PROVINCIA DELL AQUILA

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1 PROVINCIA DELL AQUILA COMUNE DI BARETE Lavori per la realizzazione di una scuola RELAZIONE TECNICA E SCHEMI DI CALCOLO Rimini, 14 Agosto 2009 Il progettista delle strutture: Il Committente: 1

2 INDICE RELAZIONE TECNICA ILLUSTRATIVA...4 RELAZIONE TECNICA ILLUSTRATIVA...4 NORMATIVA TECNICA DI RIFERIMENTO...7 NORMATIVA TECNICA DI RIFERIMENTO...7 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE...8 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE...8 Analisi dei carichi per il solaio di piano primo...8 Analisi dei carichi per il solaio di copertura inclinata al 13%...8 Analisi dei carichi per le scale interne in legno...8 CALCOLO DELL AZIONE DELLA NEVE...9 CALCOLO DELL AZIONE DELLA NEVE...9 LA VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DEL SISMA...10 LA VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DEL SISMA...10 LA MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA...12 LA MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA...12 SCHEMATIZZAZIONE STRUTTURALE E CRITERI DI CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI...12 SCHEMATIZZAZIONE STRUTTURALE E CRITERI DI CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI...12 VALUTAZIONE DEL FATTORE DI STRUTTURA E CLASSI DI DUTTILITÀ...21 VALUTAZIONE DEL FATTORE DI STRUTTURA E CLASSI DI DUTTILITÀ...21 VERIFICA DEGLI SPOSTAMENTI D INTERPIANO...23 VERIFICA DEGLI SPOSTAMENTI D INTERPIANO...23 VERIFICHE DI SICUREZZA STATICHE...25 VERIFICHE DI SICUREZZA STATICHE...25 ALLEGATO 1: TABULATO DI CALCOLO DERIVANTE DA ELABORATORE 2

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4 RELAZIONE TECNICA ILLUSTRATIVA La presente relazione tecnica di calcolo viene redatta a corredo del progetto esecutivo delle strutture relativo alla costruzione di un fabbricato ad uso scuola in Comune di Barete (AQ). La costruzione è composta da un corpo di fabbrica di forma complessa, con una porzione rettangolare di dimensioni 28,0 x 6,20 m ed una porzione con forma semi ottagonale inscrivibile in un rettangolo di dimensioni 24,0 x 13,0 m. Tutta la struttura ha un ingombro massimo in pianta pari a circa 28,0 x 19,8 m. L edificio è articolato su due livelli solo nella parte centrale, in cui svetta un torrino a pianta ottagonale di dimensioni massime 17,2 x 17,2 m compreso il cornicione, mentre per la restante parte verrà completato direttamente da una copertura con falde orientate come da esecutivo strutturale. L altezza sarà pari a 3,5 m nella porzione esterna più bassa ed a 6,9 m nella parte centrale a torrino, presa a livello dell estradosso della travi in c.a. Il collegamento verticale fra il piano terra ed il piano primo sarà realizzato tramite una scala in legno su appoggi in acciaio, con calcolo a cura del costruttore. Nel modello di calcolo si è quindi tenuto conto del carico gravante sugli elementi strutturali. Il solaio di piano primo sarà del tipo Nidyon NYF, con spessore cm, con soletta superiore ed inferiore in c.a. con interposta rete elettrosaldata zincata Φ 2.5/50x50. I travetti avranno interasse di 56 cm, con larghezza 10 cm. Le strutture di fondazione saranno del tipo superficiale con graticcio di travi di spessore 30 cm e larghezze di 60, 80 e 100 cm. Le strutture portanti verticali saranno realizzate con muri della ditta Nidyon, di spessori e a seconda che siano localizzati internamente o nel perimetro della costruzione, per consentire anche un corretto isolamento termico. Ad integrazione di esse saranno realizzati dei pilastri nella zona centrale in cui svetta il torrino, con diverse sezioni pari a 30x30, 30x40, 30x60, e forme più complesse, di cui una equiparabile ad una sezione rettangolare 80x30 e l altra con spessore pari a 30 cm e dimensioni massime di 56 cm e minime di 43 cm e forma ad L con angolo al centro di 135. Le travi di calpestio di piano primo avranno sezione 70x24, a sostegno del solaio Nidyon precedentemente descritto, mentre al di sopra delle pareti nidyon saranno posti cordoli 22x40 e 4

5 22x20 sulle pareti esterne, a seconda che ci siano distanze più o meno considerevoli fra i setti verticali, e cordoli 30x20 su quelle interne. In accordo con il DM è necessario definire una tipologia che identifichi la struttura in base alle sue componenti verticali portanti. Dalla verifica con calcolatore si determina che sia in direzione X che Y la struttura è identificabile come struttura a pareti portanti non accoppiate fino al piano primo, in quanto i setti sono in c.a. debolmente armati realizzati con getto di cls entro casseri prearmati prodotti dalla ditta Nidyon Costruzioni SRL di Santarcangelo di Romagna (RN); dal piano primo alla copertura alta invece è definibile come struttura mista equivalente a pareti studiando la struttura nel suo complesso con le fondazioni e a pareti portanti non accoppiate considerando la struttura incastrata alla base. Per le modalità esecutive del sistema a pannelli si rimanda ai particolari costruttivi forniti dalla ditta produttrice dei casseri, che formano parte integrante del presente progetto. Il comune di Barete (AQ), secondo la classificazione sismica allegata al D.M. 14 gennaio 2008 Nuove norme tecniche per le costruzioni è considerato in zona 1. Il tipo di costruzione scelto è il 3, con vita nominale di 100 anni e classe d uso III. Il calcolo della struttura è stato eseguito con il metodo degli stati limite considerando il corretto fattore di struttura in base alla tipologia costruttiva, secondo quanto prescritto dalla normativa italiana (D.M. 14/01/2008) attraverso un procedimento di calcolo automatico e verifiche specifiche condotte manualmente. Per quanto riguarda la verifica sismica si fa riferimento alla normativa D.M. 14/01/2008. Le verifiche di resistenza allo stato limite ultimo sono state eseguite tenendo conto del comportamento non lineare dei materiali e della gerarchia delle resistenze introdotta dalle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni. Attraverso un analisi di tipo lineare sono state valutate le sollecitazioni in tutti gli stati limite in esame (stati limite ultimi, di salvaguardia della vita umana, di danno e di operatività). La norma prescrive di applicare i carichi derivanti dalle analisi in centri che differiscono dal baricentro della struttura per un termine di eccentricità aggiuntiva assunto pari al ± 5% dei lati dell edificio. Le sollecitazioni dovute all azione sismica sono state calcolate mediante analisi dinamica lungo due direzioni ortogonali e combinate secondo quanto prescritto dalle norme. Il progetto è stato sviluppato in classe di duttilità bassa. 5

6 La modellazione dell edificio è stata effettuata tenendo conto, come descritto al capitolo 7 del D.M. 14/01/2008, della fessurazione dei materiali fragili. In caso non siano effettuate analisi specifiche, la rigidezza flessionale e a taglio di elementi in muratura, cemento armato, acciaio-calcestruzzo, può essere ridotta sino al 50% della rigidezza dei corrispondenti elementi non fessurati, tenendo debitamente conto dell influenza della sollecitazione assiale permanente. Le verifiche di resistenza del terreno e del sistema di fondazione sono state effettuate in base alle classiche teorie della geotecnica sulla portanza dei terreni, confrontando le sollecitazioni di progetto con la resistenza di progetto. Le condizioni di carico previste comprendono: 1) Peso proprio 2) Carichi permanenti 3) Carichi accidentali 4) Carico da neve 5) Sisma I dimensionamenti effettuati tengono conto della normativa per le costruzioni in zona sismica di cui al D.M. 14/01/2008 ed i sovraccarichi accidentali sono stati calcolati per una altezza sul livello del mare di circa 800 m. 6

7 NORMATIVA TECNICA DI RIFERIMENTO OPCM 3274 del 20/03/03 - Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica: Allegato 1 - classificazione sismica del territorio italiano D.M. 14/01/08 - Nuove norme tecniche per le costruzioni Circolare 2 Febbraio 2009, n Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 Gennaio

8 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE Il calcolo delle sollecitazioni e le verifiche di resistenza e deformabilità vengono condotte con riferimento alla seguente analisi dei carichi: Analisi dei carichi per il solaio di piano primo a. peso proprio solaio (tipologia Nidyon s = 4 / cm; i = 56cm ) G 1 = 250,00 dan/m 2 b. sovraccarico permanente (massetto, tram., intonaco, pavim.) G 2 =200,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) 450,00 dan/m 2 c. sovraccarichi accidentali (cat. C1) Q k =300,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) + c) 750,00 dan/m 2 Analisi dei carichi per il solaio di copertura inclinata al 13% a. peso proprio solaio in legno G 1 =50,00 dan/m 2 b. sovraccarico permanente (assito, imperm., coppi) G 2 =80,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) 130,00 dan/m 2 c. sovraccarichi accidentali (neve) Q k =155,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) + c) 285,00 dan/m 2 Analisi dei carichi per le scale interne in legno a. peso proprio soletta G 1 =100,00 dan/m 2 b. sovraccarico permanente: gradini e pavimentazione G 2 =200,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) 300,00 dan/m 2 c. sovraccarichi accidentali (cat. C2) Q k =400,00 dan/m 2 TOTALE a) + b) + c) 900,00 dan/m 2 8

9 CALCOLO DELL AZIONE DELLA NEVE Località: BARETE Provincia: L'AQUILA Regione: ABRUZZO Coordinate GPS: Latitudine : 42,45000 N Longitudine: 13,28300 E Altitudine s.l.m.: 800,0 m Normativa di riferimento: D.M. 14 gennaio NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI Cap. 3 - AZIONI SULLE COSTRUZIONI - Par. 3.3 e 3.4 NEVE: Zona Neve = III Ce (coeff. di esposizione al vento) = 1,00 Valore caratteristico del carico al suolo (qsk Ce) = 192 dan/mq Copertura ad una falda: Angolo di inclinazione della falda = 0,0 µ1 = 0,80 => Q = 154 dan/mq Schema di carico: Copertura a due falde: Angolo di inclinazione della falda 1 = 17,0 µ1(α1) = 0,80 => Q1 = 154 dan/mq Angolo di inclinazione della falda 2 = 17,0 µ1(α2) = 0,80 => Q2 = 154 dan/mq Schema di carico: 9

10 LA VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DEL SISMA Il calcolo dell azione sismica è stato svolto per via automatica, mediante la messa a punto di un modello numerico tridimensionale agli elementi finiti che ha consentito lo sviluppo di una analisi dinamica lineare (mediante l utilizzo del programma SISMICAD). L azione sismica sulle costruzioni è valutata a partire dalla pericolosità sismica di base, in condizioni ideali di sito di riferimento rigido con superficie topografica orizzontale. Allo stato attuale, la pericolosità sismica su reticolo di riferimento nell intervallo di riferimento è fornita dai dati pubblicati sul sito Per punti non coincidenti con il reticolo di riferimento e periodi di ritorno non contemplati direttamente si opera come indicato nell allegato alle NTC (rispettivamente media pesata e interpolazione). Localizzazione della struttura Località BARETE (AQ) Comune BARETE (AQ) Provincia L'Aquila Regione ABRUZZO Longitudine Latitudine L azione sismica viene definita in relazione ad un periodo di riferimento Vr che si ricava, per ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita nominale per il coefficiente d uso (vedi tabella Parametri della struttura). Fissato il periodo di riferimento Vr e la probabilità di superamento Pver associata a ciascuno degli stati limite considerati, si ottiene il periodo di ritorno Tr e i relativi parametri di pericolosità sismica (vedi tabella successiva): ag: Fo: T*c: accelerazione orizzontale massima del terreno; valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale; periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale; Parametri della struttura Classe d'uso Vita Vn [anni] Coeff. Uso Periodo Vr [anni] Tipo di suolo Categoria topografica III B T1 Individuati su reticolo di riferimento i parametri di pericolosità sismica si valutano i parametri spettrali riportati in tabella: S è il coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni topografiche 10

11 mediante la relazione seguente S = Ss*St (3.2.5) Fo è il fattore che quantifica l amplificazione spettrale massima, su sito di riferimento rigido orizzontale Tb è il periodo corrispondente all inizio del tratto dello spettro ad accelerazione costante. Tc è il periodo corrispondente all inizio del tratto dello spettro a velocità costante. Td è il periodo corrispondente all inizio del tratto dello spettro a spostamento costante. Per struttura superiore SL Pver Tr ag Fo Tc * Anni g sec SLO SLD SLV SLC Per struttura di fondazione SL ag S Fo Tb Tc Td g sec sec sec SLO SLD SLV Sono state esaminate diverse combinazioni di carico considerando l approccio progettuale 1, riportate nell elenco seguente: - SLU : 16 combinazioni; - SLE combinazione rara: 2 combinazioni; - SLE combinazione frequente: 2 combinazioni; - SLE combinazione quasi permanente: 2 combinazioni; - SLO : 16 combinazioni; - SLV : 16 combinazioni; - SLV fondazioni: 16 combinazioni; Si ottengono in totale 70 combinazioni di carico. 11

12 LA MODELLAZIONE DELLA STRUTTURA La modellazione della struttura è realizzata con il programma di calcolo strutturale SISMICA, che nella versione più estesa è dedicato al progetto e verifica degli elementi in cemento armato, acciaio, muratura e legno di opere civili. Il programma utilizza come analizzatore e solutore del modello strutturale un proprio solutore agli elementi finiti tridimensionale fornito col pacchetto. Il programma è sostanzialmente diviso in tre moduli: un pre processore che consente l'introduzione della geometria e dei carichi e crea il file dati di input al solutore; il solutore agli elementi finiti; un post processore che a soluzione avvenuta elabora i risultati eseguendo il progetto e la verifica delle membrature e producendo i grafici ed i tabulati di output. SCHEMATIZZAZIONE STRUTTURALE E CRITERI DI CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI Il programma schematizza la struttura attraverso l'introduzione nell'ordine di fondazioni, poste anche a quote diverse, platee, platee nervate, plinti e travi di fondazione poggianti tutte su suolo elastico alla Winkler, di elementi verticali, pilastri e pareti in c.a. anche con fori, di orizzontamenti costituiti da solai orizzontali e inclinati (falde), e relative travi di piano e di falda; è ammessa anche l'introduzione di elementi prismatici in c.a. di interpiano con possibilità di collegamento in inclinato a solai posti a quote diverse. I nodi strutturali possono essere connessi solo a travi, pilastri e pareti, simulando così impalcati infinitamente deformabili nel piano, oppure a elementi lastra di spessore dichiarato dall'utente simulando in tal modo impalcati a rigidezza finita. I nodi appartenenti agli impalcati orizzontali possono essere connessi rigidamente ad uno o più nodi principali giacenti nel piano dell'impalcato; generalmente un nodo principale coincide con il baricentro delle masse. Tale opzione, oltre a ridurre significativamente i tempi di elaborazione, elimina le approssimazioni numeriche connesse all'utilizzo di elementi lastra quando si richiede l'analisi a impalcati infinitamente rigidi. Per quanto concerne i carichi, in fase di immissione dati, vengono definite, in numero a scelta dell'utente, condizioni di carico elementari le quali, in aggiunta alle azioni sismiche e variazioni termiche, vengono combinate attraverso coefficienti moltiplicativi per fornire le combinazioni richieste per le verifiche successive. L'effetto di disassamento delle forze orizzontali, indotto ad esempio dai torcenti di piano per costruzioni in zona sismica, viene simulato attraverso l'introduzione di eccentricità planari aggiuntive le quali costituiscono ulteriori condizioni elementari di carico da cumulare e combinare secondo i criteri del paragrafo precedente. Tipologicamente sono 12

13 ammessi sulle travi e sulle pareti carichi uniformemente distribuiti e carichi trapezoidali; lungo le aste e nei nodi di incrocio delle membrature sono anche definibili componenti di forze e coppie concentrate comunque dirette nello spazio. Sono previste distribuzioni di temperatura, di intensità a scelta dell'utente, agenti anche su singole porzioni di struttura. Il calcolo delle sollecitazioni si basa sulle seguenti ipotesi e modalità: - travi e pilastri deformabili a sforzo normale, flessione deviata, taglio deviato e momento torcente. Sono previsti coefficienti riduttivi dei momenti di inerzia a scelta dell'utente per considerare la riduzione della rigidezza flessionale e torsionale per effetto della fessurazione del conglomerato cementizio. E' previsto un moltiplicatore della rigidezza assiale dei pilastri per considerare, se pure in modo approssimato, l'accorciamento dei pilastri per sforzo normale durante la costruzione. - le travi di fondazione su suolo alla Winkler sono risolte in forma chiusa tramite uno specifico elemento finito; - le pareti in c.a. sono analizzate schematizzandole come elementi lastra-piastra discretizzati con passo massimo assegnato in fase di immissione dati; - le pareti in muratura possono essere schematizzate con elementi lastra-piastra con spessore flessionale ridotto rispetto allo spessore membranale.- I plinti su suolo alla Winkler sono modellati con la introduzione di molle verticali elastoplastiche. La traslazione orizzontale a scelta dell'utente è bloccata o gestita da molle orizzontali di modulo di reazione proporzionale al verticale. - I pali sono modellati suddividendo l'asta in più aste immerse in terreni di stratigrafia definita dall'utente. Nei nodi di divisione tra le aste vengono inserite molle assialsimmetriche elastoplastiche precaricate dalla spinta a riposo che hanno come pressione limite minima la spinta attiva e come pressione limite massima la spinta passiva modificabile attraverso opportuni coefficienti. - i plinti su pali sono modellati attraverso aste di di rigidezza elevata che collegano un punto della struttura in elevazione con le aste che simulano la presenza dei pali;- le piastre sono discretizzate in un numero finito di elementi lastra-piastra con passo massimo assegnato in fase di immissione dati; nel caso di platee di fondazione i nodi sono collegati al suolo da molle aventi rigidezze alla traslazione verticale ed richiesta anche orizzontale.- La deformabilità nel proprio piano di piani dichiarati non infinitamente rigidi e di falde (piani inclinati) può essere controllata attraverso la introduzione di elementi membranali nelle zone di solaio. - I disassamenti tra elementi asta sono gestiti automaticamente dal programma attraverso la introduzione di collegamenti rigidi locali.- Alle estremità di elementi asta è possibile inserire svincolamenti tradizionali così come cerniere parziali (che trasmettono una quota di ciò che trasmetterebbero in condizioni di collegamento rigido) o cerniere plastiche.- Alle estremità di elementi bidimensionali è possibile inserire svincolamenti con cerniere parziali del momento flettente avente come asse il bordo dell'elemento.- Il calcolo degli effetti del sisma è 13

14 condotto, a scelta dell'utente, con analisi statica lineare, con analisi dinamica modale o con analisi statica non lineare, in accordo alle varie normative adottate. Le masse, nel caso di impalcati dichiarati rigidi sono concentrate nei nodi principali di piano altrimenti vengono considerate diffuse nei nodi giacenti sull'impalcato stesso. Nel caso di analisi sismica vengono anche controllati gli spostamenti di interpiano. Il programma consente l uso di materiali diversi. Sono previsti i seguenti tipi di materiale: 1 materiale tipo cemento armato 2 materiale tipo acciaio 3 materiale tipo muratura 4 materiale tipo legno che possono essere combinati fra di loro in un unico modello che li contempli tutti insieme. Nelle seguenti figure è rappresentato il modello tridimensionale agli elementi finiti sviluppato mediante elaboratore, nonché i principali stati di sollecitazione degli elementi resistenti. modello solido (vista 1) 14

15 modello solido (vista 2) modello solido senza copertura in legno (vista 3) 15

16 Visualizzazione grafica riassuntiva delle principali tensioni Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in SLU in dan/cm 2 Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in SLE rara in dan/cm 2 16

17 Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in SLV in dan/cm 2 Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in SLO in dan/cm 2 17

18 Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in dan/cm 2 Dato che questa colormap rappresenta il contesto di tensione massima sulle pareti per le pressioni normali, la determinazione della tensione sul pannello più sollecitato avviene considerando il massimo valore distribuito diviso per 900 lo spessore della parete: σ = = 60 dan / cmq 15 Massime tensioni tangenziali distribuite sulle pareti in SLE rara in dan/cm 2 18

19 Massime tensioni tangenziali distribuite sulle pareti in SLO in dan/cm 2 Massime tensioni tangenziali distribuite sulle pareti in SLV in dan/cm 2 19

20 Massime tensioni tangenziali distribuite sulle pareti in SLU in dan/cm 2 Massime tensioni tangenziali distribuite sulle pareti in dan/cm 2 Dato che questa colormap rappresenta il contesto di tensione massima sulle pareti per le tensioni tangenziali, la determinazione della tensione sul pannello più sollecitato avviene considerando il massimo valore distribuito diviso per 150 lo spessore della parete: σ = = 10 dan / cmq 15 Si evidenzia come esistano delle singolarità imputabili alla modellazione e non al reale stato di fatto della costruzione (le travi nel modello si appoggiano in un punto solo delle pareti, creando una concentrazione fittizia di tensioni). 20

21 Valutazione del fattore di struttura e classi di duttilità In accordo con il capitolo 7 del D.M. 14/01/2008 l analisi lineare può essere utilizzata per calcolare gli effetti delle azioni sismiche sia nel caso di sistemi dissipativi sia nel caso di sistemi non dissipativi. Quando si utilizza l analisi lineare per sistemi non dissipativi, come avviene per gli stati limite di esercizio, gli effetti delle azioni sismiche sono calcolati, quale che sia la modellazione per esse utilizzata, riferendosi allo spettro di progetto ottenuto assumendo un fattore di struttura q unitario ( ). Quando si utilizza l analisi lineare per sistemi dissipativi, come avviene per gli stati limite ultimi, gli effetti delle azioni sismiche sono calcolati, quale che sia la modellazione per esse utilizzata, riferendosi allo spettro di progetto ottenuto assumendo un fattore di struttura q maggiore dell unità ( ). Il valore del fattore di struttura q da utilizzare per ciascuna direzione della azione sismica, dipende dalla tipologia strutturale, dal suo grado di iperstaticità e dai criteri di progettazione adottati e prende in conto le non linearità di materiale. Esso può essere calcolato tramite la seguente espressione: dove: q = q0 KR - q 0 è il valore massimo del fattore di struttura che dipende dal livello di duttilità attesa, dalla tipologia strutturale e dal rapporto αu / α1 tra il valore dell azione sismica per il quale si verifica la formazione di un numero di cerniere plastiche tali da rendere la struttura labile e quello per il quale il primo elemento strutturale raggiunge la plasticizzazione a flessione; - K R è un fattore riduttivo che dipende dalle caratteristiche di regolarità in altezza della costruzione, con valore pari ad 1 per costruzioni regolari in altezza e pari a 0,8 per costruzioni non regolari in altezza. Per le costruzioni regolari in pianta, qualora non si proceda ad un analisi non lineare finalizzata alla valutazione del rapporto αu / α 1, per esso possono essere adottati i valori indicati nei paragrafi dedicati a tali valori per le diverse tipologie costruttive. Per le costruzioni non regolari 21

22 in pianta, si possono adottare valori di αu / α 1 pari alla media tra 1,0 ed i valori di volta in volta forniti per le diverse tipologie costruttive. Verificato che la struttura in oggetto non soddisfa i requisiti di regolarità in pianta e in altezza, si procede al calcolo del fattore di struttura riducendolo come descritto in precedenza. Lo schema strutturale del fabbricato è inquadrabile tra i sistemi a pareti non accoppiate sia nella direzione X che nella Y in quanto i setti portanti sono in c.a. debolmente armati realizzati con getto di cls entro casseri prearmati prodotti dalla ditta Nidyon Costruzioni SRL di Santarcangelo di Romagna (RN). Si avrà, pertanto, che il fattore di struttura utilizzato per il calcolo sarà pari a: q = 3 0,8 = 2,4. Le classi di duttilità sono una misura della capacità dissipativa offerta dalla struttura nei confronti dell azione sismica. Esistono due possibili approcci per il calcolo: - classe di duttilità bassa (CDB) - classe di duttilità alta (CDA) Il livello CDA prevede che sotto l azione sismica di progetto la struttura si trasformi in un meccanismo dissipativo ad elevata capacità, mentre in CDB si richiede che tutti gli elementi a funzionamento flessionale posseggano una soglia minima di duttilità. In funzione del livello di duttilità che si intende conseguire, variano sia le modalità di applicazione delle gerarchie delle resistenze, sia l entità dell azione sismica di progetto, regolata dal fattore di struttura q. I calcoli sviluppati per l edificio in oggetto sono stati svolti considerando una classe di duttilità bassa (CDB). 22

23 Verifica degli spostamenti d interpiano Per le costruzioni ricadenti in classe d uso I e II si deve verificare che l azione sismica di progetto non produca agli elementi costruttivi senza funzione strutturale danni tali da rendere la costruzione temporaneamente inagibile. Nel caso delle costruzioni civili e industriali, qualora la temporanea inagibilità sia dovuta a spostamenti eccessivi interpiano, questa condizione si può ritenere soddisfatta quando gli spostamenti interpiano ottenuti dall analisi in presenza dell azione sismica di progetto relativa allo SLD (v e ) siano inferiori, per l edificio in oggetto, al limite indicato nel seguito: a) per tamponamenti collegati rigidamente alla struttura che interferiscono con la deformabilità della stessa dr < 0,005 h (7.3.16) dove: dr è lo spostamento interpiano, ovvero la differenza tra gli spostamenti al solaio superiore ed inferiore, calcolati secondo i o 7.3.4, h è l altezza del piano. Per le costruzioni ricadenti in classe d uso III e IV si deve verificare che l azione sismica di progetto non produca danni agli elementi costruttivi senza funzione strutturale tali da rendere temporaneamente non operativa la costruzione. Nel caso delle costruzioni civili e industriali questa condizione si può ritenere soddisfatta quando gli spostamenti interpiano ottenuti dall analisi in presenza dell azione sismica di progetto relativa allo SLO (v e ) siano inferiori ai 2/3 dei limiti in precedenza indicati, sarà perciò rispettata la seguente limitazione dr < 0,0033 h Il programma di calcolo utilizzato per la modellazione fornisce come risultato un opzione di controllo per i casi di carico/combinazioni sismiche del tipo SLD nel caso di edifici di classe d uso I e II e del tipo SLO nel caso di edifici di classe d uso III e IV. Non avendo la possibilità di indicare graficamente tramite colormap gli spostamenti dei nodi del modello, indichiamo comunque il nodo maggiormente sollecitato, che corrisponde ad un nodo di una parete, con valore corrispondente al valore massimo da normativa pari a in SLO. 23

24 spostamenti si interpiano in SLO 24

25 Verifiche di sicurezza statiche La Sezione del D.M.14/01/2008, altresì ripreso nell allegato 2 alla presente relazione, riporta: Nelle verifiche di resistenza delle sezioni sotto sforzi normali si deve trascurare la resistenza a trazione del calcestruzzo. La misura della sicurezza si ottiene controllando che, per ogni condizione di verifica, le tensioni di compressione che insorgono nel calcestruzzo per effetto delle azioni di calcolo sotto la combinazione rara risultino minori della seguente tensione: σ = 0,30 per calcestruzzo debolmente armato. c fck Le verifiche a taglio si intendono soddisfatte quando le tensioni tangenziali massime valutate per combinazione rara siano inferiori al valore limite di seguito riportato: τ = 0, 25 f per calcestruzzo debolmente armato. c ctk E chiaro come, in assenza di più specifiche indicazioni, tale limitazione delle tensioni sia da intendersi come applicata alla condizione rara di tipo statico. Tale ampia limitazione delle tensioni consente di garantire di ottenere calcestruzzi sufficientemente riposati in condizioni statiche. Con riferimento all azione indotta dal sisma si farà riferimento alle resistenze così dette di tipo ultimo. Come riportato nella Relazione sui Materiali si utilizza, per le pareti, un calcestruzzo di classe Rck 300 o C25/30 (dan/cm 2 ), i cui valori massimi della tensione di compressione e della tensione tangenziale risultano pari a: σ = 0,30 f = 0, = 74,7 dan / cm c ck τ = 0,25 f = 0,25 17,9 = 4,48 dan / cm c ctk 2 2 Nelle figure seguenti viene mostrato mediante mappa cromatica e tabella dei valori tale restrizione sulle tensioni. 25

26 Massime tensioni distribuite normali sulle pareti in rara in dan/cm 2 Dato che questa colormap rappresenta il contesto di tensione massima sulle pareti per le pressioni normali, la determinazione della tensione sul pannello più sollecitato avviene considerando il 380 massimo valore distribuito diviso per lo spessore della parete: σ = = 26 dan / cmq rara 15 che risulta minore del valore massimo stabilito dalla normativa: σ = 0,30 f = 0, = 74,7 dan / cm c ck 2 26

27 Massime tensioni distribuite tangenziali sulle pareti in rara in dan/cm 2 Dato che questa colormap rappresenta il contesto di tensione massima sulle pareti per le pressioni normali, la determinazione della tensione sul pannello più sollecitato avviene considerando il 150 massimo valore distribuito diviso per lo spessore della parete: τ = = 10 dan / cmq rara 15 che risulta maggiore del valore massimo stabilito dalla normativa: τ = 0,25 f = 0,25 17,9 = 4,48 dan / cm c ctk 2 Analizzando però lo stato tensionale tramite colormap si vede come il valore massimo pari a 4.48*15=67.2 dan/cmq risulta essere rappresentato dal colore giallo e superiori, quindi confinato in zone ridotte di solo accumulo di tensione dato dalla presenza di travi che si appoggiano nei nodi. 27