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2 Indice: NORMATIVA DI RIFERIMENTO INTRODUZIONE INTERVENTO DI RINFORZO FONDALE Analisi dei carichi Incremento verticale in condizioni sismiche COMBINAZIONI DI CARICO E COEFFICIENTI PARZIALI DI SICUREZZA SCHEMA STATICO DI CALCOLO SOLLECITAZIONI DIMENSIONAMENTO E VERIFICA DEI MICROPALI Dati geotecnici per il calcolo Determinazione della resistenza di calcolo Rd del micropalo compresso Verifica in condizioni non drenate (a breve termine) Verifica in condizioni drenate (a lungo termine) Verifica della sezione del micropalo Verifica dell ancoraggio alla trave superiore Determinazione della resistenza di calcolo Rd del micropalo teso Verifica della sezione del micropalo Verifica dell ancoraggio alla trave superiore Verifica della trave di collegamento dei micropali Verifica dell unione trave di collegamento dei pali - muratura esistente Schema statico di calcolo Verifica dei profilati HE140B Classificazione della sezione Combinazioni di carico e sollecitazioni massime Verifiche... 8 ALLEGATI Analisi del carico neve Pagina1

3 NORMATIVA DI RIFERIMENTO - D.M Norme Tecniche per le Costruzioni ; - Nuova Circolare delle Norme Tecniche per le Costruzioni : Circolare febbraio 009 n 617 Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici. Pagina

4 1. INTRODUZIONE La presente Relazione riguarda gli interventi strutturali previsti per il consolidamento del dissesto fondale in atto sull edicola funeraria di proprietà del Sig. Marcello ROSI, all interno del, nel. La struttura è censita al foglio catastale 130 particella 6 del e si trova ad una quota altimetrica di circa 316 metri s.l.m.. La stabilizzazione del dissesto dovrà avvenire per trasmissione del carico fondale ai terreni più profondi, mediante la realizzazione di pali di piccolo diametro (micropali), posti a quinconce ad interasse medio di cm 115 e collegati in testa con una trave in c.a. (H=30cm), dalla quale usciranno una serie di profilati di acciaio laminati a caldo della serie HE140B che, inseriti all interno della muratura portante delle strutture, avranno il compito di raccogliere i carichi verticali trasferendoli ai terreni in profondità con migliori caratteristiche meccaniche rispetto a quelli superficiali. Le putrelle verranno alloggiate nelle pareti in c.a. della struttura mediante perforazione con carotatrice (φ =0mm), a carotaggio continuo e successiva saturazione con lo stesso calcestruzzo costituente il getto della trave di collegamento, previo utilizzo di sostanze antiritiro.. INTERVENTO DI RINFORZO FONDALE.1 Analisi dei carichi Verrà di seguito effettuata l analisi dei carichi agenti a livello fondale a metro lineare di parete, secondo lo schema di figura seguente, considerando la porzione di edicola soggetta al carico maggiore. L edicola è in calcestruzzo armato con pareti dello spessore di cm Tali pareti, come riportato nel progetto originario sono state rivestite in pietra e/o intonacate. Lo spessore che verrà considerato ai fini dei calcoli di seguito riportati sarà perciò di centimetri 0. Pagina3

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6 CARICHI PERMANENTI (G1) (Valutati per profondità unitaria) - peso proprio fondazione in c.a. (Sp.=0.30m) (.65/)x0.30X1x500 danm -3 = = dan - peso proprio parete in c.a. (h=3.90m Sp.=0.0m) (3.90x0.0X1x500) danm -3 = = dan - peso soletta di base in c.a. (Sp.=0 cm) ( ) = 0 = dan Pagina5

7 - peso proprio solette loculi (B=90 - Sp.=10)cm (0.90x0.10x500) danm -3 = = 5.00 dan - peso soletta di copertura (Sp.= 0 cm) ( ) = 0 = dan Sommano permanenti G 1 = dan CARICHI VARIABILI (Q) Carico variabile dominante (Q k1 ) - accidentali solaio piano terra ( ) 00 = dan Q k1 = dan Carico variabile secondario (Q k ) - neve in copertura (ved. Calcolo allegato) ( ) = 96 = dan Q k = dan. Incremento verticale in condizioni sismiche Per la determinazione dell incremento sismico verticale, verrà di seguito utilizzata l analisi statica lineare ( N.T.C.) che consiste nell applicazione di forze statiche equivalenti alle forze di inerzia indotte dall azione sismica e può essere effettuata per costruzioni che rispettino i requisiti specifici, a condizione che il periodo del modo di vibrare principale nella direzione in esame (T1) non superi,5 T C o T D e che la costruzione sia regolare in altezza. Adottando tale metodo, nel caso in esame, assumendo che la massa sia approssimativamente uniformemente distribuita lungo l altezza, il periodo T 1 del modo di vibrare principale nella direzione verticale può essere stimato, utilizzando la formula seguente: 3 T 4 1 <. 5 T T 1 = C1 H = rispetta le condizioni sopra citate T1 < TD dove: H = m altezza della parete da consolidare in metri, dal piano di fondazione C C 1 = per costruzioni con struttura in qualsiasi tipologia. Pagina6

8 Spettro di risposta Considerando lo spettro di risposta determinato mediante le istruzioni del D.M , ossia in funzione del tipo di costruzione, della vita nominale, del tipo di suolo, della classe d uso e delle coordinate geografiche del sito sotto riportate: TIPO DI COSTRUZIONE V n (vita nominale) 50 Classe d uso II V r (periodo di riferimento della costruzione) Località 50 Ramazzano (Pg) (Lat ; Long ) ED50 Zona sismica Zona Categoria di suolo Categoria topografica B (rocce tenere e terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti, con H > 30 m, 360<VS,30<800 m/s, NSPT,30>50 o cu,30>50kpa) T (pendii con incl. med. >15 ) si ottengono i valori degli elementi necessari per definire gli spettri di progetto per la componente verticale per SLD ed SLV: agv = g Ss = ST = q = TB = s TC = s TD = s per lo spettro SLD Pagina7

9 agv = 0.141g Ss = ST = q = TB = s TC = s TD = s per lo spettro SLV dall ordinata dello spettro di progetto (componente verticale) corrispondente al periodo T 1 si ottengono rispettivamente i due valori dell accelerazione necessari per la determinazione dell incremento verticale sismico, che verrà applicato di seguito ai carichi permanenti (G 1 ) e variabili (Q kj ) con coefficiente ψ j = 0.3 (per civile abitazione) (vedere paragrafo 3..4 formula e tabella.5.i): Si ha perciò: STATO LIMITE DI DANNO (SLD): S d ( T 1 ) = g per lo spettro SLD W = *( ) = 431 dan e la forza verticale vale dunque: W λ Fv ( SLD) = Sd ( T1 ) = = 50 dan g con λ = 1 STATO LIMITE DI SALVAGUARDIA DELLA VITA (SLV): S d ( T 1 ) = 0. 6 g per lo spettro SLV W = *( ) = 431 dan e la forza verticale vale dunque: W λ Fv ( SLV ) = Sd ( T1 ) = = daN g con λ = 1 Pagina8

10 3 COMBINAZIONI DI CARICO E COEFFICIENTI PARZIALI DI SICUREZZA Le verifiche verranno effettuate tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle Tab. 6..I, 6..II e 6.4.II delle Norme Tecniche sulle Costruzioni (D.M ), seguendo l approccio (A1+M1+R3), che tiene in conto di un unica combinazione di gruppi di coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali che geotecniche, ossia i seguenti valori dei coefficienti parziali: A1 M1 R3 = 1.3 G1 φ = 1 b = 1.35 (da applicare a tan φ ) (permanenti) = 1.5 G (perm. non strutturali) = 1.5 Qi (variabili) c' = 1 (da applicare a c ' ) cu = 1 (da applicare a c u ) (da applicare alla resistenza caratteristica di base in compressione) s = 1.15 (da applicare alla resistenza caratteristica laterale in compressione) st = 1.5 (da applicare alla resistenza caratteristica laterale in trazione) Nella valutazione della combinazione delle azioni i coefficienti di combinazione ψ ij sono assunti come specificato nel Cap. delle Norme Tecniche sulle Costruzioni 008 Tabella.5.I. Ossia, nel caso in esame: Categoria A - Ambienti ad uso residenziale: ψ ψ ψ ψ 1 ψ si hanno allora le seguenti combinazioni di carico agli stati limite: STATI LIMITE ULTIMI 1) Combinazione fondamentale (SLU) G1 *G 1 + G *G + Q1 *Q k1 + Q *ψ 0 *Q k = 1.3* *10+1.5*0.7* = dan Pagina9

11 ) Combinazione sismica (SLU) E (SLV) +G 1 +G + ψ 1 *Q k1 + ψ *Q k = *10+0.3* = dan STATI LIMITE DI ESERCIZIO 3) Combinazione agli SLE frequente G 1 +G + ψ 11 *Q k1 +ψ *Q k = *10+0.3*100.80= dan 4) Combinazione agli SLE quasi permanente G 1 +G + ψ 1 *Q k1 +ψ *Q k = *10+0.3*100.80= dan 5) Combinazione sismica (SLE) E (SLD) +G 1 +G + ψ 1 *Q k1 + ψ *Q k = *01+0.3*100.80= dan 4. SCHEMA STATICO DI CALCOLO Verrà adottato lo schema di calcolo riportato di seguito, nel quale, si adotta un interasse medio tra i pali disposti in pianta a quinconce di metri.30. i 30 cm 1 = interasse tra i micropali tra due file i 115 cm = interasse tra i micropali sulla stessa fila Nota: Le forze in precedenza calcolate per profondità unitaria dovranno essere aumentate in relazione all interasse di un fattore Pagina10

12 STATI LIMITE ULTIMI 1) Combinazione fondamentale (SLU) 1.15 X dan = dan ) Combinazione sismica (SLU) 1.15 X dan = dan STATI LIMITE DI ESERCIZIO 3) Combinazione agli SLE frequente 1.15 X dan = dan 4) Combinazione agli SLE quasi perm X dan = dan 5) Combinazione sismica (SLE) 1.15 X dan = dan 5. SOLLECITAZIONI Dalla risoluzione del sistema sopra si ottengono i seguenti valori delle sollecitazioni agenti su ciascun elemento per ciascuna delle combinazioni riportate: STATI LIMITE ULTIMI Combinazione 1: fondamentale (SLU) N c = dan forza sul micropalo compresso N t = dan forza sul micropalo teso Pagina11

13 mentre per la trave di collegamento le sollecitazioni massime presenti risultano: M = daN m T = dan Combinazione : sismica (SLU) N c = dan forza sul palo compresso N t = dan forza sul palo teso mentre per la trave di collegamento le sollecitazioni massime presenti risultano: M = dan m T = dan STATI LIMITE DI ESERCIZIO Combinazione 3: agli SLE frequente N c = dan forza sul palo compresso N t = dan forza sul palo teso mentre per la trave di collegamento le sollecitazioni massime presenti risultano: M = dan m T = dan Combinazione 4: agli SLE quasi permanente N c = dan forza sul palo compresso N t = dan forza sul palo teso mentre per la trave di collegamento le sollecitazioni massime risultano: M = dan m T = dan Combinazione 5: sismica (SLE) N c = dan forza sul palo compresso N t = dan forza sul palo teso mentre per la trave di collegamento le sollecitazioni massime risultano: M = dan m T = dan avendo considerato ovviamente una sezione (115x30)cm. Pagina1

14 6. DIMENSIONAMENTO E VERIFICA DEI MICROPALI Verranno eseguiti micropali con il seguente tubolare di armatura in acciaio tipo S355 (ex Fe510), desunto dai profili presenti in commercio: d = mm diametro esterno e s = 6.3 mm spessore d i = de s = mm diametro interno L = 8 m lunghezza micropalo Nel calcolo della portanza si utilizzerà un valore convenzionale del diametro del micropalo pari a D d e, mentre le verifiche verranno effettuate tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle Tab. 6..I, 6..II e 6.4.II delle Norme Tecniche sulle Costruzioni (D.M ), seguendo l approccio (A1+M1+R3), che tiene in conto di un unica combinazione di gruppi di coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali che geotecniche, ossia i seguenti valori dei coefficienti parziali: A1 M1 R3 = 1.3 G1 (permanenti) = 1.5 G (perm. non strutturali) Qi = 1.5 (variabili) φ = 1 (da applicare a tan φ ) c' = 1 (da applicare a c ' ) cu = 1 (da applicare a c u ) = 1.35 b (da applicare alla resistenza caratteristica di base in compressione) s = 1.15 (da applicare alla resistenza caratteristica laterale in compressione) st = 1.5 (da applicare alla resistenza caratteristica laterale in trazione) 6.1 Dati geotecnici per il calcolo Nei calcoli sono stati utilizzati i seguenti parametri geotecnici desunti dalla Relazione Geologica Geotecnica redatta dal Dott. Geol. Michele ALEMANNO, considerando per i due strati coesivi superiori dei valori medi: - Facies A Limi sabbiosi addensati e limi argillosi consistenti (da z=-0.40 a z = m); Pagina13

15 = 100 danm -3 peso unità di volume 1 φ = 8.5 angolo di attrito interno 1 c = 0.0 dancm -3 coesione efficace ' 1 E = 100 dan cm modulo edometrico - Facies B Limi sabbiosi ghiaiosi molto addensati (da z = ) = 00 danm -3 peso unità di volume φ = 40 angolo di attrito interno c = 0.0 dancm -3 coesione efficace ' E = 10 dan cm modulo edometrico La falda, pur ritenuta assente, è stata considerata nel calcolo a favore di sicurezza presente all interno della Facies B. 6. Determinazione della resistenza di calcolo Rd del micropalo compresso Come desunto al par. 5 il valore del carico massimo di esercizio sul micropalo compresso è pari a: N compr = dan forza destinata ad 1 micropalo Il calcolo verrà eseguito con procedure analitiche, con riferimento ai parametri geotecnici desunti dalla Relazione Geologico-Geotecnica e dalla prova penetrometrica in sito. Secondo il D.M , il valore caratteristico della resistenza a compressione del palo R c, k, si ottiene a partire dal valore di calcolo Rd applicando i coefficienti parziali R riportati precedentemente in tabella (validi per pali trivellati e per l approccio considerato (A1+M1+R3) e poi i fattori di correlazione ξ. Con riferimento al del D.M , adottando procedure analitiche che prevedano l utilizzo di parametri geotecnici o i risultati di prove in sito, il valore caratteristico della resistenza a compressione (o trazione) è dato dal minore dei valori ottenuti applicando alle resistenze calcolate i fattori di correlazione ξ tabellati in funzione del numero di verticali indagate. Pagina14

16 Numero di verticali indagate ξ ξ Nel caso in esame, il fattore di correlazione è funzione di cinque verticali indagate: ξ 3 =1.70 ξ 4 =1.70 Dunque, ai fini del dimensionamento, il valore della resistenza caratteristica del palo compresso può esprimersi perciò come: R Rd = min ξ3 c, k ; nella quale dove: R d Rd ξ 4 P S = + W b S P = A palo p resistenza alla punta l S = π D s dz resistenza laterale 0 W = W cls + W acciaio peso del micropalo con: p = N q ' σ + N c resistenza unitaria alla punta vl ' vz c (resistenza di calcolo del micropalo compresso) s = k µ σ resistenza allo scorrimento all interfaccia palo-terreno nelle quali: σ = tensione verticale efficace sul piano orizzontale passante per la punta del palo ; ' vl σ = tensione verticale litostatica rappresentativa ' vz k = coefficiente dipendente dal tipo di palo adottato µ = coefficiente di attrito fra palo e terreno N = coefficiente diagrammato in funzione di φ ed (L/D) secondo Berezantzev (1965) q Ved.C.Viggiani FONDAZIONI Ed. CUEN. Pagina15

17 6..1 Verifica in condizioni non drenate (a breve termine) resistenza alla punta (sempre in condizione drenata poiché terreno incoerente) Si assume c =0 p con = σ ' vl N q N 70 diagrammato in funzione di φ secondo Berezantsev et al. Ved. C.Viggiani q σ = 1.65 Kgcm - ' vl risulta: p = Kgcm - FONDAZIONI Ed. CUEN. D P = π p = 47491daN 4 Resistenza laterale: In relazione ai due strati presenti, la resistenza unitaria laterale allo scorrimento vale: strato 1 Si assume che l adesione sia pari ad un aliquota α 1 della coesione non drenata e che µ sia nullo. s1 = c Kgcm con : α 1 u,1 = 0. resistenza laterale unitaria strato 1 α 1= 0.35 per lo strato 1 (Valido per pali trivellati con valori di c u > 0.7 Kgcm - - Ved. FONDAZIONI C. Viggiani Ed. CUEN) strato Si assume : s = k Kgcm µ σ v, z = resistenza laterale unitaria strato con : µ = tanφ = k = 0.4 per lo strato Pagina16

18 L1 L S = π D s1dz + sdz = 1330 Kg 0 0 Tenendo in conto anche del peso proprio del micropalo (calcestruzzo e anima tubolare in acciaio), il valore della resistenza di calcolo vale dunque: P S R d = + W = + W = dan > N b nella quale: S W = W cls + W tubolare = dan peso del micropalo valutato con il diametro convenzionale con: D W cls = π L 500 = dan peso del cls 4 W de d i 7850 = π = 134. dan peso dell armatura tubolare tubolare 0 Avendo indicato con: de = diametro esterno dell armatura tubolare d i = de s = diametro interno dell armatura tubolare c Si ha allora che la resistenza caratteristica del micropalo in oggetto vale, applicando i coefficienti riduttivi legati al numero di verticali indagate (5)vale: Rd Rd R, k = min ; = = dan > Nes = ξ3 ξ c 4 VERIFICA SODDISFATTA. dan 6.. Verifica in condizioni drenate (a lungo termine) Si assume c =0 p con = σ ' vl N q Pagina17

19 N 70 diagrammato in funzione di φ secondo Berezantsev et al. Ved. C.Viggiani q σ = 1.65 Kgcm - ' vl risulta: p = Kgcm - FONDAZIONI Ed. CUEN. D P = π p = 47491daN 4 Resistenza laterale: In relazione ai due strati presenti, la resistenza unitaria laterale allo scorrimento vale: strato 1 s ' 1 k1 µ 1 σ vz = 0.5 tan = 0. 1 = Kgcm strato s ' k µ σ vz = 0.4 tan = dove: = Kgcm k 1 = 0.5 addensamento (sciolto) strato 1 k = 0.4 addensamento (denso) strato µ = tanφ Ved. C.VIGGIANI Fondazioni Ed. CUEN. σ 1 = 0. 81Kgcm ' vz tensione verticale litostatica rappresentativa strato 1 σ ' vz = 1.64 Kgcm tensione verticale litostatica rappresentativa strato L1 L S = π D s1dz + sdz = 1330 dan 0 0 Tenendo in conto anche del peso proprio del micropalo (calcestruzzo e anima tubolare in acciaio), il valore della resistenza di calcolo vale dunque: P S Rd = + + W = + W = dan b S Si ha allora che la resistenza caratteristica del micropalo in oggetto, applicando i coefficienti riduttivi legati al numero di verticali indagate (5 verticali) vale: Pagina18

20 Rd Rd Rc, k = min ; = = 6945 dan > Nes = dan ξ3 ξ VERIFICA SODDISFATTA Verifica della sezione del micropalo La malta di saturazione che verrà utilizzata dovrà essere ad alto dosaggio di cemento con scheletro sabbioso. In tale modo, il cilindro interno di calcestruzzo appare arginato con continuità dal profilo metallico perimetrale, risultando nullo l effetto deformativi associato al modulo di Poisson, ciò comporta l insorgere di un campo di tensioni triassiale sotto azione esterna monoassiale. Sulla scorta di questi dati la verifica a compressione può essere effettuata considerando il complesso tubo-malta interna, ossia la sezione omogeneizzata data dalla: A omog π = 4 π d i ( d d ) + = e i n cm =398 mm ed il carico che tale sezione può sopportare vale allora: P lim = A omog fyd = dan mentre per la verifica dovrà risultare: σ N f 315 = Nmm compr yk a, max = = 45.8 dancm = 4.58 Nmm fyd = = = 300 Aomog 3.98 m 1.05 avendo indicato con: f yd fyk = = 315 = 300 Nmm 1.05 m nella quale: il valore della resistenza di calcolo dell acciaio f yk = 315 N mm valore della tensione caratteristica di snervamento dell acciaio = 1.05 coefficiente parziale di sicurezza per acciaio da carpenteria metallica m e la tensione massima sviluppata nel calcestruzzo vale: con E accaio n = =7 coefficiente di omogeneizzazione acciaio-calcestruzzo E cls σ σ a, mass cc ck cls = = dan cm = 6.10 Nmm < fcd = = 14.11N mm n c = 1.5 coefficiente parziale di sicurezza per il calcestruzzo c α f Pagina19

21 α = 0.85 coefficiente riduttivo per le resistenze di lunga durata f cc = =4.9 Mpa resistenza caratteristica cilindrica a compressione del ck R ck calcestruzzo a 8 giorni per calcestruzzo tipo C5/30 - R ck = 30 Mpa VERIFICA SODDISFATTA 6..4 Verifica dell ancoraggio alla trave superiore Affinchè il micropalo risulti efficacemente ancorato alla struttura superiore, è necessario che venga ammorsato nella trave superiore per un tratto tale da sviluppare una resistenza tangenziale massima di aderenza acciaio-calcestruzzo non superiore alla resistenza tangenziale di aderenza di calcolo f bd che per il calcestruzzo di progetto vale: f bd fbk = = 0.68 N mm c dove: = 1.5 coefficiente parziale di sicurezza per il calcestruzzo f c bk =.5 η fctk = N mm resistenza tangenziale caratteristica di aderenza con 3 ctk = fctm = 0.30 fck =.56 N mm resistenza caratteristica a trazione del f η = ( 13 φ)/100 = calcestruzzo per classi 50 / 60 assunta pari alla resistenza media a trazione semplice (assiale) del calcestruzzo valore (in N/mm ): nella quale φ = 114.3mm è il diametro esterno del micropalo. Le dimensioni della trave superiore di collegamento dei micropali sono: B = 30 cm altezza b = 5 cm lunghezza di ancoraggio c = 5 cm margine superiore La resistenza tangenziale massima sviluppata dal tratto b è pari a: Pagina0

22 R = fbd b ( π de ) = dan < Ncompr = dan Perciò la lunghezza di ancoraggio non è sufficiente. Verranno allora saldate delle piastre 5x5cm alla testa dei micropali sp.=10mm: La tensione massima di contatto sul calcestruzzo sarà pari a: σ mass, cls Ncompr Ncompr = = =.7 Nmm < f = ( = 30 cd Nmm Rck Nmm Apiastra d e ( L L) π 4 Affinché avvenga correttamente ed efficacemente il contrasto tra calcestruzzo e piastre metalliche, è necessario disporre fazzoletti di rinforzo. 6.3 Determinazione della resistenza di calcolo Rd del micropalo teso Come desunto al cap. 5 il valore massimo del carico di esercizio sul micropalo teso è pari a: N teso = 6561daN carico sul micropalo teso Il calcolo è stato eseguito con la stessa metodologia del caso precedente, non considerando però la resistenza alla punta e considerando il valore del peso del micropalo a favore di sicurezza. Il coefficiente parziale da applicare alla resistenza laterale in caso di trazione è pari a: st = 1.5 Dai calcoli si ottengono i seguenti valori della resistenza di calcolo del micropalo pari a: in condizioni non drenate: S Rd = + W = dan S Rd Rc, k = = = 7494 dan ξ in condizioni drenate: S Rd = + W = 11611daN S ) Rd Rc, k = = = 6830 dan ξ In entrambi i casi superiori a quello massimo di esercizio. Pagina1

23 6.3.1 Verifica della sezione del micropalo Per la verifica della sezione, in tale caso, essendo il micropalo soggetto a trazione, verrà valutata la sola anima del tubolare soggetta appunto al valore massimo della sollecitazione di trazione A = 1.38 cm =138 mm tubo ed il carico a trazione che tale sezione può sopportare vale: P lim = A tubo fyd = dan mentre per la verifica dovrà risultare: σ N 6561 f 315 = Nmm trazione yk a, max = = dancm = Nmm fyd = = = 300 Atubo 1.38 m 1.05 avendo indicato con: f yd fyk = = 315 = 300 Nmm 1.05 m nella quale: il valore della resistenza di calcolo dell acciaio Fe510 f yk = 315 N mm valore della tensione caratteristica di snervamento dell acciaio Fe510 = 1.05 coefficiente parziale di sicurezza per acciaio da carpenteria metallica m VERIFICA SODDISFATTA 6.3. Verifica dell ancoraggio alla trave superiore Omissis. le sollecitazioni assiali presenti sono minori di quelle relative al caso precedente per micropalo compresso, ma si adottano comunque piastre di acciaio rettangolari (5x5)cm. 6.4 Verifica della trave di collegamento dei micropali Le condizioni di verifica scelta in riferimento all ambiente e alla sensibilità delle armature (par e del D.M ) sono: - ambiente aggressivo intermedio tra XC e XC4; - acciaio B450C; - armatura poco sensibile. Pagina

24 Le verifiche verranno eseguite sia agli stati limite di esercizio che agli stati limite ultimi, considerando le sollecitazioni massime dedotte al cap. 5 : M = daN m T = dan Valide per una sezione (115x30)cm. La verifica della sezione in c.a. verrà effettuata considerando la seguente armatura: armatura principale: armatura di ripartizione: 1φ16 ogni 0cm 1φ1 ogni 15cm; METODO DI CALCOLO: Stati Limite; NORMATIVA TECNICA: Norme Tecniche per le Costruzioni 008; SISMICITA': edif. in zona sismica; CLASSE DUTTILITA': B; ELEMENTO COSTR.: trave di fondazione; POSIZ. SEZIONE: fuori dalla zona critica; CARICO CONC.: Si ARMATURA INFERIORE A TAGLIO: No; ECCENTRICITA' AGGIUNTIVA: No; TRASL. MOMENTO FLETT.: No; SENZA STAFFE: No; CONSIDERA SOLO STAFFE: No; COND. AMBIENTALI: ordinarie;; SENSIBILITA' ARMATURE:poco sensibili. MATERIALI: Calcestruzzo: C5/30; Rck=300.00; Ec= ; (Kg/cmq); GammaC: 1.50 fck=49.00; fcd=141.10; fctk=17.91; fctd=11.94; fctm=5.58; fcfm=30.70; (in Kg/cmq) Grafico tensioni/deformazioni cls: f= Kg/cmq; epscu=0.0035; epsc=0.000 Acciaio barre: B450C; GammaS : 1.15 fyk= ; fyd= ; fbd=6.86; Es= ; (in Kg/cmq); Grafico tensioni/deformazioni acciaio: epssu=0.0675; k=1.15 Acciaio staffe: fyks= , fyds= (in Kg/cmq) Percent. torsione limite (TorSoll/TorRes)*100=0.00 % FORMA DELLA SEZIONE: Rettangolare Base: B = cm; Altezza: H = cm Rotazione: rot = 0.00 gradi Area totale acciaio...: Af = Copriferro...: c = Diametro staffe...: ds = 0.11 cmq 4.00 cm 1.00 mm GEOMETRIA DELLE MASSE SEZIONE IN CALCESTRUZZO: Area: Acls = cmq; Baricentro: XgCls = 0.00 cm; YgCls = 0.00 cm Momenti d'inerzia: Jx = cm^4; Jy = cm^4; Jxy = 0.00 cm^4; Momenti principali d'inerzia: Jcsi = cm^4; Jeta = cm^4; Angolo tra l'asse principale d'inerzia csi e l'asse x: Theta = rad; COMBINAZIONI DI CARICO: Azione normale (positiva se di compressione). Azioni rispetto x e y baricent. paralleli agli assi x e y (Kg, Kg*m). Combinazioni stati limite ultimi: comb. N Mx Tx My Ty Mt VERIFICA PRESSO-TENSOFLESSIONE (comb. di carico N.ro ): Equaz. asse neutro ax+by+c=0 : a= ; b= ; c= Angolo asse neutro-asse x : alfa= gradi sessadec. in senso antiorario Pagina3

25 Deformazioni a rottura (valore positivo se di accorciamento) Sezione parzializzata Deformazione massima cls...: epsilon c = / 1000 Deformazione massima acciaio...: epsilon f = / 1000 Deformazione minima acciaio...: epsilon f'= / 1000 Azioni sollecitanti rispetto agli assi principali d'inerzia (Kg, Kg*m): NS=0.00; MxiS=-0.00; MyiS=076.10; TxiS= ; TyiS=0.00 Azioni resistenti a rottura rispetto agli assi principali d'inerzia (Kg, Kg*m): NR= -0.31; MxiR= -0.00; MyiR= Mxi0=0.00, Myi0= Punto base nel grafico Mxi-Myi sul piano NS=cost. MR=modulo(MxiR-Mxi0, MyiR-Myi0)= ; MS=modulo(MxiS-Mxi0, MyiS-Myi0)= Fattore di sicurezza ad N costante: MR/MS = > 1 VERIFICA POSITIVA VALORI DI DELTA (p NTC008) (x/d= 0.163) Delta = *( /epsCu)*x/d = VERIFICA QUANTITA' ARMATURA LONGITUDINALE (AfTot=0.11 cmq; AreaCls= cmq) Armatura tesa (comb. 1): Aft=0.11 cmq > 0.6*fctm*bt*d/fyk=4.0 cmq Aft=0.11 cmq > *bt*d=3.77 cmq con: bt= cm; d=5.0 cm Aftesa max (comb. 1)=0.11 cmq e Afcompr max (comb. 1)=0.00 cmq < 0.04*AreaCls= cmq VERIFICHE POSITIVE VERIFICA QUANTITA' ARMATURA LONG. NEI BORDI SUPERIORE ED INFERIORE Area cls= cmq, fyk= MPa Armatura compressa: Af=0.00 cmq; Rho comp= Armatura tesa : Af=0.11 cmq; Rho= Verifiche positive: max(0.00,1.4/fyk) < Rho < Rho comp + 3.5/fyk. Sono presenti almeno due barre Ø >= 14mm nei bordi superiore ed inferiore. VERIFICHE POSITIVE VERIFICA TRANCIAMENTO BARRE Comb. N.: 1; Taglio= Kg; TauMaxTr=Taglio/Af= < fyd= Kg/cmq VERIFICA POSITIVA VERIFICHE TAGLIO comb. n.ro: 1; (fcd= , fctd=11.940, fck= in Kg/cmq) VEd= Kg; d=5.0 cm; bw= cm, alfa_c=1.0000, cot(theta)=.5000, Asw/s progettata=17.5 cmq/m VRcd= 0.9*bw*d*alfa_c*fcd*0.5*(cot(90)+cot(theta)/(1+ cot(theta)^)) = Kg VRsd= 0.9*d*(Asw/s)*fyd_st*( cot(90) + cot(theta))*sin(90) = Kg VEd < min(vrsd, VRcd) -> VERIFICA POSITIVA PROGETTO PASSO STAFFE. (N.ro bracci: Nb=, Area singola staffa: A1s= cmq) N.B. I bracci considerati sono quelli delle staffe e le legature dell'anima aventi l'angolo, con l'asse ort. all'asse neutro, inferiore a 45 gradi Area staffe per il taglio (Comb. n.ro 1) (fydst= Kg/cmq) VEd= Kg; d=5.0 cm; bw= cm, cot(theta)=.5000 da VEd=0.9*d*(Asw/s)*fydSt*cot(theta) si ottiene: Asw/s=3.5 cmq/m s= 100*Nb*A1s/Asw= cm Per le travi: Ast=0.15*bw = 0.15* = 17.5 cmq/m s<= Nb*A1s/Ast= cm s<= 0.8*h utile= 0.8* 5.0 = 0.16 cm s<= 33 cm Armatura staffe adottata: As=17.5 cmq/m -> 1 Ø 1 a bracci ogni 15.1 cm ooooooooooooooooooooo VERIFICHE TUTTE POSITIVE oooooooooooooooooo Pagina4

26 VERTICI SEZIONE: Nv X (cm) Y (cm) epsilon c x ARMATURA SEZIONE: Nf X (cm) Y (cm) diametro(mm) epsilon f x INTERSEZIONI TRA ASSE NEUTRO E PROFILO DELLA SEZIONE : Ni X (cm) Y (cm) Verifica dell unione trave di collegamento dei pali setti in c.a esistenti Schema statico di calcolo Il calcolo di verifica delle travi di acciaio, poste con interasse di circa 70cm, sarà svolto utilizzando il valore massimo della sollecitazione di taglio ricavato al 5. T mass = dan I profilati utilizzati sono degli HEB140 inseriti all interno delle pareti in c.a. esistenti per tutta la profondità della parete (0cm). schema statico Pagina5

27 Essendo il valore ricavato al paragrafo 5 valido per 1.15 metri lineari di parete, ed essendo disposti i profilati a circa 70 cm di interasse, l azione tagliante presente su un unico profilato, vale: 0.7 T T = 1.15 mass = dan di seguito saranno svolte le verifiche con tale valore per conoscere l idoneità del profilato scelto Verifica dei profilati HE140B Per tali elementi si ha, facendo riferimento al seguente schema statico di calcolo: L = 0 cm luce di calcolo a = 10cm b = 10cm Pagina6

28 Classificazione della sezione Nel caso in esame, il profilato HEB140 in opera ha spessore massimo t < 40 mm, considerando un acciaio costituente tipo Fe430 (S75), con tensione caratteristica di snervamento f yk = 75 ( N / mm ), il valore del parametro ε risulta pari a: 35 ε = = 0.9 fyk posto b 14 c = = = 7 cm ossia metà ampiezza dell ala del profilato in esame, si può classificare la sezione rispettivamente per l anima e per le piattabande come segue: Classe nelle piattabande risulta: c t f 7 = = 5.83 < 10 ε 1. classe I Classe nell anima risulta: c t f 7 = = 5.83 < 10 ε 1. d t w 11.6 = = < 7 ε 0.7 classe I Si adotterà perciò un coefficiente parziale di sicurezza dell acciaio pari a = 1. M0 05 e per le verifiche di resistenza si assumerà il seguente valore della resistenza di calcolo: Pagina7

29 f f 75 yk yd = = = 61.9 N mm = 6. kn / cm resistenza di calcolo SLU M Combinazioni di carico e sollecitazioni massime In base all analisi condotta al punto 5 precedente si ha la seguente combinazione fondamentale agli SLU: G + G + Q G1 1 G Q1 K1 Nella quale, i valori dei coefficienti parziali di sicurezza valgono rispettivamente (D.M ): = 1.3 G1 per i pesi propri e permanenti strutturali = 1.5 G1 per i carichi permanenti non strutturali = 1.5 Q1 per i carichi accidentali Il carico agente sulla trave di acciaio sarà come già detto: 0.7 T T = 1.15 mass = dan e le sollecitazioni massime, ipotizzando le travi come incastrate ad un estremità con luce netta massima L= 0 cm valgono allora: M sd = T 0.10 = 49. 1daN m = V sd = T = dan Verifiche verifica a flessione dovrà risultare M M sd, x rd, x 1 dove: M rd, x Wpl, x fyk 45,451 7,5 = = = kn cm = 64.8 kn m = daN m 1.05 M momento resistente di progetto (asse X) con: Pagina8

30 W pl x =, cm 3 momento plastico della sezione rispetto all asse x dedotto da profilario f yk = = 75 N / mm 7,5 kn / cm resistenza caratteristica a snervamento per acciaio S75 = 1.05 M0 coefficiente parziale di sicurezza per l acciaio. Risulta: M M sd, x rd, x = = 0.06 << 1 VERIFICA SODDISFATTA Verifica a taglio Anche in questo caso devono risultare verificate le due relazioni: V V sd, Y Rd, Y dove: 1 per il taglio secondo Y V, = dan valore di calcolo dell azione tagliante sec. asse y Sd Y A v y = d t = = 8, cm area resistente a taglio secondo y, 1 1 VRd, y = β T Avy fyk = 18.9 kn = 189 dan taglio resistente asse y 3 dove: βt = coefficiente pari ad 1 in assenza di torsione risulta: V V sd, y Rd, y = 0,33 < 1 VERIFICA SODDISFATTA Verifica a deformazione Per tale schema di carico, la deformata massima in punta al profilato dovrebbe valere: T a f =.5 3 E J Pagina9

31 si ottengono valori bassissimi delle frecce massime, valutate sia per carichi permanenti che per accidentali: δ 1 valutata per q G1 + G δ valutata per q Q δ tot = δ 1 + δ Tutti inferiori ai valori di riferimento: δ < L 00 = 0. tot 5 L δ < 50 = cm 0.0 cm Verifica appoggio nella parete in c.a. imponendo per sicurezza anche la verifica sugli appoggi, la tensione all appoggio dovuta al taglio vale: σ V dove : V sd, y = b a ( b = cm a) = area di appoggio del profilato HE140B sulla parete V, = dan taglio presente sul singolo profilato Sd y si ha: σ = 14 0 V = Kg 15,3 cm valore compatibile con il calcestruzzo considerato e inferiore a quello reale poiché non si è considerato l attrito presente tra la trave e le pareti esistenti che dovranno essere martellinate prima del getto. VERIFICA SODDISFATTA Pagina30

32 ALLEGATI 1. Analisi del carico neve NORMATIVE DI RIFERIMENTO [D.M. 14/01/008]: NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI Zona II - Perugia Quota sito: 310 m.s.l.m a s =310 m > 00 m q = = 1.0 as 310 sk = knm = 10 danm c e = 1 c t =1 0 < α <30 µ = 0.8 q = q c c = 96 danm n sk e t µ Si considera un carico dovuto alla neve pari a: q n = 96 danm - Pagina31