAMENTO RISPETTO AL PASS O PRECEDENTE WALL RightWall coordinata y = 0.0000 m quota piano campagna = 0.0000 m quota del fondo scavo = 0.0000 m quota della falda = -5.0000 m sovraccarico a monte = 0.0000 kg/m² quota del sovraccarico a monte = 0.0000 m depressione falda a valle = 0.0000 m sovraccarico a valle = 0.0000 kg/m² quota del sovraccarico a valle = 0.0000 m quota di taglio = 0.0000 m quota di equil. pressioni dell'acqua = 0.0000 m indicatore comportamento acqua = 0.0000 (1=REMOVE) opzione aggiornamento pressioni acqua = 0.0000 (1=NO UPD) accelerazione sismica orizz. = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a monte = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a valle = 0.0000 [g] angolo beta a monte = 0.0000 [°] delta/phi a monte = 0.0000 angolo beta a valle = 0.0000 [°] delta/phi a valle = 0.0000 opzione dyn. acqua = 0.0000 (1=pervious) rapporto pressioni in eccesso Ru = 0.0000 Wood bottom pressure = 0.0000 kg/m² Wood top pressure = 0.0000 m Wood bottom pressure elev. = 0.0000 kg/m² Wood top pressure elev. = 0.0000 m
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RIASSUNTO DATI RELATIVI ALLA FASE 2 WALL RightWall coordinata y = 0.0000 m quota piano campagna = 0.0000 m quota del fondo scavo = 0.0000 m quota della falda = -5.0000 m sovraccarico a monte = 2300.0 kg/m² quota del sovraccarico a monte = 0.0000 m depressione falda a valle = 0.0000 m sovraccarico a valle = 0.0000 kg/m² quota del sovraccarico a valle = 0.0000 m quota di taglio = 0.0000 m quota di equil. pressioni dell'acqua = 0.0000 m indicatore comportamento acqua = 0.0000 (1=REMOVE) opzione aggiornamento pressioni acqua = 0.0000 (1=NO UPD) accelerazione sismica orizz. = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a monte = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a valle = 0.0000 [g] angolo beta a monte = 0.0000 [°] delta/phi a monte = 0.0000 angolo beta a valle = 0.0000 [°] delta/phi a valle = 0.0000 opzione dyn. acqua = 0.0000 (1=pervious) rapporto pressioni in eccesso Ru = 0.0000 Wood bottom pressure = 0.0000 kg/m² Wood top pressure = 0.0000 m Wood bottom pressure elev. = 0.0000 kg/m² Wood top pressure elev. = 0.0000 m RIASSUNTO DATI RELATIVI ALLA FASE 3 WALL RightWall coordinata y = 0.0000 m quota piano campagna = 0.0000 m quota del fondo scavo = -2.6000 m quota della falda = -5.0000 m sovraccarico a monte = 2300.0 kg/m² quota del sovraccarico a monte = 0.0000 m depressione falda a valle = 0.0000 m sovraccarico a valle = 0.0000 kg/m² quota del sovraccarico a valle = 0.0000 m quota di taglio = 0.0000 m quota di equil. pressioni dell'acqua = 0.0000 m indicatore comportamento acqua = 0.0000 (1=REMOVE) opzione aggiornamento pressioni acqua = 0.0000 (1=NO UPD) accelerazione sismica orizz. = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a monte = 0.0000 [g] accel. sismica vert. a valle = 0.0000 [g] angolo beta a monte = 0.0000 [°] delta/phi a monte = 0.0000 angolo beta a valle = 0.0000 [°] delta/phi a valle = 0.0000 opzione dyn. acqua = 0.0000 (1=pervious) rapporto pressioni in eccesso Ru = 0.0000 Wood bottom pressure = 0.0000 kg/m² Wood top pressure = 0.0000 m Wood bottom pressure elev. = 0.0000 kg/m² Wood top pressure elev. = 0.0000 m
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RIASSUNTO ELEMENTI ================== +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ | RIASSUNTO ELEMENTI SOIL | +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ | Name | Wall | Z1 | Z2 | Flag | Angle | +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ | | | m | m | | deg | +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ | DHRight | RightWall | 0. | -5.500 | DO WNHILL | 0. | +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ | UHRight | RightWall | 0. | -5.500 | UPHILL | 180.0 | +---------+-----------+----+--------+--- -------+-------+ +-----------+-----------+----+--------+ -----+--------+ | RIASSUNTO ELEMENTI BEAM | +-----------+-----------+----+--------+ -----+--------+ | Name | Wall | Z1 | Z2 | Mat | thick | +-----------+-----------+----+--------+ -----+--------+ | | | m | m | | m | +-----------+-----------+----+--------+ -----+--------+ | micropali | RightWall | 0. | -5.500 | _ | 0.1983 | +-----------+-----------+----+--------+ -----+--------+ RIASSUNTO DATI VARI =================== +------+---------------+ | MATERIALI | +------+---------------+ | Name | YOUNG MODULUS | +------+---------------+ | | kg/m² | +------+---------------+ | calc | 2.5E+009 | +------+---------------+ RIASSUNTO ANALISI INCREMENTALE FASE N. DI ITERAZIONI CONVERGENZA 1 2 SI 2 5 SI 3 9 SI
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MASSIMI SPOSTAMENTI LATERA LI *TUTTI I PASSI* * PARETE RightWall* * I PASSI NON EQUILIBRATI SONO E SCLUSI * * NOTA: LE QUOTE ESPRESSE I N m E GLI SPOSTAMENTI I N m NODO QUOTA ZETA SPOSTAMENTO MASSIMO FAS E PARETE RightWall 1 0.0000 -0.45072E-01 3 2 -0.20000 -0.42690E-01 3 3 -0.40000 -0.40309E-01 3 4 -0.60000 -0.37929E-01 3 5 -0.80000 -0.35552E-01 3 6 -1.0000 -0.33181E-01 3 7 -1.2000 -0.30819E-01 3 8 -1.4000 -0.28472E-01 3 9 -1.6000 -0.26145E-01 3 10 -1.8000 -0.23846E-01 3 11 -2.0000 -0.21583E-01 3 12 -2.2000 -0.19365E-01 3 13 -2.4000 -0.17206E-01 3 14 -2.6000 -0.15117E-01 3 15 -2.8000 -0.13115E-01 3 16 -3.0000 -0.11216E-01 3 17 -3.2000 -0.94355E-02 3 18 -3.4000 -0.77897E-02 3 19 -3.6000 -0.62891E-02 3 20 -3.8000 -0.49394E-02 3 21 -4.0000 -0.37388E-02 3 22 -4.2000 -0.26778E-02 3 23 -4.4000 -0.17404E-02 3 24 -4.6000 -0.90600E-03 3 25 -4.8000 -0.15072E-03 3 26 -5.0000 0.55066E-03 3 27 -5.2000 0.12215E-02 3 28 -5.4000 0.18796E-02 3 29 -5.5000 0.22074E-02 3
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INVILUPPO AZIONI INTERNE NEGLI ELEMENTI DI PARETE (PER UNITA' DI PROFONDITA')
* PARETE RightWall GRUPPO micropali* *STEP 1 - 3* Nella tabella si stampano i seguenti risultati: MOMENTO SX = Momento che tende le fibre sulla faccia sinistra [kg*m/m] MOMENTO DX = Momento che tende le fibre sulla faccia destra [kg*m/m] TAGLIO = forza tagliante (valore assoluto, priva di segno)[kg/m ] BEAM EL. ESTREMO QUOTA MOMENTO SX MOMENTO DX TAGLIO 1 A 0. 0. 0.1746E-0 8 60.26 B -0.2000 0. 12.05 60.26 2 A -0.2000 0. 12.05 200.7 B -0.4000 0. 52.19 200.7 3 A -0.4000 0. 52.19 361.0 B -0.6000 0. 124.4 361.0 4 A -0.6000 0. 124.4 541.3 B -0.8000 0. 232.7 541.3 5 A -0.8000 0. 232.7 741.5 B -1.000 0. 380.9 741.5 6 A -1.000 0. 380.9 961.5 B -1.200 0. 573.3 961.5 7 A -1.200 0. 573.3 1202. B -1.400 0. 813.6 1202. 8 A -1.400 0. 813.6 1461. B -1.600 0. 1106. 1461. 9 A -1.600 0. 1106. 1741. B -1.800 0. 1454. 1741. 10 A -1.800 0. 1454. 2041. B -2.000 0. 1862. 2041. 11 A -2.000 0. 1862. 2361. B -2.200 0. 2334. 2361. 12 A -2.200 0. 2334. 2700. B -2.400 0. 2874. 2700. 13 A -2.400 0. 2874. 3060. B -2.600 1.018 3486. 3060. 14 A -2.600 1.018 3486. 3439. B -2.800 1.599 4174. 3439. 15 A -2.800 1.599 4174. 3441. B -3.000 1.698 4862. 3441. 16 A -3.000 1.698 4862. 3067. B -3.200 1.523 5476. 3067. 17 A -3.200 1.523 5476. 2315. B -3.400 1.222 5939. 2315. 18 A -3.400 1.222 5939. 1187. B -3.600 0.8971 6176. 1187. 19 A -3.600 0.8971 6176. 318.5 B -3.800 0.6024 6113. 318.5 20 A -3.800 0.6024 6113. 2005. B -4.000 0.3640 5712. 2005. 21 A -4.000 0.3640 5712. 3297. B -4.200 0.1889 5052. 3297. 22 A -4.200 0.1889 5052. 4244. B -4.400 0.7323E-01 4203. 4244. 23 A -4.400 0.7323E-01 4203. 4887. B -4.600 0.7326E-02 3226. 4887. 24 A -4.600 0.7326E-02 3226. 5246. B -4.800 0. 2177. 5246. 25 A -4.800 0. 2177. 4891. B -5.000 0. 1199. 4891. 26 A -5.000 0. 1199. 3668. B -5.200 0. 465.1 3668. 27 A -5.200 0. 465.1 2051. B -5.400 0. 54.88 2051. 28 A -5.400 0. 54.88 548.8 B -5.500 0. 0.1164E-0 9 548.8
RIASSUNTO SPINTE NEGLI ELEMENTI TERRENO (LE SPINTE SONO CALCOLATE INTEGRANDO GLI SFORZI N EI SINGOLI ELEMENTI MOLLA) SPINTA EFFICACE VERA = Integrale delle pressi oni orizzontali efficaci in tutti gli elementi nel gruppo: unita' di misura kg/m SPINTA ACQUA = Integrale delle pressi oni interstiziali in tutti gli elementi nel grupp o: unita' di misura kg/m SPINTA TOTALE VERA = Somma della SPINTA EFF ICACE e della SPINTA DELL'ACQUA: e' l' azio ne totale sulla parete: unita' di misura kg/m SPINTA ATTIVA POSSIBILE = La minima spinta che p uo' essere esercitata da questo gruppo di eleme nti terreno, in questa fase: unita' di misura kg/m SPINTA PASSIVA POSSIBILE = La massima spinta che puo' essere esercitata da questo gruppo di eleme nti terreno, in questa fase: unita' di misura kg/m RAPPORTO PASSIVA/VERA = e' il rapporto tra la massima spinta possibile e la spinta efficace ver a: fornisce un'indicazione su quanta spinta passi va venga mobilitata; SPINTA PASSIVA MOBILITATA = e' l'inverso del rappo rto precedente, espresso in unita' percentuale: indica quanta parte della massima spinta possibi le e' stata mobilitata; RAPPORTO VERA/ATTIVA = e' il rapporto tra la spinta efficace vera e la minima spinta possibil e: fornisce un'indicazione di quanto questa porzi one di terreno sia prossima alla condizio ne di massimo rilascio. FASE 1 GRUPPO --> DHRi UHRi SPINTA EFFICACE VERA 14960. 14960. SPINTA ACQUA 125.00 125.00 SPINTA TOTALE VERA 15085. 15085. SPINTA ATTIVA (POSSIBILE) 7496.5 7496.5 SPINTA PASSIVA (POSSIBILE) 0.14941E+06 0.14941E +06 RAPPORTO PASSIVA/VERA 9.9878 9.9878 SPINTA PASSIVA MOBILITATA 10.% 10.% RAPPORTO VERA/ATTIVA 1.9956 1.9956 FASE 2 GRUPPO --> DHRi UHRi SPINTA EFFICACE VERA 16818. 16818. SPINTA ACQUA 125.00 125.00 SPINTA TOTALE VERA 16943. 16943. SPINTA ATTIVA (POSSIBILE) 7496.5 10811. SPINTA PASSIVA (POSSIBILE) 0.14941E+06 0.21547E +06 RAPPORTO PASSIVA/VERA 8.8842 12.812 SPINTA PASSIVA MOBILITATA 11.% 8.% RAPPORTO VERA/ATTIVA 2.2434 1.5557 FASE 3 GRUPPO --> DHRi UHRi SPINTA EFFICACE VERA 14888. 14888. SPINTA ACQUA 125.00 125.00 SPINTA TOTALE VERA 15013. 15013. SPINTA ATTIVA (POSSIBILE) 2060.5 10811. SPINTA PASSIVA (POSSIBILE) 41068. 0.21547E +06 RAPPORTO PASSIVA/VERA 2.7586 14.473 SPINTA PASSIVA MOBILITATA 36.% 7.% RAPPORTO VERA/ATTIVA 7.2253 1.3771
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* Ce.A.S. S.r.l. Milano * www.ceas.it P A R A T I E 6.22
JOB: C:\Documents and Settings\oscar.ESSEPIESSE.00 0\Desktop\paratia asti\berlinese sollevamento_R_HIS T00
