INTERRAMENTO TRATTA SAN VITALE-RIMESSE LOTTO 1 PROGETTO DEFINITIVO RELAZIONE DI CALCOLO

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3 AFFIDAMENTO SERVIZIO DI PROGETTAZIONE E DIREZIONE LAVORI, DI COORDINAMENTO DELLA SICUREZZA IN FASE DI PROGETTAZIONE ED ESECUZIONE RELATIVO AD INTERVENTI INFRASTRUTTURALI SULLA LINEA FERROVIARIA BOLOGNA PORTOMAGGIORE INTERRAMENTO TRATTA SAN VITALE-RIMESSE LOTTO 1 PROGETTO DEFINITIVO RELAZIONE DI CALCOLO DATA COM N R DESCR REDAT VERIF ACQ APPR E V Novembre 2008 D0 D0 L1 D ST OC Emissione Ing. L. Benedettini Ing. L. Benedettini M. Gillio Tos I. Carbone 8 Gennaio D D0 L1 D ST OC Emissione per CDS Ing. L. Benedettini Ing. L. Benedettini M. Gillio Tos I. Carbone 15 Giugno D D0 L1 D ST OC 001 A Revisione per eliminazione binario provvisorio Ing. L. Benedettini Ing. L. Benedettini M. Gillio Tos I. Carbone (*) con la collaborazione di Piacentini Ingegneri S.r.l. Progetto Definitivo Pag. 1 di 497 -

4 INDICE 1. INTRODUZIONE Normativa Natura e caratteristiche dei terreni Falda Programmi di calcolo utilizzati Paratie PRO_SAP Pro_mst Pro_vlim Sap Caratteristiche dei materiali Calcestruzzo Acciaio in tondi ad aderenza migliorata Acciaio da carpenteria Acciaio armonico CALCOLO DEI DIAFRAMMI IN C.A Calcolo delle sollecitazioni Diaframmi sezioni tipo Diaframmi in corrispondenza camera di ventilazione (zona cv1) Diaframmi sezioni tipo 2,3 e Diaframmi predisposizione fermata libia (LB) Diaframmi predisposizione fermata libia in corrispondenza vasca di aggottamento (AG) Diaframmi sezioni tipo 5 (R5A) Diaframmi sezioni tipo 5 (R5B) Verifiche Diaframmi sezione tipo Pag. 2 di 497 Progetto Definitivo

5 Diaframmi in corrispondenza camera di ventilazione (zona cv1) Diaframmi sezioni tipo Diaframmi sezioni tipo 3, Diaframmi sezioni tipo AG Diaframmi sezioni tipo LB Diaframmi sezioni tipo R5A Diaframmi sezioni tipo R5B DIMENSIONAMENTO PUNTONI PROVVISIONALI Puntone A Puntone B Puntone C PALANCOLATI PROVVISIONALI Condizioni di verifica Palancolato metallico tipo A Calcolo delle sollecitazioni nelle palancole Verifica di resistenza delle palancole metalliche Palancolato metallico tipo B Calcolo delle sollecitazioni nelle palancole Verifica di resistenza delle palancole metalliche Palancolato metallico tipo C Calcolo delle sollecitazioni nelle palancole Verifica di resistenza delle palancole metalliche Palancolato metallico tipo D Calcolo delle sollecitazioni nelle palancole Verifica di resistenza delle palancole metalliche BERLINESE IN CORRISPONDENZA 1 PONTE FS Calcolo delle sollecitazioni Verifica di resistenza dei tubi metallici Progetto Definitivo Pag. 3 di 497

6 5. SOLAIO DI COPERTURA DELLA GALLERIA A LASTRE ALVEOLARI PREFABBRICATE AUTOPORTANTI IN C.A.P Carichi e sezioni tipo adottate Solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo 1, 2, CV1 E CV Solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo Solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo Solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo LB SOLETTE DI COPERTURA PREDISPOSIZIONE FERMATA LIBIA IN C.C.A Analisi dei carichi Schemi di calcolo Calcolo delle sollecitazioni Condizioni e combinazioni di carico Soletta di copertura LB Soletta di copertura in corrispondenza della scala Verifiche Soletta di copertura LB Soletta di copertura in corrispondenza della scala SOVRAPPASSO VIA RIMESSE Geometria della struttura Modellazione di calcolo Analisi dei carichi Peso proprio e carichi permanenti portati Spinta del terreno Carichi accidentali Azioni dovute al sisma Calcolo delle sollecitazioni Condizioni e combinazioni di carico Sollecitazioni Pag. 4 di 497 Progetto Definitivo

7 7.5. Verifiche Soletta inferiore Soletta superiore Piedritto MURI DI SOSTEGNO VIABILITA' VIA RIMESSE PREMESSA GEOMETRIA MURI E FONDAZIONI CARATTERISTICHE DEL TERRENO Metodo di analisi Criteri di calcolo Calcolo della spinta sul muro Definizione dell azione sismica Verifiche Verifica di resistenza e calcolo armature (STR) Verifiche SLU Muro tipo Muro tipo Muro tipo Muro tipo Verifiche SLE Muro tipo Muro tipo Muro tipo Muro tipo DIMENSIONAMENTO MICROPALI SOTTO LE FONDAZIONI DEL PONTE BENTIVOGLI Dimensionamento armatura micropali calcolo della portanza dei micropali sottoposti a compressione GALLERIA A FORO CIECO Progetto Definitivo Pag. 5 di 497

8 10.1. Caratteristiche dei materiali Criteri di verifica Natura e caratteristica dei terreni Dimensionamento rivestimento definitivo Sezioni di studio Schemi di calcolo Analisi dei carichi Combinazioni di carico Azioni interne: diagrammi Verifiche statiche delle sezioni Dimensionamento elementi di presostegno Verifica tubi metallici valvolati e iniettati Pag. 6 di 497 Progetto Definitivo

9 1. INTRODUZIONE Oggetto del presente documento è lo studio preliminare delle strutture da realizzarsi per l ammodernamento e il potenziamento della Linea ferroviaria Bologna-Portomaggiore nel tratto compreso tra la galleria S. Vitale e il cavalcavia Rimesse. Il tracciato si sviluppa parte in sotterraneo e parte in trincea fino a raggiungere con il piano ferro la quota del piano campagna. La varietà di situazioni che devono essere affrontate nell intervento richiede una altrettanto varia tipologia di sezioni: galleria a foro cieco a singolo binario adottata solo in corrispondenza del passaggio al disotto del cavalcavia Bentivogli gallerie a cielo aperto a singolo binario realizzate fra paratie trincea racchiusa da una struttura ad U realizzata all interno di uno scavo contenuto da palancole provvisionali. Il tratto in galleria comprende la predisposizione della fermata Libia, quello in trincea la fermata Rimesse. La falda è sempre al disotto del piano di scavo anche valutando possibili fluttuazioni stagionali per cui non esistono problematiche di ordine idrogeologico Progetto Definitivo Pag. 7 di 497

10 1.1. NORMATIVA Il progetto delle strutture e le disposizioni esecutive sono conformi alle norme attualmente in vigore ed in particolare: Normativa di carattere generale Decreto Legislativo 163/2006 Codice dei contratti pubblici relativi a lavori, servizi e forniture in attuazione delle direttive 2004/17/CE e 2004/18/CE. Norme per il calcolo strutturale, geotecnico e sismico Legge n 1086 del 5 novembre 1971 Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica. Decreto Ministeriale Approvazione delle Nuove Norme Tecniche per le costruzioni (NTC2008). Norme relative ai materiali strutturali UNI EN 1990:2006 Eurocodice - Criteri generali di progettazione strutturale UNI EN :2004 Eurocodice 1 - Azioni sulle strutture - Parte 1-1: Azioni in generale - Pesi per unità di volume, pesi propri e sovraccarichi per gli edifici UNI EN :2005 Eurocodice 1 - Azioni sulle strutture - Parte 1-6: Azioni in generale - Azioni durante la costruzione UNI EN :2005 Eurocodice 1 - Azioni sulle strutture - Parte 2: Carichi da traffico sui ponti Pag. 8 di 497 Progetto Definitivo

11 UNI EN :2005 Eurocodice 2 - Progettazione delle strutture di calcestruzzo - Parte 1-1: Regole generali e regole per gli edifici UNI EN :2006 Eurocodice 2 - Progettazione delle strutture di calcestruzzo - Parte 2: Ponti di calcestruzzo - Progettazione e dettagli costruttivi UNI EN 206-1:2006 Calcestruzzo-Parte 1: Specificazione, prestazione, produzione e conformità UNI 11104:2004 Calcestruzzo Specificazione, prestazione, produzione e conformità Istruzioni complementari per l applicazione della UNI EN UNI EN :2005 Prodotti laminati a caldo di acciai per impieghi strutturali - Parte 1: Condizioni tecniche generali di fornitura. Cosiglio superiore dei lavori pubblici - Linee guida sul calcestruzzo strutturale CNR UNI Costruzioni in acciaio: istruzioni per il calcolo, l esecuzione, il collaudo e la manutenzione. Norme relative alla resistenza al fuoco delle strutture UNI EN Eurocodice 2. Progettazione delle strutture in calcestruzzo. Parte 1-2: Regole generali Progettazione strutturale contro l incendio Progetto Definitivo Pag. 9 di 497

12 Altri riferimenti Istruzioni CNR 10024/86 Analisi di strutture mediante elaboratore: impostazione e redazione delle relazioni di calcolo. Capitolato tecnico MM per la progettazione strutturale. Criteri e prescrizioni Le elaborazioni e le verifiche tensionali sono impostate secondo il metodo degli stati limite. Pag. 10 di 497 Progetto Definitivo

13 1.2. NATURA E CARATTERISTICHE DEI TERRENI La natura e le caratteristiche dei terreni interessati dall opera sono stati definiti sulla base delle indagini eseguite per conto della Metropolitana Milanese lungo il percorso ed allegate alla documentazione di progetto. Mediando su tutta l area di intervento i risultati dei diversi sondaggi effettuati, si è assunto ai fini del calcolo dei diaframmi e dei palancolati provvisionali un terreno di progetto con le seguenti caratteristiche meccaniche. - da sommità diaframma, assunta a circa 1m sotto il piano campagna, a -4.30, ghiaia in matrice sabbiosa con le seguenti caratteristiche meccaniche: γ = 20 kn/m 3 φ = 35 -da -4.30m a -5.80m da sommità diaframma, argilla marrone avente le seguenti caratteristiche meccaniche: γ = 20 kn/m 3 φ = 26 c = 6 kn/m 2 -da -5.80m a m da sommità diaframma, ghiaia eterogenea sabbiosa avente le seguenti caratteristiche meccaniche: γ = 20 kn/m 3 (γ' = 10 kn/m 3 se sotto falda) φ = 35 -da m fino alle quote interessate dalle opere in progetto, argilla sabbiosa avente le seguenti caratteristiche meccaniche: γ = 20 kn/m 3 (γ' = 9 kn/m 3 se sotto falda) φ = 26 c = 6 kn/m 2 Progetto Definitivo Pag. 11 di 497

14 1.3. FALDA Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto PROGRAMMI DI CALCOLO UTILIZZATI PARATIE Le analisi numeriche per la determinazione dello stato di deformazione delle paratie e delle sollecitazioni ad esso associate sono state svolte implementando il codice di calcolo Paratie release 7.0 Il programma analizza il comportamento terreno-struttura durante le fasi realizzative dell'opera e in eventuali fasi finali attraverso un'analisi elastoplastica statica incrementale. La schematizzazione del problema è del tipo 'trave su suolo elastico - alla Winkler : la paratia viene rappresentata con elementi di trave il cui comportamento flessionale è definito dalla rigidezza flessionale EJ, mentre il terreno viene simulato attraverso elementi elastoplastici monodimensionali (molle) connessi ai nodi delle paratie. Pag. 12 di 497 Progetto Definitivo

15 PRO_SAP Il calcolo delle strutture del Sovrappasso Rimesse viene condotto con il programma PRO_SAP (prodotto dalla 2S.I. Software e Servizi per l Ingegneria S.r.l. P.tta Schiatti 8/b Ferrara). L' analisi strutturale e' 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. Gli elementi utilizzati per la modellazione dello schema statico della struttura sono i seguenti: - Elemento tipo BEAM (trave) - Elemento tipo BOUNDARY (molla) - Elemento tipo STIFFNESS (matrice di rigidezza) Il codice di calcolo adottato e' ALGOR SUPERSAP prodotto dalla ALGOR INTERACTIVE SYSTEMS, Inc. Pittsburgh, PA, USA. Il programma SUPERSAP applica il metodo degli elementi finiti a strutture di forma qualunque, comunque caricate e vincolate, nell' ambito del comportamento lineare delle stesse. Si sottolinea che il solutore ALGOR SUPERSAP e' stato sottoposto, con esito positivo e relativa certificazione, ai test NAFEMS (test di confronto della National Agency for Finite Element Methods and Standards in Inghilterra). Si sottolinea inoltre che solutore ALGOR SUPERSAP e' soggetto ad attivita' di controllo ai sensi della QA (quality assurance), condizione essenziale per l' utilizzo dei codici di calcolo nell' ambito della progettazione nucleare ed off-shore PRO_MST Il calcolo dei muri di sostegno viene condotto con il programma PRO_MST, prodotto dalla 2.S.I. versione Progetto Definitivo Pag. 13 di 497

16 PRO_VLIM Le verifiche delle strutture in c.c.a. vengono condotte con il programma PRO_VLIM, prodotto dalla 2.S.I. versione SAP2000 Nome software N revisione Estensore SAP CSI GALLERIA A FORO CIECO Per quanto attiene la galleria a foro cieco le analisi numeriche per la determinazione dello stato di sollecitazione e deformazione dei rivestimenti sono state svolte implementando il codice di calcolo SAP2000. Il programma applica il metodo degli elementi finiti a strutture di forma qualunque, comunque caricate e vincolate nello spazio. Pag. 14 di 497 Progetto Definitivo

17 1.5. CARATTERISTICHE DEI MATERIALI CALCESTRUZZO Per i diaframmi, per i muri di sostegno della viabilità di via Rimesse, per le strutture di predisposizione della fermata Libia e della fermata Rimesse, si adotta un calcestruzzo di classe C25/30, con Rck 30 N/mm 2, che presenta le seguenti caratteristiche: Resistenza a compressione cilindrica f ck = 0.83*R ck = N/mm 2 Resistenza a compressione al limite di comportamento f ce = R ck / (1.5 * 1.5) = N/mm 2 Resistenza a trazione media f ctm = 0.27*R ck 2/3 N/mm 2 = 2.60 Resistenza a trazione f ctk = 0.7*f ctm = 1.82 N/mm 2 Resistenza a trazione di calcolo f ctd = f ctk / γ c = 1.13 N/mm 2 Per la soletta di copertura della galleria, per la soletta di fondazione ed i piedritti dello scatolare di via Rimesse, si adotta un calcestruzzo di classe C28/35, con Rck 35 N/mm 2, che presenta le seguenti caratteristiche: Resistenza a compressione cilindrica f ck = 0.83*R ck = N/mm 2 Resistenza a compressione al limite di comportamento elastico f ce = R ck / (1.5 *1.5) = N/mm 2 Resistenza a trazione media f ctm = 0.27* R ck 2/3 = 2.89 N/mm 2 Resistenza a trazione f ctk = 0.7* f ctm = 2.02 N/mm 2 Progetto Definitivo Pag. 15 di 497

18 Resistenza a trazione di calcolo f ctd = f ctk / γ c = 1.26 N/mm 2 Per la soletta superiore dello scatolare di via Rimesse, si adotta un calcestruzzo di classe C32/40, con Rck 40 N/mm 2, che presenta le seguenti caratteristiche: Resistenza a compressione cilindrica f ck = 0.83*R ck = N/mm 2 Resistenza a compressione al limite di comportamento elastico f ce = R ck / (1.5 *1.5) = N/mm 2 Resistenza a trazione media f ctm = 0.27* R ck 2/3 = 3.15 N/mm 2 Resistenza a trazione f ctk = 0.7* f ctm = 2.20 N/mm 2 Resistenza a trazione di calcolo f ctd = f ctk / γ c = 1.37 N/mm 2 Per tutte le strutture deve essere garantita una resistenza al fuoco REI 120. Pag. 16 di 497 Progetto Definitivo

19 ACCIAIO IN TONDI AD ADERENZA MIGLIORATA Si adotta acciaio tipo B 450C aventi le seguenti caratteristiche: - Modulo elastico E = N/mm² Verifiche SLU Resistenza caratteristica Resistenza di calcolo f yk = N/mm² f yd = N/mm² Verifiche SLE Tensione massima σ s = N/mm² (0.8 f yk ) ACCIAIO DA CARPENTERIA Per i puntoni, l armatura dei micropali e le palancole si adottano elementi di acciaio S275 avente le seguenti caratteristiche: Per t 40 mm: f y 275 MPa f t 430 MPa Per t > 40 mm: f y 255 MPa f t 410 MPa ACCIAIO ARMONICO I tiranti sono costituiti da trefoli di diametro 0,6. I trefoli in acciaio armonico presentano le seguenti caratteristiche meccaniche: - tensione caratteristica di rottura fptk 1860 MPa; - tensione corrispondente al limite elastico convenzionale allo 0,1% di deformazione fp(1)k 1670 MPa; - modulo elastico E= MPa Progetto Definitivo Pag. 17 di 497

20 2. CALCOLO DEI DIAFRAMMI IN C.A. Nel seguito verrà effettuato il calcolo dei diaframmi che caratterizzano le principali sezioni tipo della galleria e delle rampe in progetto CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI Fasi esecutive principali Le fasi principali che caratterizzano la costruzione della galleria in progetto risultano: - realizzazione dei diaframmi che costituiscono le pareti della galleria; - scavo tra i diaframmi fino alla quota di fondo scavo; - realizzazione della soletta inferiore, delle contropareti laddove previste e realizzazione della soletta superiore. E' evidente che avendo a che fare con altezze di scavo di una certa importanza variabili da 10.80m in galleria a circa 4.00m in prossimità delle rampe, durante le suddette fasi i diaframmi dovranno essere opportunamente puntellati; per questo a seconda delle altezze di scavo sono previsti uno e più ordini di puntoni provvisionali. Valutazione delle azioni sismiche In quanto segue si farà riferimento alle NTC2008 e alle indicazioni dell Eurocodice 8 parte 5 (Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti geotecnici). Le strutture in esame sono ubicate nel comune di Bologna (zona 3). L azione sismica viene applicata alle paratie: al termine della fase di scavo: per la valutazione dell azione sismica si farà riferimento ad una vita nominale pari a V N = 10 anni (la paratia infatti permane nello schema statico provvisorio per la sola durata dei lavori che si ritiene inferiore a 10 anni). L azione sismica sarà applicata alla paratia nelle condizioni di vincolo previste ad ultimazione degli scavi Pag. 18 di 497 Progetto Definitivo

21 dopo l ultimazione delle strutture interne: per la valutazione dell azione sismica si farà riferimento ad una vita nominale pari a V N = 100 anni (la paratia infatti nello schema statico finale collabora con la struttura interna per l intera vita utile del manufatto). L azione sismica sarà applicata alla paratia nelle condizioni di vincolo previste dopo l ultimazione delle strutture interne. In questo caso si simula l effetto di ridistribuzione dovuto al comportamento viscoso del calcestruzzo assegnando alla paratia un modulo elastico ridotto pari all 80% del valore iniziale Per le strutture in esame conformemente alle prescrizioni di Capitolato MM si assume una classe d uso IV C u = 2.0 da cui si ricavano i valori del periodo di riferimento V R per i due casi suddetti. Sisma al termine della fase di scavo: V R = 20 anni<35 anni V R = 35 anni Sisma dopo l ultimazione delle strutture interne: V R = 200 anni Per qualunque verifica agli SLU si farà riferimento alle azioni sismiche relative allo SLV (Stato limite di salvaguardia della vita) pertanto, assumendo per l area oggetto d intervento, longitudine pari a 11,2147 e latitudine 44,2937, si ottengono i seguenti dati: Sisma al termine fase di scavo Sisma dopo ultimazione strutture interne V R = 35 anni (V N =10; C u = 2.0) V R = 200 anni(v N =100; C u = 2.0) Stato Limite T R [anni] a g /g [m/s 2 ] F O [ - ] T* C [s] Stato Limite T R [anni] a g /g [m/s 2 ] F O [ - ] T* C [s] SLV SLV Progetto Definitivo Pag. 19 di 497

22 Ai fini della valutazione delle azioni sismiche si assume: Topografia: categoria T1 S T =1 (tabella 3.2.VI NTC2008); Sottosuolo: categoria C (tabella 3.2.V NTC2008) S s (V R =35 anni) = *F 0 *a g /g Sottosuolo: categoria C (tabella 3.2.V NTC2008) S s (V R =200anni)= *F 0 *a g /g C c =1.05*(T * c) Per le paratie, applicando i metodi pseudostatici del paragrafo della NTC 2008, l azione sismica viene definita mediante un accelerazione equivalente costante nello spazio e nel tempo le cui componenti orizzontale e verticale risultano: a h /g=α*β* S S *S T *a g /g a h /g = m/s 2 (Sisma al termine fase di scavo) a h /g = m/s 2 (Sisma dopo ultimazione strutture int.) a v =0 I coefficienti α (diagramma NTC 2008) e β (diagramma NTC 2008) tengono conto rispettivamente della deformabilità dei terreni interagenti con l opera e della capacità dell opera di subire spostamenti senza cadute di resistenza. In quanto segue a favore di sicurezza verranno assunti entrambe unitari. α =β 1 Gli effetti inerziali sulla massa della paratia saranno trascurati ai sensi della Norma suddetta. Pertanto alla paratia in condizioni sismiche sarà applicato un carico orizzontale uniforme pari a: ( γ h q) p = / g + d a h t dove γ t è il peso specifico del terreno, h è l altezza di scavo e q l eventuale sovraccarico agente a tergo della paratia. Per qualunque verifica agli SLE si farà riferimento alle azioni sismiche relative allo SLV (Stato limite di salvaguardia della vita) pertanto, assumendo per l area oggetto d intervento, longitudine pari a 11,2147 e latitudine 44,2937, si ottengono i seguenti dati: Sisma dopo ultimazione strutture interne Pag. 20 di 497 Progetto Definitivo

23 V R = 200 anni(v N =100; C u = 2.0) Stato Limite T R [anni] a g /g [m/s 2 ] F O [ - ] T* C [s] SLD Ai fini della valutazione delle azioni sismiche si assume: Topografia: categoria T1 S T =1 (tabella 3.2.VI NTC2008); Sottosuolo: categoria C (tabella 3.2.V NTC2008) S s (V R =200anni)= *F 0 *a g /g 1.50 C c =1.05*(T * c) Per le paratie, applicando i metodi pseudostatici del paragrafo della NTC 2008, l azione sismica viene definita mediante un accelerazione equivalente costante nello spazio e nel tempo le cui componenti orizzontale e verticale risultano: a h /g=α*β* S S *S T *a g /g a h /g = m/s 2 (Sisma dopo ultimazione strutture) a v =0 I coefficienti α (diagramma NTC 2008) e β (diagramma NTC 2008) tengono conto rispettivamente della deformabilità dei terreni interagenti con l opera e della capacità dell opera di subire spostamenti senza cadute di resistenza. In quanto segue a favore di sicurezza verranno assunti entrambe unitari. α =β 1 Gli effetti inerziali sulla massa della paratia saranno trascurati ai sensi della Norma suddetta. Pertanto alla paratia in condizioni sismiche sarà applicato un carico orizzontale uniforme pari a: ( γ h q) p = / g + d a h t dove γ t è il peso specifico del terreno, h è l altezza di scavo e q l eventuale sovraccarico agente a tergo della paratia. Progetto Definitivo Pag. 21 di 497

24 Parametri geotecnici Per la caratterizzazione geotecnica del terreno si rimanda al paragrafo relativo; in questa sede è opportuno esplicitare i valori dei parametri di resistenza assunti nel calcolo. Ai sensi delle NTC 2008 par si utilizzano i valori caratteristici dei parametri geotecnici del terreno divisi per il coefficiente parziale γ M di tabella 6.2.II S1 S2 Parametri di resistenza drenati di progetto γ M =1.00 (CALCOLO 1) c = 0 kpa φ = 35 k 0 = (Rankine) k a = (Coulomb) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0.5) k ph = 3.69 (Caquot-Kerisel con δ/φ =0) c = 6 kpa φ = 26 k 0 = (Rankine) k a = 0.39 (Coulomb) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0.5) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0) Parametri di resistenza drenati di progetto γ M =1.25 (CALCOLI 2 e 3) c = 0 kpa φ = 28.0 k 0 = (Rankine) k a = (Coulomb) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0.5) k ph = 2.77 (Caquot-Kerisel con δ/φ =0) c = 5 kpa φ = 21 k 0 = (Rankine) k a = (Coulomb) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0.5) k ph = (Caquot-Kerisel con δ/φ =0) Pag. 22 di 497 Progetto Definitivo

25 Condizioni di verifica Nell ambito delle verifiche agli Stati Limite verranno presi in esame tre distinti casi di calcolo: CALCOLO1) Coincide con il calcolo allo Stato Limite di Esercizio. Vengono considerate le resistenze caratteristiche del terreno (non affette da coefficienti di riduzione parziale). In questo calcolo i carichi accidentali concomitanti al sisma vengono moltiplicati per un coefficiente pari a 0.6. CALCOLO2) Si ripete il calcolo di cui sopra introducendo per il terreno le resistenze di progetto (ridotte tramite coefficiente parziale) e i carichi accidentali amplificati di un fattore 1.3. Al termine della fase di scavo si applica l azione sismica, moltiplicando i carichi accidentali concomitanti per un coefficiente pari a 0.6. CALCOLO3) Si procede analogamente al calcolo precedente ma l azione sismica viene applicata dopo l ultimazione delle strutture interne; i carichi accidentali concomitanti al sisma vengono moltiplicati per un coefficiente pari a 0.6. Negli step di calcolo che simulano le condizioni a lungo termine della paratia. sarà assunto un modulo di elasticità del calcestruzzo ridotto all 80%. Per i calcoli 2 e 3 nello step di applicazione delle azioni sismiche si assumerà δ/φ =0 per valutare k ph Dall output dei calcoli eseguiti verranno desunte le sollecitazioni da utilizzare nelle seguenti verifiche: Verifiche tensionali allo SLE Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal CALCOLO 1) Verifiche a fessurazione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal CALCOLO 1) Verifiche di resistenza allo SLU Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Verifiche di deformabilità della paratia Progetto Definitivo Pag. 23 di 497

26 L entità delle deformazioni viene desunta dal CALCOLO 1) Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) e 3) FS= DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 1 I diaframmi che caratterizzano la sezione tipo 1 vengono realizzati in aderenza ai diaframmi esistenti; questi ultimi, infatti, in base a diversi sondaggi effettuati si ritiene che abbiano un'altezza insufficiente alle esigenze di scavo per raggiungere la quota del piano ferro di progetto. Ai fini del calcolo, pertanto, si ritiene che i diaframmi esistenti non diano alcun contributo di resistenza. Per tali diaframmi è stato previsto un solo ordine di puntoni provvisionali a 1.80m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 16.00m e spessore di 0.60m, superiormente presentano una forma a sella su cui trova alloggiamento la soletta di copertura; tale forma deriva dalla necessità di ridurre al minimo lo scavo necessario per raggiungere la testa diaframma che in questo caso non coincide con l'intradosso della soletta di copertura ma bensì con l'estradosso. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 16.00m, vincolato in fase provvisionale alla quota di 2.80m rispetto la testa del diaframma stesso attraverso un vincolo elastico di rigidezza confrontabile con quella del puntone utilizzato e vincolato in fase definitiva, alla sommità ed al piede attraverso vincoli fissi che simulano la presenza della soletta di base e della soletta di copertura del tratto di galleria in esame. Il fondo scavo si assume pari a 9.55m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: Pag. 24 di 497 Progetto Definitivo

27 -configurazione n 1: scavo iniziale a quota 3.10 m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 2: inserimento puntone provvisorio a quota 2.80 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota -9.55m; -configurazione n 3: realizzazione soletta di base e soletta di copertura e rimozione del puntone provvisionale. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il caricotrasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Inoltre in condizioni sismiche sarà applicato un carico orizzontale uniforme pari a: ( γ h q) pd = ah / g t + dove γ t è il peso specifico del terreno, h è l altezza di scavo e q l eventuale sovraccarico agente a tergo della paratia moltiplicato per un coefficiente di riduzione pari a 0.6. Progetto Definitivo Pag. 25 di 497

28 Pertanto risulta: CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=37.35 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=43.24 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=65.37 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0. CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -3.10m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Pag. 26 di 497 Progetto Definitivo

29 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 1_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V S S profilo1 S S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo4-17. FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :03:57 Schema a fondo scavo Progetto Definitivo Pag. 27 di 497

30 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 1_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V S S profilo1 S S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo4-17. FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :04:38 Schema a lungo termine CALCOLO2 Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -3.10m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Pag. 28 di 497 Progetto Definitivo

31 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -3.10m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Progetto Definitivo Pag. 29 di 497

32 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 1_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :03:46 Inviluppo del momento flettente Pag. 30 di 497 Progetto Definitivo

33 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 1_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :03:46 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 31 di 497

34 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 1_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E E d= mm, z= d= mm, z= step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 7 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :03:46 Deformazioni Pag. 32 di 497 Progetto Definitivo

35 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 2_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :52:30 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 33 di 497

36 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 2_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :52:30 Inviluppo del taglio Pag. 34 di 497 Progetto Definitivo

37 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 3_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl CALCOLO M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step 1 M= kn*m/m, z= MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :53:20 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 35 di 497

38 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 1\CALCOLO 3_TIPO1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :53:20 Inviluppo del taglio Pag. 36 di 497 Progetto Definitivo

39 DIAFRAMMI IN CORRISPONDENZA CAMERA DI VENTILAZIONE (ZONA CV1) In corrispondenza della rampa di risalita del binario provvisorio (Zona CV1) è prevista la realizzazione di diaframmi di protezione dello scavo necessario per l alloggiamento del suddetto binario provvisorio; gli stessi diaframmi, una volta dismesso il binario provvisorio, vengono utilizzati per delimitare la camera di ventilazione prevista in adiacenza alla galleria in progetto e comunicante con la stessa galleria (infatti la soletta di base della camera di ventilazione è alla stessa quota della galleria adiacente). Pertanto, una volta realizzati questi diaframmi si procede allo scavo necessario per l alloggiamento del binario provvisorio prevedendo che nell intervallo di tempo in cui il treno viene deviato sul tale binario i diaframmi in oggetto funzionino a sbalzo; nel momento in cui il traffico ferroviario viene interrotto per riportarlo sulla sede in progetto, si procede al puntellamento dei diaframmi e ad un successivo approfondimento dello scavo fino al raggiungimento della quota di imposta della soletta di base della camera di ventilazione; a questo punto si procede alla realizzazione della soletta di base, della soletta di copertura della camera di ventilazione impostata sui diaframmi in oggetto ed alla rimozione dei puntoni. Per tali diaframmi è stato previsto un solo ordine di puntoni provvisionali a 3.00m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 16.00m e spessore di 0.60m, superiormente presentano una forma a sella su cui trova alloggiamento la soletta di copertura; tale forma deriva dalla necessità di ridurre al minimo lo scavo necessario per raggiungere la testa diaframma che in questo caso non coincide con l'intradosso della soletta di copertura ma bensì con l'estradosso. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 16.00m, inizialmente funzionante a sbalzo con un altezza di scavo pari a 5.75m, successivamente vincolato in fase provvisionale alla quota di 3.00 rispetto la testa del diaframma stesso attraverso un vincolo elastico di rigidezza confrontabile con quella del puntone utilizzato e vincolato in fase definitiva, alla sommità ed al piede attraverso vincoli fissi che simulano la presenza della soletta di base e della soletta di copertura del tratto di galleria in esame. Il fondo scavo si assume pari a 9.55m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: Progetto Definitivo Pag. 37 di 497

40 -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 5.75 m da sommità diaframma di calcolo per l'alloggiamento del binario provvisorio; -configurazione n 2 : inserimento puntone provvisorio a quota 3.00 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota -9.55m; -configurazione n 3 : realizzazione soletta di base e soletta di copertura e rimozione del puntone provvisionale. Per il calcolo di questo tipo di diaframmi, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia, corrispondente alla movimentazione dei mezzi di cantiere. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 5.00m. Inoltre in condizioni sismiche sarà applicato un carico orizzontale uniforme pari a: ( γ h q) pd = ah / g t + dove γ t è il peso specifico del terreno, h è l altezza di scavo e q l eventuale sovraccarico agente a tergo della paratia moltiplicato per un coefficiente di riduzione pari a 0.6. Pag. 38 di 497 Progetto Definitivo

41 Pertanto risulta: CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=37.35 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=43.24 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=65.37 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0. CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -5.75m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.00m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 39 di 497

42 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 1_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V S S S profilo1 S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo4-17. FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :00:53 Schema a fondo scavo Pag. 40 di 497 Progetto Definitivo

43 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 1_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V S S profilo1 S S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo4-17. FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :02:16 Schema a lungo termine CALCOLO2 Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -5.75m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.00m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 41 di 497

44 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -5.75m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.00m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -9.55m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Pag. 42 di 497 Progetto Definitivo

45 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 1_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :02:49 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 43 di 497

46 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 1_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :02:49 Inviluppo del taglio Pag. 44 di 497 Progetto Definitivo

47 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 1_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E-01 d= mm, z= d= e-16 mm, z= step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 7 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :02:49 Deformazioni CALCOLO2 Progetto Definitivo Pag. 45 di 497

48 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 2_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :49:45 Inviluppo del momento flettente Pag. 46 di 497 Progetto Definitivo

49 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 2_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :49:45 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Progetto Definitivo Pag. 47 di 497

50 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 3_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :51:05 Inviluppo del momento flettente Pag. 48 di 497 Progetto Definitivo

51 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE CV1\CALCOLO 3_CV1_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :51:05 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 49 di 497

52 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 2,3 E 4 Per tali diaframmi, durante le fasi di scavo, è stato previsto un solo ordine di puntoni provvisionali a 3.90m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 18.00m e spessore di 0.80m, superiormente presentano una forma a sella su cui trova alloggiamento la soletta di copertura; tale forma deriva dalla necessità di ridurre al minimo lo scavo necessario per raggiungere la testa diaframma che in questo caso non coincide con l'intradosso della soletta di copertura ma bensì con l'estradosso. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 18.00m, vincolato in fase provvisionale alla quota di 3.00 rispetto la testa del diaframma stesso attraverso un vincolo elastico di rigidezza confrontabile con quella del puntone utilizzato e vincolato in fase definitiva, alla sommità ed al piede attraverso vincoli fissi che simulano la presenza della soletta di base e della soletta di copertura del tratto di galleria in esame. Il fondo scavo si assume pari a 11.50m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 4.15 m da sommità diaframma di calcolo per l'alloggiamento del binario provvisorio; -configurazione n 2 : inserimento puntone provvisorio a quota 3.90 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota m; -configurazione n 3 : realizzazione soletta di base e soletta di copertura e rimozione del puntone provvisionale. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un Pag. 50 di 497 Progetto Definitivo

53 impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Pertanto risulta: CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=44.53 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=51.55 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=77.92 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0. CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.15m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.90m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 51 di 497

54 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 1_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V -2. S S profilo1 S S S S S C profilo C C C C C C profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :05:43 Schema a fondo scavo Pag. 52 di 497 Progetto Definitivo

55 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 1_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V -2. S S profilo1 S S S S S C profilo C C C C C C profilo profilo FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :06:18 Schema a lungo termine CALCOLO2 Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.15m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.90m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 53 di 497

56 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.15m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -3.90m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Pag. 54 di 497 Progetto Definitivo

57 Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 1_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :04:40 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 55 di 497

58 V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 1_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :04:40 Inviluppo del taglio Pag. 56 di 497 Progetto Definitivo

59 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 1_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E d= e-16 mm, z= d= mm, z= step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 7 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :04:40 Deformazioni CALCOLO2 Progetto Definitivo Pag. 57 di 497

60 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 2_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :54:33 Inviluppo del momento flettente Pag. 58 di 497 Progetto Definitivo

61 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 2_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :54:33 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Progetto Definitivo Pag. 59 di 497

62 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 3_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :55:29 Inviluppo del momento flettente Pag. 60 di 497 Progetto Definitivo

63 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 2_3_4\CALCOLO 3_TIPO2_3_4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :55:29 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 61 di 497

64 DIAFRAMMI PREDISPOSIZIONE FERMATA LIBIA (LB) Per tali diaframmi, durante le fasi di scavo, sono stati previsti due ordine di puntoni provvisionali rispettivamente a 2.50m e a 7.00m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 18.00m e spessore di 0.80m, superiormente presentano una forma a sella su cui trova alloggiamento la soletta di copertura; tale forma deriva dalla necessità di ridurre al minimo lo scavo necessario per raggiungere la testa diaframma che in questo caso non coincide con l'intradosso della soletta di copertura ma bensì con l'estradosso. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 18.00m, vincolato in fase provvisionale alle quote suddette rispetto la testa del diaframma stesso attraverso vincoli elastici di rigidezza confrontabile con quella dei puntoni utilizzati e vincolato in fase definitiva, alla sommità ed al piede attraverso vincoli fissi che simulano la presenza della soletta di base e della soletta di copertura del tratto di galleria in esame. Il fondo scavo si assume pari a 11.90m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 4.00m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 2 : inserimento puntone provvisorio a quota 2.50 m da sommità diaframma di calcolo e approfondimento dello scavo fino a quota -7.50m; - configurazione n 3 : inserimento puntone provvisorio a quota 7.00 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota m; -configurazione n 4 : realizzazione soletta di base e soletta di copertura e rimozione del puntone provvisionale. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale Pag. 62 di 497 Progetto Definitivo

65 azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Pertanto risulta: CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=46.00 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=53.25 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=80.50 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Progetto Definitivo Pag. 63 di 497

66 Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0 CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.50m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -7.00m Step 6 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 7 : Esecuzione soletta di fondo Step 8 : Rimozione dei puntoni, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 9 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Pag. 64 di 497 Progetto Definitivo

67 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 1_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= qf=200.0 kpa LCUR V S S profilo1 S S S S S S S profilo C C C C C C C C profilo3 C profilo FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :11:06 Schema a fondo scavo Progetto Definitivo Pag. 65 di 497

68 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 1_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= q=20.00 kpa S= LCUR V qf=200.0 kpa S S profilo1 S S S S S S profilo S C C C C C C C C profilo3 C profilo FASE 8 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :11:46 CALCOLO2 Schema a lungo termine Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.50m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -7.00m Step 6 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 7 : Esecuzione soletta di fondo Step 8 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Pag. 66 di 497 Progetto Definitivo

69 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.50m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -7.00m Step 6 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 7 : Esecuzione soletta di fondo Step 8 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Progetto Definitivo Pag. 67 di 497

70 Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 9 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 1_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :06:40 Inviluppo del momento flettente Pag. 68 di 497 Progetto Definitivo

71 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 1_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 9 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :06:40 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 69 di 497

72 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 1_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E d= mm, z= step 9 step 8 step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step 1 d= mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 9 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :06:40 Deformazioni CALCOLO2 Pag. 70 di 497 Progetto Definitivo

73 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 2_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 8 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :59:50 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 71 di 497

74 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 2_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 8 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :59:50 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Pag. 72 di 497 Progetto Definitivo

75 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 3_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 9 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :00:30 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 73 di 497

76 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB2\CALCOLO 3_TIPO_LB2_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 9 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :00:30 Inviluppo del taglio Pag. 74 di 497 Progetto Definitivo

77 DIAFRAMMI PREDISPOSIZIONE FERMATA LIBIA IN CORRISPONDENZA VASCA DI AGGOTTAMENTO (AG) In corrispondenza della predisposizione della fermata di Via Libia è prevista la realizzazione di una vasca di aggottamento sotto la soletta di base della galleria stessa; l altezza utile della suddetta vasca è circa uguale a 2.50m. Questo richiede un approfondimento del fondo scavo rispetto a quello tipo di circa 2.70m; inevitabilmente i diaframmi in prossimità della vasca avranno un altezza maggiore ed un numero maggiore di ordini di puntoni rispetto ai diaframmi tipo della predisposizione della stessa fermata. Per questi diaframmi, durante le fasi di scavo, sono stati previsti tre ordini di puntoni provvisionali rispettivamente a 2.50m, a 6.50m, a 10.20m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 32.00m e spessore di 0.80m, superiormente presentano una forma a sella su cui trova alloggiamento la soletta di copertura; tale forma deriva dalla necessità di ridurre al minimo lo scavo necessario per raggiungere la testa diaframma. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 32.00m, puntellato in fase provvisionale alle quote suddette rispetto la testa del diaframma stesso attraverso vincoli elastici di rigidezza confrontabile con quella dei tiranti utilizzati e vincolato in fase definitiva, alla sommità ed al piede attraverso vincoli fissi che simulano la presenza della soletta di base e della soletta di copertura del tratto di galleria in esame. Il fondo scavo si assume pari a 14.60m da testa diaframma; Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 4.00m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 2 : inserimento 1 ordine di tiranti a quota 2.50m da sommità diaframma di calcolo; - configurazione n 3 : scavo a quota 7.00 m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 4 : inserimento 2 ordine di tiranti a quota 6.50m da sommità diaframma di calcolo; - configurazione n 5 : scavo a quota m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 6 : inserimento 3 ordine di tiranti a quota 10.50m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 7 : raggiungimento fondo scavo a quota 14.60m da sommità diaframma di calcolo;. Progetto Definitivo Pag. 75 di 497

78 -configurazione n 8 : realizzazione solette di base e soletta di copertura. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Pertanto risulta: CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=55.94 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=64.75 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=97.89 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Pag. 76 di 497 Progetto Definitivo

79 Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0 CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.00m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -6.50m Step 6 : Scavo a m, al di sotto del III ordine di puntoni provvisionali Step 7 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a m Step 8 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 9 : Esecuzione soletta d intradosso vasca Step 10 : Esecuzione soletta di fondo Step 11 : Rimozione del III ordine di puntoni puntone Step 12 : :Rimozione del II ordine di puntoni puntone Step 13 : Rimozione del I ordine di puntoni, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 14 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 77 di 497

80 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 1_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa S= LCUR V S S S S S S S S S S S S S S C C C C C C C C C C C C C C profilo profilo2 profilo profilo FASE 8 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :13:33 Schema a fondo scavo Pag. 78 di 497 Progetto Definitivo

81 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 1_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa S= LCUR V S S S S S S S S S S S S S S C C C C C C C C C C C C C C profilo profilo2 profilo profilo FASE 13 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :14:21 CALCOLO2 Schema a lungo termine Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.00m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -6.50m Step 6 : Scavo a m, al di sotto del III ordine di puntoni provvisionali Step 7 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a m Step 8 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 9 : Esecuzione soletta d intradosso vasca Step 10 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando Progetto Definitivo Pag. 79 di 497

82 a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -4.00m, al di sotto del I ordine di puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -2.50m Step 4 : Scavo a -7.00m, al di sotto del II ordine di puntoni provvisionali Step 5 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -6.50m Step 6 : Scavo a m, al di sotto del III ordine di puntoni provvisionali Step 7 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a m Step 8 : Raggiungimento fondo scavo a m Step 9 : Esecuzione soletta d intradosso vasca Step 10 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = 0.322m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Pag. 80 di 497 Progetto Definitivo

83 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 1_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 14 Step 13 Step 12 Step 11 Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 14 SCALA GEOM.: 2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :07:23 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 81 di 497

84 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 1_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 14 Step 13 Step 12 Step 11 Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 14 SCALA GEOM.: 2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :07:24 Inviluppo del taglio Pag. 82 di 497 Progetto Definitivo

85 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 1_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E d= mm, z= step 14 step 13 step 12 step 11 step 10 step 9 step 8 step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step 1 d= e-16 mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 14 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :07:23 Deformazioni CALCOLO2 Progetto Definitivo Pag. 83 di 497

86 M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 10 SCALA GEOM.: 2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 2_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :01:20 Inviluppo del momento flettente Pag. 84 di 497 Progetto Definitivo

87 V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 10 SCALA GEOM.: 2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 2_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :01:20 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Progetto Definitivo Pag. 85 di 497

88 M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 14 Step 13 Step 12 Step 11 Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 14 SCALA GEOM.:2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 3_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :01:53 Inviluppo del momento flettente Pag. 86 di 497 Progetto Definitivo

89 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO LB4\CALCOLO 3_TIPO_LB4_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 14 Step 13 Step 12 Step 11 Step 10 Step 9 Step 8 Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 14 SCALA GEOM.: 2.48 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :01:54 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 87 di 497

90 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 5 (R5A) I diaframmi in esame sono quelli della rampa di uscita adiacente alla galleria; in fase definitiva questi diaframmi funzionano a sbalzo ma durante le fasi di scavo è previsto un ordine di puntoni provvisionali a 0.80m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 18.00m (compresa la trave di correa di altezza pari a 0.60m) e spessore di 0.80m, superiormente presentano un muretto di altezza pari a 1.70m. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 18.00m, vincolato in fase provvisionale alla quota di 0.80 rispetto la testa del diaframma stesso attraverso un vincolo elastico di rigidezza confrontabile con quella del puntone utilizzato e vincolato in fase definitiva solo al piede (quindi a sbalzo) attraverso un vincolo fisso che simula la presenza della soletta di base. Il fondo scavo si assume pari a 8.50m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 1.50m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 2 : inserimento puntone provvisorio a quota 0.80 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota -8.50m; -configurazione n 3 : realizzazione soletta di base e rimozione del puntone provvisionale. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Pertanto risulta: Pag. 88 di 497 Progetto Definitivo

91 CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=33.49 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=38.77 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=58.60 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0. CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -8.50m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 89 di 497

92 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 1_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa S= LCUR V S S profilo1 S S S S S C profilo C C C C C C profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :47:39 Schema a fondo scavo Pag. 90 di 497 Progetto Definitivo

93 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 1_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa S= LCUR V S S profilo1 S S S S S C profilo C C C C C C profilo profilo FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :48:24 Schema a lungo termine CALCOLO2 Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -8.50m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 91 di 497

94 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -8.50m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Pag. 92 di 497 Progetto Definitivo

95 Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 1_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 22 DICEMBRE :16:33 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 93 di 497

96 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 1_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :16:33 Inviluppo del taglio Pag. 94 di 497 Progetto Definitivo

97 -.2000E E E E E E-01 d= mm, z= d= e-16 mm, z= step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 7 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 1_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 22 DICEMBRE :16:33 Deformazioni CALCOLO2 Progetto Definitivo Pag. 95 di 497

98 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 2_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :39:50 Inviluppo del momento flettente Pag. 96 di 497 Progetto Definitivo

99 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 2_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 6 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :39:50 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Progetto Definitivo Pag. 97 di 497

100 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 3_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :43:10 Inviluppo del momento flettente Pag. 98 di 497 Progetto Definitivo

101 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5A)\CALCOLO 3_TIPO5_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.39 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :43:10 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 99 di 497

102 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 5 (R5B) I diaframmi in esame sono quelli della rampa di uscita; in fase definitiva questi diaframmi funzionano a sbalzo ma durante le fasi di scavo è previsto un ordine di puntoni provvisionali a 0.80m da testa diaframma; i diaframmi hanno un altezza complessiva di 16.00m (compresa la trave di correa di altezza pari a 0.60m) e spessore di 0.80m, superiormente presentano un muretto di altezza pari a 1.70m. Ai fini del calcolo si considera il diaframma di altezza pari a 16.00m, vincolato in fase provvisionale alla quota di 0.80 rispetto la testa del diaframma stesso attraverso un vincolo elastico di rigidezza confrontabile con quella del puntone utilizzato e vincolato in fase definitiva solo al piede (quindi a sbalzo) attraverso un vincolo fisso che simula la presenza della soletta di base. Il fondo scavo si assume pari a 6.90m da testa diaframma; in tale quota è compreso anche uno scavo di 0.50m necessario per l'alloggiamento del tubo drenante Φ30 al di sotto della soletta di base. Il calcolo del diaframma viene condotto seguendo le fasi di realizzazione degli scavi individuando le seguenti configurazioni significative: -configurazione n 1 : scavo iniziale a quota 1.50m da sommità diaframma di calcolo; -configurazione n 2 : inserimento puntone provvisorio a quota 0.80 m da sommità diaframma di calcolo e raggiungimento fondo scavo a quota -6.90m; -configurazione n 3 : realizzazione soletta di base e rimozione del puntone provvisionale. A favore di sicurezza, si assume un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2, uniformemente distribuito a monte della paratia; infatti tale carico risulta più gravoso di quello che tiene conto del traffico ferroviario sul binario provvisorio, allestito a nord dell'attuale sede ferroviaria, pari a q=40kn/m 2, ma agente solamente sulla larghezza di 2.60m della traversa. Oltre al sovraccarico accidentale si considera anche l azione dei carichi trasmessi dalle fondazioni dei fabbricati adiacenti alla galleria in progetto; il piano di posa delle fondazioni dei fabbricati è stato assunto alla profondità di circa -1.00m rispetto la testa del diaframma ed il carico trasmesso al terreno è stato assunto pari a 400 kn/m. Nel modello di calcolo tale azione è stata schematizzata come un carico nastriforme di intensità pari a 200 kn/m 2 su un impronta di larghezza pari a 2.00m. La distanza dei fabbricati dai diaframmi di calcolo si è assunta pari a 8.00m. Pertanto risulta: Pag. 100 di 497 Progetto Definitivo

103 CALCOLO1 - p = a g ( γ h q) / = 0.184*(20* *0.6)=27.60 kpa SLE (ultimazione strutture d h t + int.) CALCOLO2 - p = a g ( γ h q) / = 0.213*(20* *0.6)=31.95 kpa SLU (al termine fase di d h t + scavo) CALCOLO3 - p = a g ( γ h q) int.) / = 0.322*(20* *0.6)=48.30 kpa SLU (ultimazione strutture d h t + Di seguito si descrivono brevemente gli step di calcolo implementati nel codice Paratie 7.0. CALCOLO1 Nel CALCOLO1, che utilizza i parametri di resistenza drenati caratteristici, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -6.90m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 101 di 497

104 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 1_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= S= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa LCUR V S S S profilo1 S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :09:14 Schema a fondo scavo Pag. 102 di 497 Progetto Definitivo

105 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 1_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= S= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa LCUR V S S S profilo1 S S S S C C C profilo C C C C profilo profilo FASE 6 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :09:49 Schema a lungo termine CALCOLO2 Nel CALCOLO2, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -6.90m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Progetto Definitivo Pag. 103 di 497

106 Ovviamente nel CALCOLO2 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. CALCOLO3 Nel CALCOLO3, che utilizza i parametri di resistenza drenati di progetto, gli step di calcolo implementati sono i seguenti: Step 1 : Condizioni geostatiche Step 2 : Scavo a -1.50m, al di sotto dei puntoni provvisionali Step 3 : Esecuzione dei puntoni provvisionali a -0.80m Step 4 : Raggiungimento fondo scavo a -6.90m Step 5 : Esecuzione soletta di fondo Step 6 : Rimozione puntone, realizzazione soletta superiore e riduzione all 80% del valore iniziale di E cls Step 7 : Incremento di spinta del terreno dovuta ad evento sismico utilizzando a h/g = m/s 2, e adozione di coefficienti di spinta passiva k ph valutati secondo l espressione di Caquot-Kerisel con δ/φ =0. Anche nel CALCOLO3 le deformazioni perdono di significato e non verranno pertanto riportate. Pag. 104 di 497 Progetto Definitivo

107 Output CALCOLO M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 1_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :06:04 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 105 di 497

108 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 1_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :06:04 Inviluppo del taglio Pag. 106 di 497 Progetto Definitivo

109 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 1_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E-01 d= mm, z= step 7 step 6 step 5 step 4 step 3 step 2 step 1 d= e-17 mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 7 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :06:04 Deformazioni CALCOLO2 Progetto Definitivo Pag. 107 di 497

110 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 2_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :58:05 Inviluppo del momento flettente Pag. 108 di 497 Progetto Definitivo

111 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 2_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :58:05 Inviluppo del taglio CALCOLO3 Progetto Definitivo Pag. 109 di 497

112 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 3_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.: 1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :58:52 Inviluppo del momento flettente Pag. 110 di 497 Progetto Definitivo

113 V= kn/m, z= V= kn/m, z= Step 7 Step 6 Step 5 Step 4 Step 3 Step 2 Step TAGLI [kn/m] INVILUPPO DA 1 A 7 SCALA GEOM.:1.24 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E 7.00 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\diaframmi BPM SISMA ORIZZONTALE RIDOTTO\SEZIONE TIPO 5 (R5B)\CALCOLO 3_TIPO_R5B_R_HIST00 Force units= KN Length units= M 6 DICEMBRE :58:52 Inviluppo del taglio Progetto Definitivo Pag. 111 di 497

114 2.2. VERIFICHE Di seguito sono riportate le verifiche eseguite per le sollecitazioni massime. Per i tabulati di uscita del programma di calcolo si rimanda agli Allegati. Si assume la seguente convenzione sul segno del momento flettente: positivo : tese le fibre lato scavo, negativo : tese le fibre lato terreno. Per le verifiche di resistenza agli S.L.U., per il momento positivo e per il momento negativo, si considera il massimo momento flettente associato sia allo sforzo normale minimo dovuto al peso proprio del diaframma, sia allo sforzo normale massimo che tiene conto oltre al peso proprio del diaframma stesso, anche dell'azione massima trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma (cautelativamente anche per quelle configurazioni in cui non sia stata ancora realizzata la soletta di copertura). Per i diaframmi si assume un ricoprimento di 60mm misurato a partire dalle barre più esterne (staffe Φ16) DIAFRAMMI SEZIONE TIPO1 Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Pag. 112 di 497 Progetto Definitivo

115 Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.30 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.30 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.60*25.00*5.30*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 113 di 497

116 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 114 di 497 Progetto Definitivo

117 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.05*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.05*20*1.5 = KN di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.05*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 115 di 497

118 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 116 di 497 Progetto Definitivo

119 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 2.80 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 2.80 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.60*25.00*2.80*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 117 di 497

120 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 3.09 > 1.0. Pag. 118 di 497 Progetto Definitivo

121 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.05*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.05*20*1.5 = KN di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.05*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 119 di 497

122 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 3.47 > 1.0. Pag. 120 di 497 Progetto Definitivo

123 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 121 di 497

124 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.62 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.79 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 122 di 497 Progetto Definitivo

125 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.62 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.41 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 123 di 497

126 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 3.47 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.42 (STEP7) > FS=2 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.41 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.49 (STEP7) > FS=1 Pag. 124 di 497 Progetto Definitivo

127 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 125 di 497

128 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 126 di 497 Progetto Definitivo

129 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 127 di 497

130 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Pag. 128 di 497 Progetto Definitivo

131 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Momento negativo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Progetto Definitivo Pag. 129 di 497

132 Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 130 di 497 Progetto Definitivo

133 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 131 di 497

134 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 132 di 497 Progetto Definitivo

135 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Progetto Definitivo Pag. 133 di 497

136 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 18Φ Ok Pag. 134 di 497 Progetto Definitivo

137 DIAFRAMMI IN CORRISPONDENZA CAMERA DI VENTILAZIONE (ZONA CV1) Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.00 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.00 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.60*25.00*5.00*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 135 di 497

138 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 136 di 497 Progetto Definitivo

139 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.25*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.25*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.25*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 137 di 497

140 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 138 di 497 Progetto Definitivo

141 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 8.75 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 8.75 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.60*25.00*8.75*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 139 di 497

142 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø30 più 7Ø30 lato terreno e 18Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.22 > 1.0. Pag. 140 di 497 Progetto Definitivo

143 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.25*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.25*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.25*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 141 di 497

144 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 60 cm, armata con 12Ø30 più 7Ø30 lato terreno e 18Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.30 > 1.0. Pag. 142 di 497 Progetto Definitivo

145 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 143 di 497

146 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.62 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.72 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 144 di 497 Progetto Definitivo

147 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.62 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.29 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 145 di 497

148 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 3.23 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.32 (STEP7) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.35 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.41 (STEP7) > FS=1 Pag. 146 di 497 Progetto Definitivo

149 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 147 di 497

150 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 148 di 497 Progetto Definitivo

151 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 149 di 497

152 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Pag. 150 di 497 Progetto Definitivo

153 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Momento negativo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Progetto Definitivo Pag. 151 di 497

154 Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 152 di 497 Progetto Definitivo

155 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 153 di 497

156 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 154 di 497 Progetto Definitivo

157 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Progetto Definitivo Pag. 155 di 497

158 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 18Φ Ok Pag. 156 di 497 Progetto Definitivo

159 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 2 Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.90 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.90 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*5.90*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 157 di 497

160 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 158 di 497 Progetto Definitivo

161 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.25*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.25*20*1.5 = KN di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.25*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 159 di 497

162 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.39 > 1.0. Pag. 160 di 497 Progetto Definitivo

163 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.00 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.00 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*5.00*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 161 di 497

164 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.49 > 1.0. Pag. 162 di 497 Progetto Definitivo

165 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*4.25*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*4.25*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*4.25*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 163 di 497

166 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.61 > 1.0. Pag. 164 di 497 Progetto Definitivo

167 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 165 di 497

168 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.57 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 166 di 497 Progetto Definitivo

169 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.21 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 167 di 497

170 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.04 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 1.59 (STEP7) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.04 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.11 (STEP7) > FS=1 Pag. 168 di 497 Progetto Definitivo

171 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 169 di 497

172 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 170 di 497 Progetto Definitivo

173 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 171 di 497

174 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 172 di 497 Progetto Definitivo

175 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Momento negativo: Progetto Definitivo Pag. 173 di 497

176 Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 174 di 497 Progetto Definitivo

177 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 175 di 497

178 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 176 di 497 Progetto Definitivo

179 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 177 di 497

180 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 18Φ Ok Pag. 178 di 497 Progetto Definitivo

181 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO 3,4 Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.90 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.90 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*5.90*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 179 di 497

182 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.24 > 1.0. Pag. 180 di 497 Progetto Definitivo

183 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*3.65*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*3.65*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*3.65*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 181 di 497

184 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 182 di 497 Progetto Definitivo

185 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.00 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.00 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*5.00*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 183 di 497

186 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.49 > 1.0. Pag. 184 di 497 Progetto Definitivo

187 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*3.65*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*3.65*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*3.65*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 185 di 497

188 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.59 > 1.0. Pag. 186 di 497 Progetto Definitivo

189 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 187 di 497

190 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.57 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 188 di 497 Progetto Definitivo

191 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.21 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 189 di 497

192 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.04 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 1.59 (STEP7) > FS=1 (in assenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.04 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.11 (STEP7) > FS=1 Pag. 190 di 497 Progetto Definitivo

193 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 191 di 497

194 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 192 di 497 Progetto Definitivo

195 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 193 di 497

196 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 194 di 497 Progetto Definitivo

197 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Momento negativo: Progetto Definitivo Pag. 195 di 497

198 Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 196 di 497 Progetto Definitivo

199 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 197 di 497

200 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 198 di 497 Progetto Definitivo

201 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 199 di 497

202 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 18Φ Ok Pag. 200 di 497 Progetto Definitivo

203 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO AG Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.90 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*16.20*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 201 di 497

204 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 15Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.30 > 1.0. Pag. 202 di 497 Progetto Definitivo

205 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*5.90*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*5.90*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*5.90*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 203 di 497

206 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 15Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.38 > 1.0. Pag. 204 di 497 Progetto Definitivo

207 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*10.90*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 205 di 497

208 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 25Ø30 lato scavo e 15Ø30 più 12Ø30 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.05 > 1.0. Pag. 206 di 497 Progetto Definitivo

209 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*5.90*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*5.90*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*5.90*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 207 di 497

210 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 25Ø30 lato scavo e 15Ø30 più 7Ø30 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.11 > 1.0. Pag. 208 di 497 Progetto Definitivo

211 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 209 di 497

212 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.40 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/10 a 6 braccia. Pag. 210 di 497 Progetto Definitivo

213 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.26 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 211 di 497

214 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.07 (STEP14) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 1.61 (STEP14) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.15 (STEP10) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.15 (STEP13) > FS=1 Pag. 212 di 497 Progetto Definitivo

215 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 213 di 497

216 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 214 di 497 Progetto Definitivo

217 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 215 di 497

218 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 216 di 497 Progetto Definitivo

219 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 15Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 15Φ Ok Momento negativo: Progetto Definitivo Pag. 217 di 497

220 Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 218 di 497 Progetto Definitivo

221 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 219 di 497

222 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 220 di 497 Progetto Definitivo

223 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Progetto Definitivo Pag. 221 di 497

224 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 18Φ Ok Pag. 222 di 497 Progetto Definitivo

225 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO LB Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 6.00 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 6.00 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*6.00*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 223 di 497

226 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 224 di 497 Progetto Definitivo

227 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*5.43*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*5.43*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*5.43*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 225 di 497

228 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø26 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N MAX = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Pag. 226 di 497 Progetto Definitivo

229 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*11.00*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 227 di 497

230 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.65 > 1.0. Pag. 228 di 497 Progetto Definitivo

231 condizioni con momento flettente max e sforzo normale max l'azione trasmessa dalla soletta di copertura al diaframma si assume pari a circa P= kn (valore quest'ultimo che tiene conto: del peso proprio della soletta = 2.5*0.80*5.43*25*1.3 = kn del peso di uno strato di terreno di spessore 1.00m = 2.5*1*5.43*20*1.5 = Kn di un sovraccarico accidentale pari a 20 kn/m 2 ) = 2.5*20*5.43*0.6 = kn. Pertanto, le sollecitazioni per la verifica del calcestruzzo risultano: N MAX = = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 229 di 497

232 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø26 più 7Ø26 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N MAX = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.83 > 1.0. Pag. 230 di 497 Progetto Definitivo

233 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 231 di 497

234 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.52 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 232 di 497 Progetto Definitivo

235 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.10 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 233 di 497

236 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 2.04 (STEP9) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 1.65 (STEP9) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 1.03 (STEP8) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 1.16 (STEP9) > FS=1 Pag. 234 di 497 Progetto Definitivo

237 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 235 di 497

238 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 236 di 497 Progetto Definitivo

239 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 237 di 497

240 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 238 di 497 Progetto Definitivo

241 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Momento negativo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Progetto Definitivo Pag. 239 di 497

242 Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 240 di 497 Progetto Definitivo

243 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 241 di 497

244 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 242 di 497 Progetto Definitivo

245 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Progetto Definitivo Pag. 243 di 497

246 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 18Φ Ok Pag. 244 di 497 Progetto Definitivo

247 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO R5A Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 6.30 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 6.30 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*6.30*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 245 di 497

248 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 25Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 3.12 > 1.0. Pag. 246 di 497 Progetto Definitivo

249 Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 7.70 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 7.70 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*7.70*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 247 di 497

250 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 25Ø30 più 12Ø30 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.38 > 1.0. Taglio Si verifica che risulti: Pag. 248 di 497 Progetto Definitivo

251 VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 249 di 497

252 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.51 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 250 di 497 Progetto Definitivo

253 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.09 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 251 di 497

254 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 4.89 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 3.49 (STEP7) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 2.18 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 2.24 (STEP7) > FS=1 Pag. 252 di 497 Progetto Definitivo

255 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 253 di 497

256 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 254 di 497 Progetto Definitivo

257 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 255 di 497

258 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Pag. 256 di 497 Progetto Definitivo

259 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 25Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 25Φ Ok Progetto Definitivo Pag. 257 di 497

260 Momento negativo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 258 di 497 Progetto Definitivo

261 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 259 di 497

262 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 260 di 497 Progetto Definitivo

263 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 261 di 497

264 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 18Φ Ok Pag. 262 di 497 Progetto Definitivo

265 DIAFRAMMI SEZIONI TIPO R5B Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Le sollecitazioni di verifica vengono desunte dal seguente inviluppo di azioni: S d = più gravoso tra [(1.30*S CALCOLO1 ); (S CALCOLO2 ); (S CALCOLO3 )] ove le sollecitazioni S CALCOLO1 sono moltiplicate per un coefficiente parziale 1.30 derivando in gran parte da azioni permanenti. Momento positivo: Il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 5.30 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 5.30 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*5.30*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 263 di 497

266 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 12Ø30 lato terreno e 18Ø30 più 7Ø30 lato scavo; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. N min = kN. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 4.35 > 1.0. Momento negativo: il momento flettente massimo nel diaframma, si trova a quota 6.10 m e vale: condizioni con momento flettente max e sforzo normale min Pag. 264 di 497 Progetto Definitivo

267 M MAX = *2.5 = knm. A tale quota (x = 6.10 m) lo sforzo normale dovuto al peso proprio del diaframma risulta: N pp = -0.80*25.00*6.10*2.5*1.3 = kn Pertanto le sollecitazioni per la verifica dell' acciaio risultano: N min = kn M MAX = knm Progetto Definitivo Pag. 265 di 497

268 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 250 x 80 cm, armata con 18Ø30 lato scavo e 12Ø30 più 7Ø30 lato terreno; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm, N min = kn. Il coefficiente di sicurezza a rottura ad azione assiale costante è pari a 1.45 > 1.0. Taglio Pag. 266 di 497 Progetto Definitivo

269 Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 267 di 497

270 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.85 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ16/15 a 6 braccia. Pag. 268 di 497 Progetto Definitivo

271 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.53 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 7.06 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.80 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 269 di 497

272 Verifiche di deformabilità della paratia L entità delle deformazioni desunta dal CALCOLO 1) deve essere compatibile con la funzionalità della struttura. Pertanto le deformazioni desunte dal calcolo, riportate nel relativo paragrafo, sono ritenute accettabili. Verifiche di equilibrio della paratia Occorre verificare che il rapporto tra la spinta passiva mobilitata e la spinta passiva totale sia in ciascun calcolo superiore al fattore di sicurezza FS di seguito specificato. CALCOLO 1) S PM /S PTot = 6.16 (STEP7) > FS=2 (in assenza di sisma) CALCOLO 1) S PM /S PTot = 4.41 (STEP7) > FS=1 (in presenza di sisma) CALCOLO 2) S PM /S PTot = 2.61 (STEP6) > FS=1 CALCOLO 3) S PM /S PTot = 2.71 (STEP7) > FS=1 Pag. 270 di 497 Progetto Definitivo

273 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Momento positivo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 271 di 497

274 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 272 di 497 Progetto Definitivo

275 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 273 di 497

276 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Pag. 274 di 497 Progetto Definitivo

277 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 12Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 12Φ Ok Progetto Definitivo Pag. 275 di 497

278 Momento negativo: Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione rara, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 276 di 497 Progetto Definitivo

279 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO RARA: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 277 di 497

280 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 278 di 497 Progetto Definitivo

281 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 279 di 497

282 Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = 18 N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ30 18Φ Ok COMB. quasi perm, Φ30 18Φ Ok Pag. 280 di 497 Progetto Definitivo

283 2.3. DIMENSIONAMENTO PUNTONI PROVVISIONALI I puntoni utilizzati nei diaframmi precedentemente studiati risultano riconducibili a tre diverse tipologie: Puntone A: Φ=508 mm, s= 6.3 mm; Puntone B: Φ=508 mm, s= 8.8 mm; Puntone C: Φ=508 mm, s= 10 mm. Per ognuna delle tipologie si individua la situazione più gravosa, che si verifica in concomitanza dello sforzo normale massimo e della lunghezza massima del puntone PUNTONE A Tale tipologia di puntoni è utilizzata per una luce massima di m ed è interessata da uno sforzo normale max di: N max, puntoni = *2.50 = kn Si prevede di utilizzare tubi metallici a sezione circolare che presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : Φ = diametro esterno = s = spessore = 508 mm; 6.3 mm; A = sezione metallica = 99.3 cm 2 ; W = 1230 cm 3 ; J = cm 4 ; ρ = raggio di inerzia= 17.7 cm; P= peso = 80 kg/m Si procede alla verifica d instabilità dell elemento nella quale si considera oltre lo sforzo normale massimo, il momento massimo dato dal peso proprio del puntone fattorizzato per 1,3 pari a: M = q*l 2 / 8 = 80 * (11.67) 2 * 1,3 = 1771 kg * m Progetto Definitivo Pag. 281 di 497

284 VERIFICA DI STABILITA' DI ELEMENTI IN ACCIAIO PRESSOINFLESSI (secondo CNR 10011) area della sezione cmq A coefficiente ω 1.24 momento d'inerzia cm 4 J modulo elastico dan/cmq E modulo di resistenza cm 3 W lunghezza libera d'inflessione cm l 1167 carico critico euleriano dan N cr ν 1 momento flettente di calcolo dan*cm M sforzo di compressione di calcolo dan N fattore di forma ψ 1 resistenza di progetto dan/cmq f d 2750 sigma stb dan/cmq σ stb coeff.sicurezza σ stb/f d 1.42 stabilità verificata Pag. 282 di 497 Progetto Definitivo

285 PUNTONE B Tale tipologia di puntoni è utilizzata per una luce massima di 5.70 m ed è interessata da uno sforzo normale max di: N max, puntoni = *2.50 = kn Si prevede di utilizzare tubi metallici a sezione circolare che presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : Φ = diametro esterno = s = spessore = 508 mm; 8.8 mm; A = sezione metallica = cm 2 ; W = cm 3 ; J = cm 4 ; ρ = raggio di inerzia= cm; P= peso = 110 kg/m Si procede alla verifica d instabilità dell elemento nella quale si considera oltre lo sforzo normale massimo, il momento massimo dato dal peso proprio del puntone fattorizzato per 1,3 pari a: M = q*l 2 / 8 = 110 * (5.70) 2 * 1,3 = 581 kg * m Progetto Definitivo Pag. 283 di 497

286 VERIFICA DI STABILITA' DI ELEMENTI IN ACCIAIO PRESSOINFLESSI (secondo CNR 10011) area della sezione cmq A coefficiente ω 1.04 momento d'inerzia cm 4 J modulo elastico dan/cmq E modulo di resistenza cm 3 W lunghezza libera d'inflessione cm l 570 carico critico euleriano dan N cr ν 1 momento flettente di calcolo dan*cm M sforzo di compressione di calcolo dan N fattore di forma ψ 1 resistenza di progetto dan/cmq f d 2750 sigma stb dan/cmq σ stb coeff.sicurezza σ stb/f d 1.68 stabilità verificata Pag. 284 di 497 Progetto Definitivo

287 PUNTONE C Tale tipologia di puntoni è utilizzata per una luce massima di m ed è interessata da uno sforzo normale max di: N max, puntoni = *2.50 = kn Si prevede di utilizzare tubi metallici a sezione circolare che presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : Φ = diametro esterno = s = spessore = 508 mm; 10 mm; A = sezione metallica = cm 2 ; W = cm 3 ; J = cm 4 ; ρ = raggio di inerzia= cm; P= peso = 125 kg/m Si procede alla verifica d instabilità dell elemento nella quale si considera oltre lo sforzo normale massimo, il momento massimo dato dal peso proprio del puntone fattorizzato per 1,3 pari a: M = q*l 2 / 8 = 125 * (11.67) 2 * 1,3 = 2767 kg * m Progetto Definitivo Pag. 285 di 497

288 VERIFICA DI STABILITA' DI ELEMENTI IN ACCIAIO PRESSOINFLESSI (secondo CNR 10011) area della sezione cmq A coefficiente ω 1.23 momento d'inerzia cm 4 J modulo elastico dan/cmq E modulo di resistenza cm 3 W lunghezza libera d'inflessione cm l 1167 carico critico euleriano dan N cr ν 1 momento flettente di calcolo dan*cm M sforzo di compressione di calcolo dan N fattore di forma ψ 1 resistenza di progetto dan/cmq f d 2750 sigma stb dan/cmq σ stb coeff.sicurezza σ stb/f d 1.41 stabilità verificata Pag. 286 di 497 Progetto Definitivo

289 3. PALANCOLATI PROVVISIONALI Nell ambito dei lavori previsti per la realizzazione della galleria S.Vitale e Cavalcavia Rimesse per la realizzazione degli scavi per l esecuzione di parte delle opere d arte in progetto, quali tratti di muro ad U oppure vani scale, etc., si devono approntare delle opere di sostegno provvisionale; tali opere constano in palancolate metalliche a sbalzo oppure puntellate superiormente attraverso tiranti. Nella presente relazione si riportano i calcoli di progetto e verifica delle principali palancolate metalliche. In particolare verranno esaminate le seguenti opere provvisionali: - Zona Fermata Rimesse: palancolato metallico (tipo A) lungo la via di quartiere (parallela al binario di progetto) a protezione dello scavo necessario per la costruzione della deviazione della fognatura (lato nord) nella zona compresa tra via delle Rimesse e la fine della nuova fermata Rimesse; - Zona Fermata Rimesse: palancolato metallico (tipo B) parallelo al binario di progetto, tra l attuale sede ferroviaria e la sede del binario provvisorio a protezione dapprima dello scavo necessario per la costruzione della deviazione della fognatura (lato nord) nella zona compresa tra via delle Rimesse e la fine della nuova fermata Rimesse, e successivamente dello scavo necessario per la realizzazione dell elevazione lato nord dei muri ad U della fermata Rimesse; - Zona Fermata Rimesse: palancolato metallico (tipo C) parallelo al binario di progetto e a sud dello stesso a protezione dello scavo necessario per la costruzione dell elevazione lato sud dei muri ad U della fermata Rimesse; - Zona Camera di Ventilazione: palancolato metallico (tipo D) in corrispondenza della Camera di Ventilazione (Zona CV2) a protezione dello scavo necessario per la costruzione della rampa attraverso cui il binario provvisorio si porta alla quota del piano campagna. Progetto Definitivo Pag. 287 di 497

290 3.1. CONDIZIONI DI VERIFICA Nell ambito delle verifiche agli Stati Limite verranno presi in esame due distinti casi di calcolo: CALCOLO 1) Coincide con il calcolo allo Stato Limite di Esercizio. Vengono considerate le resistenze caratteristiche del terreno (non affette da coefficienti di riduzione parziale). CALCOLO 1) Si ripete il calcolo di cui sopra introducendo per il terreno le resistenze di progetto (resistenze caratteristiche ridotte tramite coefficienti parziali) e i carichi accidentali amplificati di un fattore PALANCOLATO METALLICO TIPO A Corrisponde al palancolato metallico in prossimità della Fermata Rimesse lungo la via di quartiere a protezione dello scavo necessario per la costruzione della deviazione della fognatura (lato nord) nella zona compresa tra via delle Rimesse e la fine della nuova fermata Rimesse CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI NELLE PALANCOLE Il calcolo delle sollecitazioni sulle palancole provvisionali viene sviluppato tramite il programma PARATIE versione 7.0 e si riferisce ad una striscia di larghezza pari ad 1m. Si prevede di utilizzare palancole metalliche del tipo PU22 della lunghezza di 13.00m; tali palancole presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : A = sezione = W = J = cm 2 /m; 2200 cm 3 /m; cm 4 /m; P = kg/ m 2. Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto; si assume pertanto, cautelativamente, che la falda si trovi a circa da testa palancola. Pag. 288 di 497 Progetto Definitivo

291 A monte dell opera di sostegno si considera agente un sovraccarico di 20.00kN/m 2 corrispondente al traffico veicolare sulla strada; si assume una quota di fondo scavo massima pari a -6.50m da sommità palancola. Le verifiche sismiche delle palancole, essendo queste opere di tipo provvisionale, saranno omesse in quanto la durata delle palancole stesse previste in progetto, è inferiore a due anni (par del DM ). Per il calcolo della struttura si considerano le seguenti fasi : - configurazione 1 : scavo a profondità -1.00m da sommità palancola; - configurazione 2: realizzazione tiranti a quota da sommità palancola con tesatura media pari a 300 kn e interasse pari a 3.00m; - configurazione 3: raggiungimento fondo scavo a quota 6.50m da sommità palancola. Nello schema statico della struttura viene inserito il tirante come vincolo elastico con rigidezza valutata secondo la seguente relazione : K t = E i A l = i ( l + β l ) pas E A att con: E = N/mmq A = 4x139 mmq i = interasse medio tiranti: i = 3.00m lpas = lunghezza passiva = metri latt = lunghezza attiva = 9.00 metri β = coefficiente di parzializzazione lunghezza attiva = 0.5 Si deve inoltre considerare l'angolo di inclinazione dei tiranti sulla verticale. I tiranti previsti nei diaframmi sono inclinati sulla verticale di 30 ; pertanto la rigidezza di tali tiranti risulta pari a : Kt=210000*4*1.39/(3000 * ( *900))*cos30 = = N/mm/mm=2175 kn/m La componente orizzontale della pretensione risulta: Progetto Definitivo Pag. 289 di 497

292 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO A\PU22\CALCOLO 1_TIPOA_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Sp,orizz = 300*cos30 /3.00 = kn/m Lo schema statico alla base del calcolo relativamente alle tre suddette configurazioni è riportato nelle figure seguenti. L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= LCUR V S S S q=20.00 kpa S C C C C P=100.0 kn/m profilo profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :18:24 Schema a fondo scavo Pag. 290 di 497 Progetto Definitivo

293 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO A\PU22\CALCOLO 2_TIPOA_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Nelle figure successive sono riportati i diagrammi del momento flettente agli S.L.U. e delle deformazioni orizzontali del diaframma agli S.L.E.; viene riportata anche la massima azione agente nei tiranti provvisori M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 4 SCALA GEOM.:1.01 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :29:07 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 291 di 497

294 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO A\PU22\CALCOLO 1_TIPOA_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E E d= mm, z= d= mm, z= step 4 step 3 step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 4 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :28:38 Deformazioni Verifica a rottura dei trefoli Tenuto conto dell interasse dei tiranti e dell inclinazione degli stessi, dai tabulati di output riportati in allegato risulta che la massima azione nei tiranti risulta pari a : Tiro max SLU = *3.00/cos 30 = kn Dalle caratteristiche dei tiranti si evince che il tiro limite sia pari a: Tiro lim = 4*139*1670= kn Pertanto risultando Tiro max SLU < Tiro lim la verifica risulta soddisfatta. Pag. 292 di 497 Progetto Definitivo

295 VERIFICA DI RESISTENZA DELLE PALANCOLE METALLICHE Per quanto riguarda le sollecitazioni flessionali, dall analisi dei tabulati di output riportati in allegato, si desume che il valore di sollecitazione massima nella palancola risulta pari a : M max = knm/m Verificando la sezione a flessione si ottiene la seguente sollecitazione nel materiale : σ max = M max / W = (285.59*10 6 ) / (2200*10 3 ) = N/mm 2 < 275 N/mm PALANCOLATO METALLICO TIPO B Corrisponde al palancolato metallico in prossimità della Fermata Rimesse parallelo al binario di progetto, tra l attuale sede ferroviaria e la sede del binario provvisorio a protezione dapprima dello scavo necessario per la costruzione della deviazione della fognatura (lato nord) nella zona compresa tra via delle Rimesse e la fine della nuova fermata Rimesse, e successivamente dello scavo necessario per la realizzazione dell elevazione lato nord dei muri ad U della fermata Rimesse CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI NELLE PALANCOLE Il calcolo delle sollecitazioni sulle palancole provvisionali viene sviluppato tramite il programma PARATIE versione 7.0 e si riferisce ad una striscia di larghezza pari ad 1m. Si prevede di utilizzare palancole metalliche del tipo PU22 della lunghezza di 12.00m; tali palancole presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : A = sezione = W = J = cm 2 /m; 2200 cm 3 /m; cm 4 /m; P = kg/ m 2. Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto; si assume pertanto, cautelativamente, che la falda si trovi a circa da testa palancola. Progetto Definitivo Pag. 293 di 497

296 A monte dell opera di sostegno si considera agente un sovraccarico di 30.00kN/m 2 corrispondente in un primo momento al traffico ferroviario sul binario esistente ed in esercizio quando si scava per la costruzione della deviazione della fognatura (lato nord) nella zona compresa tra via delle Rimesse e la fine della nuova fermata Rimesse e in un secondo momento al traffico ferroviario sul binario provvisorio quando, deviato il traffico su tale binario provvisorio si scava per la realizzazione dell elevazione lato nord dei muri ad U della fermata Rimesse. Essendo la quota del piano ferro variabile nella zona in esame, è evidente che anche la quota di fondo scavo risulterà variabile con un picco massimo pari a 4.00 m. Pertanto, a favore di sicurezza nel calcolo si assume una quota di fondo scavo massima pari a -4.00m da sommità palancola. Le verifiche sismiche delle palancole, essendo queste opere di tipo provvisionale, saranno omesse in quanto la durata delle palancole stesse previste in progetto, è inferiore a due anni ( par del DM ). Per il calcolo della struttura si considera la seguente unica fase : - configurazione 1 : scavo a profondità -4.00m da sommità palancola. Lo schema statico alla base del calcolo relativamente alla suddetta configurazione è riportato nella figura seguente. Pag. 294 di 497 Progetto Definitivo

297 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO B\PU22\CALCOLO 1_TIPOB_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= LCUR V S S q=30.00 kpa C C profilo profilo profilo FASE 2 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :19:25 Schema a fondo scavo Nelle figure successive sono riportati i diagrammi del momento flettente agli S.L.U. e delle deformazioni orizzontali del diaframma agli S.L.E.; viene riportata anche la massima azione agente nei tiranti provvisori. Progetto Definitivo Pag. 295 di 497

298 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO B\PU22\CALCOLO 2_TIPOB_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= Step 2 Step M= kn*m/m, z= MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 2 SCALA GEOM.: 0.93 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :32:48 Inviluppo del momento flettente Pag. 296 di 497 Progetto Definitivo

299 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO B\PU22\CALCOLO 1_TIPOB_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E E-01 d= mm, z= step 2 step 1 d= mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 2 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :32:14 Deformazioni Progetto Definitivo Pag. 297 di 497

300 VERIFICA DI RESISTENZA DELLE PALANCOLE METALLICHE Per quanto riguarda le sollecitazioni flessionali, dall analisi dei tabulati di output riportati in allegato, si desume che il valore di sollecitazione massima nella palancola risulta pari a : M max = knm/m Verificando la sezione a flessione si ottiene la seguente sollecitazione nel materiale : σ max = M max / W = (560.04*10 6 ) / (2200*10 3 ) = N/mm 2 < 275 N/mm PALANCOLATO METALLICO TIPO C Corrisponde al palancolato metallico in prossimità della Fermata Rimesse parallelo al binario di progetto e a sud dello stesso a protezione dello scavo necessario per la costruzione della dell elevazione lato sud dei muri ad U della fermata Rimesse; CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI NELLE PALANCOLE Il calcolo delle sollecitazioni sulle palancole provvisionali viene sviluppato tramite il programma PARATIE versione 7.0 e si riferisce ad una striscia di larghezza pari ad 1m. Si prevede di utilizzare palancole metalliche del tipo PU22 della lunghezza di 12.00m; tali palancole presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : A = sezione = W = J = cm 2 /m; 2200 cm 3 /m; cm 4 /m; P = kg/ m 2. Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto; si assume pertanto, cautelativamente, che la falda si trovi a circa da testa palancola. A monte dell opera di sostegno si considera agente un sovraccarico di 20.00kN/m 2 corrispondente ad un eventuale movimentazione di macchinari da cantiere; si assume una quota di fondo scavo massima pari a -5.70m da sommità palancola. Pag. 298 di 497 Progetto Definitivo

301 Le verifiche sismiche delle palancole, essendo queste opere di tipo provvisionale, saranno omesse in quanto la durata delle palancole stesse previste in progetto, è inferiore a due anni ( par del DM ). Per il calcolo della struttura si considerano le seguenti fasi : - configurazione 1 : scavo a profondità -1.50m da sommità palancola; - configurazione 2: realizzazione tiranti a quota da sommità palancola con tesatura media pari a 300 kn e interasse pari a 3.60m; - configurazione 3: raggiungimento fondo scavo a quota 5.70m da sommità palancola. Nello schema statico della struttura viene inserito il tirante come vincolo elastico con rigidezza valutata secondo la seguente relazione : K t = E i A l = i ( l + β l ) pas E A att con: E = N/mmq A = 4x139 mmq i = interasse medio tiranti: i = 3.60m lpas = lunghezza passiva = metri latt = lunghezza attiva = 8.00 metri β = coefficiente di parzializzazione lunghezza attiva = 0.5 Si deve inoltre considerare l'angolo di inclinazione dei tiranti sulla verticale. I tiranti previsti nei diaframmi sono inclinati sulla verticale di 30 ; pertanto la rigidezza di tali tiranti risulta pari a : Kt=210000*4*1.39/(3600 * ( *800))*cos30 = = N/mm/mm=2000 kn/m La componente orizzontale della pretensione risulta: Sp,orizz = 300*cos30 /3.60 = kn/m Lo schema statico alla base del calcolo relativamente alle tre suddette configurazioni è riportato nelle figure seguenti. Progetto Definitivo Pag. 299 di 497

302 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO C\PU22\CALCOLO 1_TIPOC_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= LCUR V S S q=20.00 kpa S S C C C C P=90.91 kn/m profilo profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :20:08 Schema a fondo scavo Pag. 300 di 497 Progetto Definitivo

303 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO C\PU22\CALCOLO 2_TIPOC_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Nelle figure successive sono riportati i diagrammi del momento flettente agli S.L.U. e delle deformazioni orizzontali del diaframma agli S.L.E.; viene riportata anche la massima azione agente nei tiranti provvisori M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 4 SCALA GEOM.:0.93 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :38:10 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 301 di 497

304 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO C\PU22\CALCOLO 1_TIPOC_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E d= mm, z= step 4 step 3 step 2 step 1 d= mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 4 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :37:38 Deformazioni Verifica a rottura dei trefoli Tenuto conto dell interasse dei tiranti e dell inclinazione degli stessi, dai tabulati di output riportati in allegato risulta che la massima azione nei tiranti risulta pari a : Tiro max SLU = *3.00/cos 30 = kn Dalle caratteristiche dei tiranti si evince che il tiro limite sia pari a: Tiro lim = 4*139*1670= kn Pertanto risultando Tiro max SLU < Tiro lim la verifica risulta soddisfatta VERIFICA DI RESISTENZA DELLE PALANCOLE METALLICHE Per quanto riguarda le sollecitazioni flessionali, dall analisi dei tabulati di output riportati in allegato, si desume che il valore di sollecitazione massima nella palancola risulta pari a : Pag. 302 di 497 Progetto Definitivo

305 M max = knm/m Verificando la sezione a flessione si ottiene la seguente sollecitazione nel materiale : σ max = M max / W = (168.68*10 6 ) / (2200*10 3 ) = N/mm 2 < 275 N/mm PALANCOLATO METALLICO TIPO D Corrisponde al palancolato metallico in prossimità della Camera di Ventilazione (zona CV2) parallelo al binario provvisorio nella zona indicata a protezione dello scavo necessario per la costruzione della rampa attraverso cui il binario provvisorio si porta alla quota del piano campagna CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI NELLE PALANCOLE Il calcolo delle sollecitazioni sulle palancole provvisionali viene sviluppato tramite il programma PARATIE versione 7.0 e si riferisce ad una striscia di larghezza pari ad 1m. Si prevede di utilizzare palancole metalliche del tipo PU18 della lunghezza di 12.00m; tali palancole presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : A = sezione = cm 2 /m; W = 1800 cm 3 /m; J = cm 4 /m; P = kg/ m 2. Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto; si assume pertanto, cautelativamente, che la falda si trovi a circa da testa palancola. A monte dell opera di sostegno si considera agente un sovraccarico di 20.00kN/m 2 corrispondente al traffico veicolare sulla strada; si assume una quota di fondo scavo massima pari a -3.50m da sommità palancola. Trattandosi di uno scavo per la realizzazione di una rampa ed essendo il piano campagna a quota circa costante la quota di fondo scavo risulterà variabile con un valore massimo pari a Progetto Definitivo Pag. 303 di 497

306 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO D\PU18\CALCOLO 1_TIPOD_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl -3.50m da sommità palancola; nella parte finale del tratto considerato, data la minore altezza di scavo, si pensa infatti di utilizzare delle palancole di minore altezza. A favore di sicurezza nel calcolo si assume una quota di fondo scavo pari a -3.50m da sommità palancola. Le verifiche sismiche delle palancole, essendo queste opere di tipo provvisionale, saranno omesse in quanto la durata delle palancole stesse previste in progetto, è inferiore a due anni ( par del DM ). Per il calcolo della struttura si considera la seguente unica fase : - configurazione 1 : scavo a profondità -3.50m da sommità palancola. Lo schema statico alla base del calcolo relativamente alla suddetta configurazione è riportato nella figura seguente. L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= D= qf=200.0 kpa q=20.00 kpa S= LCUR V S S C C profilo profilo profilo FASE 2 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :20:48 Schema a fondo scavo Pag. 304 di 497 Progetto Definitivo

307 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO D\PU18\CALCOLO 2_TIPOD_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl Nelle figure successive sono riportati i diagrammi del momento flettente agli S.L.U. e delle deformazioni orizzontali del diaframma agli S.L.E.; viene riportata anche la massima azione agente nei tiranti provvisori M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 2 SCALA GEOM.: 0.93 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :39:41 Inviluppo del momento flettente Progetto Definitivo Pag. 305 di 497

308 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\TIPO D\PU18\CALCOLO 1_TIPOD_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E E-01 d= mm, z= d= e-17 mm, z= step 2 step FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 2 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E GENNAIO :38:53 Deformazioni Pag. 306 di 497 Progetto Definitivo

309 VERIFICA DI RESISTENZA DELLE PALANCOLE METALLICHE Per quanto riguarda le sollecitazioni flessionali, dall analisi dei tabulati di output riportati in allegato, si desume che il valore di sollecitazione massima nella palancola risulta pari a : M max = knm/m Verificando la sezione a flessione si ottiene la seguente sollecitazione nel materiale : σ max = M max / W = (315.11*10 6 ) / (1800*10 3 ) = N/mm 2 < 275 N/mm 2 Progetto Definitivo Pag. 307 di 497

310 4. BERLINESE IN CORRISPONDENZA 1 PONTE FS In corrispondenza del 1 Ponte ferroviario (zona Fermata Rimesse) a protezione dello scavo necessario per la costruzione del muro ad U (sezione tipo 6) ed a protezione delle fondazioni del ponte stesso sono previste due Berlinesi parallele al binario di progetto sui lati sud e nord CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI Il calcolo delle sollecitazioni sulle berlinesi viene sviluppato tramite il programma PARATIE versione 7.0 e si riferisce ad una striscia di larghezza pari ad 1m. Si prevede di utilizzare tubi metallici a sezione circolare della lunghezza di 7.00m; tali tubi presentano le seguenti caratteristiche geometrico inerziali : Φ = diametro esterno = s = spessore = mm; 8 mm; A = sezione metallica = 42.7 cm 2 ; W = 173 cm 3 ; J = 1541 cm 4. I tubi vengono allineati con un interasse pari a i=0.50m; in sommità i tubi metallici vengono resi solidali attraverso una trave di correa in c.a..vengono poi predisposti dei puntoni metallici provvisionali ogni 4 metri in corrispondenza della trave di correa precedentemente citata. Come evidenziato dalle letture piezometriche i livelli di falda risultano bassi e tali da non interferire con l opera in progetto; si assume pertanto, cautelativamente, che la falda si trovi a circa da testa palancola. A monte dell opera di sostegno si considera agente un sovraccarico di 10.00kN/m 2. Pag. 308 di 497 Progetto Definitivo

311 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\BERLINESE\CALCOLO 1_BERLINESE_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl A favore di sicurezza nel calcolo si assume una quota di fondo scavo massima pari a -3.50m da sommità berlinese. Per il calcolo della struttura si considerano le seguenti fasi : - configurazione 1 : scavo a profondità -0.50m da sommità palancola; - configurazione 2: realizzazione tiranti a quota da sommità palancola con tesatura media pari a 300 kn e interasse pari a 3.60m; - configurazione 3: raggiungimento fondo scavo a quota 3.50m da sommità palancola. Lo schema statico alla base del calcolo relativamente alla suddetta configurazione è riportato nella figura seguente. L= LeftWall Y= STRATIGRAFIA Q= LCUR V S S S S q=10.00 kpa C C C C profilo profilo profilo FASE 4 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :48:15 Schema a fondo scavo Nelle figure successive sono riportati i diagrammi del momento flettente agli S.L.U. e delle deformazioni orizzontali del diaframma agli S.L.E.; viene riportata anche la massima azione agente nei tiranti provvisori. Progetto Definitivo Pag. 309 di 497

312 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\BERLINESE\CALCOLO 1_BERLINESE_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl M= kn*m/m, z= M= kn*m/m, z= Step 4 Step 3 Step 2 Step MOMENTI FLETTENTI [kn*m/m] INVILUPPO DA 1 A 4 SCALA GEOM.:0.54 * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :41:05 Inviluppo del momento flettente Pag. 310 di 497 Progetto Definitivo

313 JOB: History 0 - Bologna PotoMaggiore-Dfr sezione tipo 1-CALCOLO1 C:\PROGETTI\IA-PROGETTI\bpm\calcolo diaframmi e palancole\palancolati METALLICI E BERLINESI\BERLINESE\CALCOLO 1_BERLINESE_R_HIST00 Force units= KN Length units= M METRO ENGINEERING Srl E E E E E d= mm, z= step 4 step 3 step 2 step 1 d= mm, z= FATTORE SCALA: FATTORE AMPLIF.: DEFORMATA PASSI 1 / 4 [m] * Ce.A.S. S.r.l. Milano * P A R A T I E DICEMBRE :41:05 Deformazioni Progetto Definitivo Pag. 311 di 497

314 VERIFICA DI RESISTENZA DEI TUBI METALLICI Per quanto riguarda le sollecitazioni flessionali, dall analisi dei tabulati di output riportati in allegato, si desume che il valore di sollecitazione massima risulta pari a : M max = knm/m L azione agente su ogni singolo palo metallico risulta: M tubo = M max * interasse tubi = * 0.50 = knm Verificando la sezione a flessione si ottiene la seguente sollecitazione nel materiale : σ max = M tubo / W = (20.11*10 6 ) / (173*10 3 ) = N/mm 2 < 275 N/mm 2 Pag. 312 di 497 Progetto Definitivo

315 5. SOLAIO DI COPERTURA DELLA GALLERIA A LASTRE ALVEOLARI PREFABBRICATE AUTOPORTANTI IN C.A.P Sebbene il getto del solaio di copertura avvenga in tempi diversi rispetto a quello della sella sulla testa del diaframma la solidarizzazione dei due elementi viene comunque garantita attraverso apposite barre di armatura annegate nella parte terminale del diaframma che costituiscono dei ferri di ripresa per il solaio di copertura. Ai fini del dimensionamento dei solai si considerano 4 zone caratteristiche: - solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo 1, 2, CV1 e CV2; - solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo 3; - solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo 4 - solaio di copertura in corrispondenza delle sezioni tipo LB Carichi e sezioni tipo adottate I carichi considerati ai fini del dimensionamento del solaio sono i seguenti: - P p = peso proprio del solaio; - P pp = pesi permanenti portati; si considera in tal caso il peso di terreno sovrastante la soletta, calcolato come: P pp = γ s * h s [kn/mq] dove: γ s : peso unitario del terreno (20.00 kn/mc) h s : altezza del terreno di ricoprimento - Q acc = carico accidentale; si considera in tal caso un carico uniformemente distribuito pari a 20 kn/mq. Progetto Definitivo Pag. 313 di 497

316 SOLAIO DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SEZIONI TIPO 1, 2, CV1 E CV2 Il solaio in esame presenta uno spessore pari a s= cm di cappa collaborante; l estradosso del solaio si trova a circa 1.30 metri sotto il piano campagna, pertanto si assume quale altezza di ricoprimento h s = 1.30 m. I carichi agenti risultano essere pari a: - peso proprio solaio in opera compreso cappa: 7.10 KN/mq -permanenti portati: =1.30*20= 26.00KN/mq - accidentali: KN/mq Si assume una luce di calcolo pari alla luce interna della galleria, riferita ai nuovi diaframmi, nei tratti considerati, cioè: l c = =6.90m. Per la realizzazione del solaio in oggetto si adottano le lastre alveolari autoportanti precompresse riportate nella sezione tipo seguente: Pag. 314 di 497 Progetto Definitivo

317 SOLAIO DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SEZIONI TIPO 3 Il solaio in esame presenta uno spessore pari a s= cm di cappa collaborante; l estradosso del solaio si trova a circa 1.40 metri sotto il piano campagna, pertanto si assume quale altezza di ricoprimento h s = 1.40 m. I carichi agenti risultano essere pari a: - peso proprio solaio in opera compreso cappa: 6.60 KN/mq - permanenti portati: = 1.40 * 20= 28.00KN/mq - accidentali: KN/mq Si assume una luce di calcolo pari alla luce interna della galleria, nel tratto considerato, cioè: l c = 5.70m. Per la realizzazione del solaio in oggetto si adottano le lastre alveolari autoportanti precompresse riportate nella sezione tipo seguente: Progetto Definitivo Pag. 315 di 497

318 SOLAIO DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SEZIONI TIPO 4 Il solaio in esame presenta uno spessore pari a s=0.30+6cm di cappa collaborante; l estradosso del solaio si trova a circa 0.65 metri sotto il piano campagna, pertanto si assume quale altezza di ricoprimento h s = 0.65 m. I carichi agenti risultano essere pari a: - peso proprio solaio in opera compreso cappa: 6.10 KN/mq -permanenti portati: =0.65*20= 13.00KN/mq - accidentali KN/mq Si assume una luce di calcolo pari alla luce interna della galleria, nel tratto considerato, cioè: l c = 5.70m. Per la realizzazione del solaio in oggetto si adottano le lastre alveolari autoportanti precompresse riportate nella sezione tipo seguente: Pag. 316 di 497 Progetto Definitivo

319 SOLAIO DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLE SEZIONI TIPO LB2 Il solaio in esame presenta uno spessore pari a s= cm di cappa collaborante; l estradosso del solaio si trova a circa 1.40 metri sotto il piano campagna, pertanto si assume quale altezza di ricoprimento h s = 1.40 m. I carichi agenti risultano essere pari a: - peso proprio solaio in opera compreso cappa: 8.75 KN/mq -permanenti portati: =1.40*20= 28.00KN/mq - accidentali KN/mq Si assume una luce di calcolo pari alla luce interna della galleria, nel tratto considerato, cioè: l c = 9.26m. Per la realizzazione del solaio in oggetto si adottano le lastre alveolari autoportanti precompresse riportate nella sezione tipo seguente: Progetto Definitivo Pag. 317 di 497

320 6. SOLETTE DI COPERTURA PREDISPOSIZIONE FERMATA LIBIA IN C.C.A ANALISI DEI CARICHI I carichi considerati ai fini del dimensionamento delle solette sono i seguenti: - P p = peso proprio della struttura; calcolato come: P p = p p *(lc*s*1)[kn] dove: p p : peso unitario cls (25.00 kn/m3) l c : luce di calcolo s: spessore soletta 1: profondità unitaria - P pp = pesi permanenti portati; si considera in tal caso il peso di terreno sovrastante la soletta, calcolato come: Ppp= γs* hs*(lc*1) [kn] dove: γ s : peso unitario del terreno (20.00 kn/m3) h s : altezza del terreno di ricoprimento l c : luce di calcolo 1: profondità unitaria - Q acc = carico accidentale; si considera in tal caso un carico uniformemente distribuito pari a 20 kn/m 2. Pag. 318 di 497 Progetto Definitivo

321 6.2. SCHEMI DI CALCOLO Nella figura seguente viene riportato un particolare relativo alla sagomatura della sommità del diaframma predisposta per costituire un appoggio per la soletta di copertura della galleria. Lo schema statico da considerare, infatti, è quello di una trave doppiamente appoggiata; sebbene il getto della soletta di copertura avvenga in tempi diversi rispetto a quello della sella sulla testa del diaframma la solidarizzazione dei due elementi viene comunque garantita attraverso dei ferri annegati nella testa del diaframma e che costituiscono dei ferri di ripresa per la soletta di copertura (è evidente che la superficie della sella sarà opportunamente trattata prima del getto della soletta). Ai fini del dimensionamento della soletta si considerano 3 zone caratteristiche: - Soletta di copertura LB1; - Soletta di copertura in corrispondenza della scala 1. Progetto Definitivo Pag. 319 di 497

322 6.3. Calcolo delle sollecitazioni CONDIZIONI E COMBINAZIONI DI CARICO Ai fini della determinazione delle azioni di progetto (q c ), si considerano le seguenti combinazioni di calcolo: q c1 = 1.30* P p +1.50* P pp +1.50* Q acc q c2 = 1.00* P p +1.00* P pp +1.00* Q acc q c3 = 1.00* P p +1.00* P pp +0.75* Q acc q c4 = 1.00* P p +1.00* P pp +0.00* Q acc (S.L.U.) (S.L.E. comb. rara) (S.L.E. comb. frequente) (S.L.E. comb. q. permanente) SOLETTA DI COPERTURA LB1 La soletta in esame presenta uno spessore pari a s=1.00m; l estradosso della soletta si trova a circa 1 metro sotto il piano campagna, pertanto si assume quale altezza di ricoprimento h s = 1.00m. Si assume una luce di calcolo pari alla luce interna della galleria nei tratti considerati, incrementata dello spessore delle due contropareti e della larghezza della sella (A/2= 0.40m), cioè: l c = m. Si considera una striscia di soletta di larghezza unitaria (1.00 m); la sollecitazione flessionale agente nella suddetta striscia risulta nelle diverse combinazioni di calcolo: M LB1 = q c1 * l 2 c /8 = knm M LB1 = q c2 * l 2 c /8 = knm M LB1 = q c3 * l 2 c /8 = knm M LB1 = q c4 * l 2 c /8 = knm (S.L.U.) (S.L.E. comb. rara) (S.L.E. comb. frequente) (S.L.E. comb. q. permanente) La sollecitazione di taglio agli S.L.U. risulta: T LB1 = q c1 * l c /2 = kn Pag. 320 di 497 Progetto Definitivo

323 SOLETTA DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLA SCALA 1 Si riporta di seguito lo schema di calcolo della soletta, con l indicazione del numero dei nodi e delle aste, utilizzato nel modello di calcolo. La soletta in esame presenta uno spessore pari a s=0.95m nelle aste 1 e 2 ed uno spessore pari a s=1.00m nell asta 3. In corrispondenza dell asta 1 è situata una scala il cui peso proprio è valutabile in 19kN/m. Sempre sull asta 1, si sono considerati dei carichi accidentali pari a 4 kn/ kn/m 2. Sull asta 3 si considera il peso del terreno per un altezza di 1 m. Inoltre sulla stessa asta si considera un carico accidentale pari a 20 kn/m 2. I tratti della soletta in esame sono caratterizzati dalle seguenti luci di calcolo: Asta 1= 4.10 m Asta 2= 2.47 m Asta 3= 6.84m Si è considerata inoltre l azione derivante dai diaframmi che sostengono la soletta, i quali la sollecitano mediante uno sforzo normale applicato nei nodi 1 e 4. I massimi valori di sforzo normale derivanti dai diaframmi risultano essere: N max = kn N max = kn (S.L.U.) (S.L.E.) Si considera una striscia di soletta di larghezza unitaria (1.00 m); la sollecitazione flessionale agente nella suddetta striscia risulta nelle diverse combinazioni di calcolo: Progetto Definitivo Pag. 321 di 497

324 M SC1 = knm M SC1 = knm M SC1 = knm M SC1 = knm (S.L.U.) (S.L.E. comb. rara) (S.L.E. comb. frequente) (S.L.E. comb. q. permanente) La sollecitazione di taglio agli S.L.U. risulta: T SC1 = kn Pag. 322 di 497 Progetto Definitivo

325 6.4. Verifiche SOLETTA DI COPERTURA LB1 Verifiche agli S.L.U. Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 323 di 497

326 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 100 cm, armata con Ø26/10 in zona tesa e Ø12/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.42 > 1.0. Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd Pag. 324 di 497 Progetto Definitivo

327 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.46 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.87 sez.non verificata Poiché in assenza di specifica armatura la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio, si adottano staffe Φ12/20 a 4 braccia. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 325 di 497

328 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.46 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 8.23 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.55 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Pag. 326 di 497 Progetto Definitivo

329 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione frequente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 327 di 497

330 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO FREQUENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 328 di 497 Progetto Definitivo

331 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 329 di 497

332 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Pag. 330 di 497 Progetto Definitivo

333 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 5Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 5Φ Ok Progetto Definitivo Pag. 331 di 497

334 SOLETTA DI COPERTURA IN CORRISPONDENZA DELLA SCALA 1 Verifiche agli S.L.U. Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 95 cm, armata con doppio strato Ø26/20 e Ø26/10 in zona tesa e Ø20/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.26 > 1.0. Pag. 332 di 497 Progetto Definitivo

335 Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Progetto Definitivo Pag. 333 di 497

336 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.48 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.78 sez.non verificata Poiché in assenza di specifica armatura la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio, si adottano staffe Φ12/20 a 4 braccia. Pag. 334 di 497 Progetto Definitivo

337 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.48 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 8.23 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.18 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Progetto Definitivo Pag. 335 di 497

338 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo. Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo frequente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 3 =0.4 mm allo stesso tempo date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Nella combinazione frequente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 336 di 497 Progetto Definitivo

339 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO FREQUENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Progetto Definitivo Pag. 337 di 497

340 Nella combinazione quasi permanente, il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 338 di 497 Progetto Definitivo

341 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.E. delle tensioni di esercizio Progetto Definitivo Pag. 339 di 497

342 La massima tensione di compressione nel cls σ c, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ c < 0.60 * f ck = N/mm 2 (per comb. rara) σ c < 0.45 * f ck = N/mm 2 (per comb. quasi perm.) La massima tensione dell acciao σ s, deve rispettare le seguenti limitazioni: σ s < 0.80 * f yk = N/mm 2 (per comb. rara) Per la sezione della soletta in esame, si ottiene: M (Kn*m) As A's σ c σ s COMB. rara Φ26 5Φ Ok COMB. quasi perm, Φ26 5Φ Ok Pag. 340 di 497 Progetto Definitivo

343 7. SOVRAPPASSO VIA RIMESSE 7.1. Geometria della struttura La geometria dello scatolare è riportata nella figura seguente: SEZIONE TRASVERSALE IN ASSE SCATOLARE Progetto Definitivo Pag. 341 di 497

344 7.2. Modellazione di calcolo Per la determinazione delle sollecitazioni si utilizza un modello ad elementi beam che segue l andamento della linea d asse delle sezioni di verifica. Schema a telaio con numerazione dei nodi Pag. 342 di 497 Progetto Definitivo

345 Schema a telaio con numerazione degli elementi beam Sistema di riferimento globale La terna destrogira che costituisce il sistema di riferimento globale della struttura è così definita: asse Z verticale con verso opposto alla gravità; asse X orizzontale a definire con l asse Z il piano trasversale dello scatolare; asse Y determinato a completare la terna destrogira. Per brevità non si indica la posizione dell origine del sistema di riferimento poiché ininfluente ai fini delle considerazioni che si svolgono di seguito. Unità di misura del modello Per la predisposizione del modello numerico sono state adottate le seguenti unità di misura: Progetto Definitivo Pag. 343 di 497

346 lunghezze: cm (centimetri) forze: dan (decanewton) tempo: s (secondi) Nodi ed elementi Il modello della sezione è costituito da 18 elementi beam e da 18 nodi. Gli elementi beam sono orientati in maniera che, qualora l elemento sia orizzontale, l asse che collega il nodo iniziale con quello finale abbia verso concorde con l asse globale X, o qualora l elemento sia posto verticalmente concorde con l asse Z. Le aste 1 e 2 rappresentano il solettone di fondo, le aste 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18 la soletta superiore (aste con altezza variabile), le aste 3, 4 i piedritti. Agli effetti delle caratteristiche geometriche delle varie aste si è quindi assunta: una sezione rettangolare b x h = 100 x 70 cm per l asta 1, 2; una sezione rettangolare b x h = 100 x 90 cm per le aste 3, 4; una sezione rettangolare b x h = 100 x cm per l asta 5; una sezione rettangolare b x h = 100 x 114 cm per le aste 6; una sezione rettangolare b x h = 100 x 104 cm per le aste 7; una sezione rettangolare b x h = 100 x 94 cm per le aste 8; una sezione rettangolare b x h = 100 x 84 cm per le aste 9; una sezione rettangolare b x h = 100 x 74 cm per le aste 10; una sezione rettangolare b x h = 100 x 64 cm per le aste 11; una sezione rettangolare b x h = 100 x 54 cm per le aste 12; una sezione rettangolare b x h = 100 x 44 cm per le aste 13; una sezione rettangolare b x h = 100 x 40 cm per l asta 14; una sezione rettangolare b x h = 100 x 56 cm per l asta 15; una sezione rettangolare b x h = 100 x 84 cm per l asta 16; una sezione rettangolare b x h = 100 x 112 cm per l asta 17; una sezione rettangolare b x h = 100 x 140 cm per l asta 17; Pag. 344 di 497 Progetto Definitivo

347 Condizioni di vincolo La fondazione è vincolata in direzione verticale (uz) mediante delle molle di rigidezza pari a Kz = 0.15 MPa/mm lungo lo sviluppo della fondazione stessa (schematizzazione del terreno alla Winkler ). Al fine di sopprimere il moto rigido di traslazione orizzontale è stato posto un vincolo allo spostamento in direzione X nel nodo 2 (ux=0). Progetto Definitivo Pag. 345 di 497

348 7.3. Analisi dei carichi Nel presente paragrafo si descrivono i carichi elementari assunti per il calcolo dell opera. I principali parametri geometrici, risultano essere i seguenti: - spessore totale del ricoprimento (piano stradale-estradosso soletta): H r = 0.09 m - larghezza netta interna: L = 8.35 m - altezza minima libera del sottopasso H min = m - altezza massima libera del sottopasso H max = m - spessore minimo della soletta superiore: S s = 0.40 m - spessore massimo della soletta superiore: S s = 1.32 m - spessore piedritti esterni: S p = 0.90 m - spessore della fondazione: S f = 0.70 m Per i materiali si assumono i seguenti pesi specifici: - calcestruzzo armato: 25 kn/m³ - ballast + armamento: 18 kn/m³ PESO PROPRIO E CARICHI PERMANENTI PORTATI I pesi propri della struttura vengono determinati automaticamente dal programma di calcolo. Soletta superiore Il peso della pavimentazione si assume pari a: 0.09 m* 24 kn/m 3 = 2.16 kn/m 2. Pertanto a favore di sicurezza si assume un carico pari a: 3 kn/m 2. Soletta inferiore Il peso della banchina si assume pari a: (3.98 * 0.35 * * 0.70 * 25) / 3.98 = kn/m 2. Armamento + ballast : 0.85 * 18 = kn/m 2. Pag. 346 di 497 Progetto Definitivo

349 SPINTA DEL TERRENO L angolo di attrito interno, considerata la costipazione del terreno, viene assunto pari a φ=35 da cui si ricava un coefficiente di spinta a riposo λ 0 = Il peso specifico del terreno è uguale a γ t = 19 kn/m 3. Ricordando l espressione della pressione orizzontale: p = γ t h λ 0 le pressioni orizzontali del terreno, in corrispondenza dei nodi caratteristici dei piedritti, risultano essere le seguenti: p 4, 6 = [19 * 0.83] * 0.43 p 1, 3 = [19 * 6.97] * 0.43 = 6.78 kn/m² = kn/m² CARICHI ACCIDENTALI Accidentali sulla soletta superiore Come carichi accidentali gravanti sulla soletta superiore si assumono i seguenti carichi previsti dalla normativa. Q 1.k (ossia il mezzo convenzionale da 600kN a due assi da 150kN ognuno, interassati di 1.20m lungo il senso di marcia e di larghezza 2.40m, comprese le dimensioni delle impronte). Tale carico viene posizionato ortogonalmente all asse del sottopasso e considerato ripartito, sia in direzione longitudinale che trasversale, con un angolo di diffusione di 45 sino al piano medio della soletta superiore. In direzione trasversale, quale base collaborante viene considerato un valore pari alla larghezza di ingombro del carico uguale a 2.40m aumentata dello spessore di diffusione. Base collaborante trasversale: Ingombro longitudinale: B T = ( /2) = 2.98 m I L = ( /2) = 2.18 m Q 1.k = 600 / 2.98*2.18 = kn/m² q 1k = 9 kn/m² Accidentali sulla parete dello scatolare per effetto degli accidentali sul rilevato Progetto Definitivo Pag. 347 di 497

350 q acc = 20 * 0.43 = 8.60 kn/m 2 Tale spinta si applica sul solo piedritto di sinistra (massima spinta dissimetrica) AZIONI DOVUTE AL SISMA In quanto segue si farà riferimento alle NTC2008 e alle indicazioni dell Eurocodice 8 parte 5 (Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti geotecnici). La struttura in esame è ubicata nel comune di Bologna (zona 3). Per la struttura in esame conformemente alle prescrizioni di Capitolato MM si assume una classe d uso IV C u = 2.0 da cui si ricavano i valori del periodo di riferimento V R. Per qualunque verifica agli SLU si farà riferimento alle azioni sismiche relative allo SLV (Stato limite di salvaguardia della vita) pertanto, assumendo per l area oggetto d intervento, longitudine pari a 11,2147 e latitudine 44,2937, si ottengono i seguenti dati: Azione sismica V R = 200 anni(v N =100; C u = 2.0) Stato Limite T R [anni] a g /g [m/s 2 ] F O [ - ] T* C [s] SLV Pag. 348 di 497 Progetto Definitivo

351 Ai fini della valutazione delle azioni sismiche si assume: Topografia: categoria T1 S T =1 (tabella 3.2.VI NTC2008); Sottosuolo: categoria C (tabella 3.2.V NTC2008) S s (V R =200anni)= *F 0 *a g /g C c =1.05*(T * c) Incremento di spinta del terreno Per la struttura in esame, applicando i metodi pseudostatici del paragrafo della NTC 2008, l azione sismica viene definita mediante un accelerazione equivalente costante nello spazio e nel tempo le cui componenti orizzontale e verticale risultano: a h /g=α*β* S S *S T *a g /g a h /g = m/s 2 a v =0 Il coefficiente β m che tiene conto della capacità dell opera di subire spostamenti senza cadute di resistenza, viene assunto pari ad 1. Pertanto allo scatolare in condizioni sismiche sarà applicato una spinta orizzontale uniforme pari a: ( γ h q) p = / g + d a h t dove γ t è il peso specifico del terreno, h è l altezza della struttura e q l eventuale sovraccarico agente sul rilevato. Si considera la spinta del terreno uniformemente distribuita sull altezza totale della struttura (pari a 7.35 m), tenendo conto del contributo dei carichi accidentali pari al 20% Spinta orizzontale uniforme: ( ) 7.35 / 6.23 = kn/m. Forza d inerzia della struttura L'azione sismica dovuta alle inerzie delle masse strutturali vale: q si piedritto = x 0.90 x 25 = 7.25 kn/m q si soletta sup = x ( )/2 x 25 = 7.25 kn/m Progetto Definitivo Pag. 349 di 497

352 7.4. Calcolo delle sollecitazioni CONDIZIONI E COMBINAZIONI DI CARICO Le condizioni di carico e le combinazioni di carico sono riportate nella tabella seguente: Sisma Sovrac.ril.dx Sovrac.ril.sx Terra dx Terra sx Acc.sol.sup.q1k Acc.sol.sup.Q1k Perm. portati Peso proprio struttura CMB CMB CMB CMB CMB Stati limite ultimi CMB CMB CMB Sisma CMB CMB CMB CMB Stati limite di esercizio CMB Pag. 350 di 497 Progetto Definitivo

353 SOLLECITAZIONI Per un esame più dettagliato dei risultati del calcolo si rimanda all output riportato in allegato. Si riporta di seguito il diagramma di inviluppo dei momenti flettenti, taglio e sforzo normale di tutte le combinazioni di carico considerate. DIAGRAMMA INVILUPPO MOMENTI FLETTENTI Progetto Definitivo Pag. 351 di 497

354 DIAGRAMMA INVILUPPO TAGLIO Pag. 352 di 497 Progetto Definitivo

355 DIAGRAMMA INVILUPPO SFORZO NORMALE Progetto Definitivo Pag. 353 di 497

356 7.5. Verifiche Per quanto riguarda le verifiche delle solette, a favore di sicurezza verrà trascurato il contributo benefico dello sforzo normale SOLETTA INFERIORE Verifiche agli S.L.U. all appoggio Presso-Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Pag. 354 di 497 Progetto Definitivo

357 Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 70 cm, armata con Ø26/10 in zona tesa e Ø20/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; Progetto Definitivo Pag. 355 di 497

358 ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = 0.9 d b w α c f' cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h Pag. 356 di 497 Progetto Definitivo

359 altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.56 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.64 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ14/20 a 4 braccia. Progetto Definitivo Pag. 357 di 497

360 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.56 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 8.23 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.28 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Verifiche agli S.L.E. a fessurazione all appoggio Pag. 358 di 497 Progetto Definitivo

361 Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 359 di 497

362 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Verifiche agli S.L.U. in mezzeria Pag. 360 di 497 Progetto Definitivo

363 Presso-Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 70 cm, armata con Ø20/10 in zona tesa e Ø26/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a > 1.0. Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Progetto Definitivo Pag. 361 di 497

364 Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = 0.9 d b w α c f' cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' Pag. 362 di 497 Progetto Definitivo

365 altezza utile sezione mm d k 1.55 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.55 sezione verificata Progetto Definitivo Pag. 363 di 497

366 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione in mezzeria Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Pag. 364 di 497 Progetto Definitivo

367 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok SOLETTA SUPERIORE Verifiche agli S.L.U. all appoggio Progetto Definitivo Pag. 365 di 497

368 Presso-Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x cm, armata con Ø26/20 in zona tesa e Ø26/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.6 > 1.0. Taglio Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w Pag. 366 di 497 Progetto Definitivo

369 con: k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = 0.9 d b w α c f' cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.41 area armatura tesa mmq A sl Progetto Definitivo Pag. 367 di 497

370 larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.16 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Pag. 368 di 497 Progetto Definitivo

371 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 369 di 497

372 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 370 di 497 Progetto Definitivo

373 Verifiche agli S.L.U. in mezzeria Presso-Flessione Il momento flettente massimo nella soletta vale: M MAX = knm. Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 40 cm, armata con Ø26/20 in zona tesa e Ø26/20 in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.11 > 1.0. Taglio Progetto Definitivo Pag. 371 di 497

374 Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Pag. 372 di 497 Progetto Definitivo

375 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.77 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.89 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ14/20 a 4 braccia. Progetto Definitivo Pag. 373 di 497

376 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.77 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed 0.00 area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.00 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 9.41 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.53 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Pag. 374 di 497 Progetto Definitivo

377 Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm il momento flettente massimo vale: M MAX = knm. Progetto Definitivo Pag. 375 di 497

378 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 376 di 497 Progetto Definitivo

379 PIEDRITTO Verifiche agli S.L.U. Presso-Flessione Il momento flettente massimo vale: Lo sforzo normale associato vale: M MAX = knm. N ass = knm. Dominio di resistenza M-N della sezione di dimensioni 100 x 90 cm, armata con Ø26/20 più aggiuntivi Ø20/40 in zona tesa e Ø26/20 più aggiuntivi Ø20/40in zona compressa; momento flettente sollecitante pari a M MAX = knm. Il coefficiente di sicurezza a rottura è pari a 1.51 > 1.0. Taglio Progetto Definitivo Pag. 377 di 497

380 Si verifica che risulti: VRd V Ed Il taglio resistente in assenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rd con: 1 ( k ( 100 ρl f ) 3 ck σ cp ) b d ( v min cp ) b d = 0.18 σ w w k=1+(200/d) 1/2 2 ; v min =0.035*k 3/2 *f ck 1/2 d altezza utile della sezione in mm ; ρ l = A sl /( b w d) rapporto geometrico di armatura longitudinale ( 0.02); σ cp = N Ed /A c tensione media di compressione nella sezione ( 0.2f cd ); b w larghezza della membratura resistente a taglio in mm. Il taglio resistente in presenza di specifica armatura si ottiene dall espressione: V Rsd V Rcd Rd Asw = 0.9 d fyd s 0.9 d b ( ctgα + ctgϑ) sinα ( ctgα + ctgϑ) = w α c cd 2 ( V V ) V = min ; Rsd Rcd f' ( 1+ ctg ϑ) A sw s α ϑ area armatura trasversale; passo armatura trasversale; angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse trave; angolo di inclinazione dei puntoni di cls rispetto all asse trave; f cd resistenza a compressione ridotta del calcestruzzo d anima (f cd =0.5 f cd ) α c coefficiente maggiorativo pari a 1 per membrature non compresse 1+σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25f cd 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.50f cd 2.5(1-σ cp /f cd ) per 0.50 f cd σ cp f cd A favore di sicurezza nelle verifiche a taglio non si terrà conto degli effetti benefici dovuti agli sforzi di compressione. VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI SENZA ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) Pag. 378 di 497 Progetto Definitivo

381 altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.49 area armatura tesa mmq A sl larghezza minima sezione mm b w rapporto geometrico di armatura longitudinale ρ l <0,02 resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mm q R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mm q f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mm q f cd sforzo normale di progetto N N Ed area cls mmq Α c N/mm tensione media di comp. nella sez. q σ cp <0,2 f cd resistenza a taglio N V rd sforzo di taglio agente N V ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 0.81 sez.non verificata Poiché in assenza di armatura specifica la verifica a taglio non risulta soddisfatta in prossimità della zona di massimo taglio si adottano staffe φ14/20 a 4 braccia. Progetto Definitivo Pag. 379 di 497

382 VERIFICA DI RESISTENZA SLU "ELEMENTI CON ARMATURA TRASVERSALE RESISTENTE A TAGLIO" (secondo NTC2008) altezza della sezione mm h altezza del copriferro mm d' altezza utile sezione mm d k 1.49 area armatura "staffe" a 90 mmq A' sw larghezza minima sezione mm b w resistenza caratteristica cubica a comp. cls N/mmq R ck resistenza caratteristica cilindrica a comp. cls N/mmq f ck coefficiente sicurezza cls γ c 1.50 resistenza di progetto cls N/mmq f cd sforzo normale di progetto N N Ed area cls mmq Α c tensione media di comp. nella sez. N/mmq σ cp 0.60 angolo inclinazione puntoni cls rispetto asse trave θ cotgθ 1.00 interasse tra due armature trasversali consecutive mm s tensione cararatteristica di snervamento dell'acciaio N/mmq f yk coefficiente sicurezza acciaio γ S 1.15 resistenza di progetto acciaio N/mmq f yd resistenza a compressione ridotta cls d'anima N/mmq f' cd 8.23 coefficiente maggiorativo α c resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe) N V' Rsd resistenza di calcolo a "taglio trazione" (ferri piegati) N V'' Rsd 0.00 resistenza di calcolo a "taglio trazione" (staffe+ferri piegati) N V Rsd resistenza di calcolo a "taglio compressione" N V Rcd resistenza di progetto a taglio N V Rd sforzo di taglio agente N V Ed coeff.sicurezza V Rd /V Ed 1.77 sezione verificata La verifica a taglio risulta soddisfatta. Pag. 380 di 497 Progetto Definitivo

383 Verifiche agli S.L.E. a fessurazione Per verifiche di fessurazione agli S.L.E., si considera, il massimo momento nella sezione di calcolo Assumendo che l opera in esame si trovi in condizioni ambientali ordinarie e che le armature siano poco sensibili alla corrosione, date le azioni di tipo quasi permanente, si verifica che le sollecitazioni ottenute producano aperture delle fessure w d tali che: w d w 2 =0.3 mm Il momento flettente massimo vale: Lo sforzo normale associato vale: M MAX = knm. N ass = knm. Progetto Definitivo Pag. 381 di 497

384 Note sulle unità di misura: Sollecitazioni: M [kn m], N [kn] Tensioni: [N/mmq] (CLS: SigC+ = max; SigC- = min) (Acciaio: SigA+ = max; SigA- = min) Fessurazione: Wk [mm] Coef. sicurezza: GammaC = SigC/fck; GammaA = SigA/fyk COMBINAZIONI DI CARICO QUASI PERMANENTI: Soll.n. Nd Mxd Myd SigC+ SigC- SigA+ SigA- GammaC GammaA Wk Ok Pag. 382 di 497 Progetto Definitivo