Regione Autonoma FVG Restauro e risanamento conservativo foresteria annessa al Castello di Duino INDICE GENERALE

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3 INDICE GENERALE RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE Descrizione delle opere in progetto Criteri di analisi e verifica Normativa di riferimento e riferimenti tecnici Corpo di fabbrica: Ex scuderie Strutture di copertura... 9 Puntoni... 9 Bordonale Collegamenti Quantificazione dei miglioramenti sismici e aspetti fondazionali Risultati dell analisi Pushover sullo stato di fatto Verifica del miglioramento globale: Pushover allo stato di progetto Analisi cinematiche: Stato di fatto Analisi cinematiche: Stato di progetto Giudizio motivato di accettabilità dei risultati Corpo di fabbrica: Camminamento Foresteria - Castello Soletta monolitica di copertura Parapetto metallico Considerazioni complessive sulla struttura RELAZIONE SUI MATERIALI Calcestruzzo per soletta monolitica Acciaio per c.a. B450C Acciaio da carpenteria Processi di saldatura Bulloni e barre filettate Legno lamellare (LL) PIANO DI MANUTENZIONE DELLE PARTI STRUTTURALI DELL OPERA Opere in cemento armato Strutture di fondazione (travi, plinti, platee) Strutture in elevazione (non presenti) Strutture orizzontali (soletta di copertura) In generale per le strutture in c.a Opere in legno lamellare SI FL/si E-RELCA pag. 1 di 79

4 2.1 Strutture in elevazione (non presenti) Strutture orizzontali (copertura in legno) RELAZIONE GEOTECNICA E SULLE FONDAZIONI RELAZIONE SULLA MODELLAZIONE SISMICA Vita nominale Classe d uso Periodo di riferimento Categoria di sottosuolo e condizioni topografiche Stati limite e probabilità di superamento Parametri di pericolosità sismica di progetto Spettri di risposta elastici in accelerazione delle componenti orizzontali SI FL/si E-RELCA pag. 2 di 79

5 RELAZIONE DI CALCOLO DELLE STRUTTURE 1 Descrizione delle opere in progetto Caratteristiche costruttive dei corpi di fabbrica esistenti ed interventi in progetto La presente relazione viene redatta ai fini di illustrare gli interventi di tipo strutturale da eseguire sulle ex scuderie e sul camminamento che dalla foresteria conduce alle cucine del Castello. Scuderie: planimetria dello stato di fatto Le ex scuderie presentano le geometrie di cui all immagine sopra riportata (e meglio illustrata nell allegato grafico). Le murature in elevazione sono in pietrame a forte spessore (mediamente cm 80). Sono stati rilevati anche tratti in muratura in mattoni pieni, in corrispondenza della muratura portante interna e delle spallette delle aperture. Risultano altresì in muratura in elementi laterizi pieni anche i tratti sommitali di gran parte dei muri. La pavimentazione presente in tutti i vani del corpo di fabbrica è costituita da un massetto in calcestruzzo privo di alcuna valenza storica. All interno dei vani era presente (ed in gran parte ancora in essere) un controsoffitto in cannicciato sostenuto da un orditura piana di travicelli lignei. La copertura è sostenuta da un orditura lignea: i puntoni di copertura (disposti come illustrati nell elaborato grafico allegato) sostengono una listellatura di sostegno alle tavelline in laterizio sulle quali poggia il manto di copertura in coppi. SI FL/si E-RELCA pag. 3 di 79

6 Copertura: vista da bordonale (palesemente inflesso) Copertura scuderie: vista falda principale SI FL/si E-RELCA pag. 4 di 79

7 Copertura scuderie: sezione trasversale L intervento previsto in progetto consiste nel rifacimento della copertura e comprende sia la sostituzione degli elementi lignei strutturali con elementi di migliori caratteristiche meccaniche e geometrie maggiorate, sia il rifacimento del pacchetto di copertura con materiali più leggeri, ma più prestanti dal un punto di vista del comfort abitativo. Si evidenzia come la riduzione del peso della copertura, sia anche connessa alla rimozione del pesante controsoffitto in cannicciato. Si prevede inoltre la realizzazione di controventi di falda in acciaio (nastrature sopra tavolato) ed un cordolo in calcestruzzo/muratura convenientemente armato cui verranno connesse le teste delle travi in legno della copertura. Detto cordolo sarà costruito sulla sommità dei maschi murari al fine di costituire un vincolo che, pur non essendo efficiente quanto un tradizionale cordolo in c.a. (escluso dalla Soprintendenza per i beni Architettonici Archeologici Artistici e Storici), possa svolgere analoghe funzioni statiche finalizzate al raggiungimento del miglioramento sismico del fabbricato coniugando, per quanto possibile, efficacia e bassa invasività. Il cordolo fungerà da elemento di chiusura della scatola muraria e dunque migliorerà il comportamento della struttura nel suo complesso, legando in sommità le murature riducendo, in primo luogo, lo sviluppo di cinematismi di ribaltamento. Il camminamento che dalla foresteria conduce alle cucine del Castello presenta le geometrie illustrate nell elaborato grafico allegato. Anche in questo caso le murature sono essenzialmente in pietrame squadrato a forte spessore. In alcuni tratti, verso l interno, è presente una controparete in laterizio. La copertura piana del passaggio interno costituisce parte del camminamento esterno posto in sommità della muratura a picco sul mare. Tale copertura, dello spessore complessivo di cm 30, è costituita da un solaio in laterocemento cui è sovrapposta un caldana in calcestruzzo SI FL/si E-RELCA pag. 5 di 79

8 lisciato. Nel corso dei sondaggi condotti non è stato rilevato alcun tipo di impermeabilizzazione tra solaio e caldana: tale conclusione poteva essere dedotta anche solo osservando lo stato di conservazione del solaio. Le copiose infiltrazioni di acque meteoriche hanno infatti interessato il solaio in tutta la sua estensione innescando fenomeni di ossidazione dei ferri di armatura e di sfondellamento delle pignatte in laterizio. Attualmente il solaio è completamente puntellato e, nonostante una doppia fila di rompitratta (su una luce decisamente modesta), continua ad essere interessato da distacchi d intonaco e porzioni laterizio. La necessità del rifacimento dello stesso appare del tutto evidente. Camminamento: planimetria di rilievo Camminamento: sezione tipo SI FL/si E-RELCA pag. 6 di 79

9 Copertura camminamento: solaio esistente L intervento consiste dunque nella demolizione del solaio esistente in laterocemento e del suo rifacimento mediante la realizzazione di una soletta in calcestruzzo armato dello spessore di 12 cm. L intervento può essere considerato a tutti gli effetti una riparazione (sebbene diffusa). Dal un punto di vista sismico va sottolineato come gran parte del camminamento sia scavato nella roccia e che la parete a picco sul mare faccia parte delle murature storiche del complesso. Il ripristino della chiusura orizzontale, collegando con maggior efficienza le murature che lo confinano (senza di fatto modificarne le masse inerziali), non può che essere considerata una miglioria. SI FL/si E-RELCA pag. 7 di 79

10 2 Criteri di analisi e verifica Per gli elementi strutturali soggetti ad azioni statiche e dinamiche le analisi saranno di tipo elastico lineare; le verifiche di resistenza e deformabilità saranno condotte agli stati limite. 3 Normativa di riferimento e riferimenti tecnici L analisi e le verifiche vengono eseguite sulla base dei seguenti documenti normativi: Legge n Norme per la disciplina delle opere di conglomerato cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica Legge n. 64 Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche Decreto Ministeriale Norme tecniche per le costruzioni (e relativi riferimenti tecnici) Circolare C.S.LL.PP n. 617 Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al Decreto Ministeriale 14 gennaio 2008 Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri del Valutazione e riduzione del rischio sismico del patrimonio culturale SI FL/si E-RELCA pag. 8 di 79

11 4 Corpo di fabbrica: Ex scuderie 4.1. Strutture di copertura Puntoni Si prevede che i puntoni abbiano sezione 16 x 20 cm e che siano realizzati in legno lamellare di classe GL28h. Analisi dei carichi: Permanenti strutturali GL28h 16x20 g 1 = 0.14 kn/m Permanenti non strutturali Tavolato sp. 25 mm 0.10 kn/m 2 Pacchetto isolamento sp kn/m 2 Lattonerie, collegamenti, controventature 0.10 kn/m 2 Coppi 0.60 kn/m 2 Interasse puntoni 0.80 m Totale g 2 = 0.80 kn/m Carico neve Carico neve al suolo (vedasi tabella in calce) 0,88 kn/m 2 Interasse puntoni 0.80 m Totale q = 0.70 kn/m SI FL/si E-RELCA pag. 9 di 79

12 Il valore ricavato deve essere moltiplicato per il coefficiente di forma μ 1 pari a 0,8 per coperture ad una falda. SI FL/si E-RELCA pag. 10 di 79

13 Resistenza di calcolo: Le resistenze di calcolo sono determinate, in accordo con le prescrizioni delle Norme Tecniche del 2008, a partire dai valori caratteristici utilizzando dei coefficienti riduttivi che tengono conto delle caratteristiche del materiale e dell effetto della durata del carico e dell umidità della struttura. Il coefficiente parziale di sicurezza γ M relativo al legno lamellare incollato è pari a 1,45. Si adotta una classe di servizio 1 ed una classe di durata del carico breve. Sulla base di tale assunzione, si ricava dalle tabelle riportate in calce un coefficiente correttivo k def sulle resistenze di calcolo pari a 0,80 ed un coefficiente correttivo per le verifiche di deformabilità k def pari a 0,60. SI FL/si E-RELCA pag. 11 di 79

14 Verifiche statiche agli SLU e SLE: Viene utilizzato un foglio di calcolo che esegue le verifiche ai sensi della norma UNI EN :2014 (Eurocodice n. 5) utilizzando i relativi parametri raccomandati. Per ricondurre le verifiche a quanto indicato nelle NTC/2008 il carico G2 deve essere incrementato del rapporto 1.5/1.3 = 1.15 mentre l esito delle verifiche di resistenza (rapporto tra azioni e resistenze di calcolo) deve essere incrementato dei rapporto tra i coefficienti parziali sui materiali; nel caso del legno lamellare incollato il rapporto è pari a 1.45/1.25 = Flessione ed instabilità di trave: 1.16*0.38 = 0.44 Taglio: 1.16*0.12 = 0.14 Deformabilità a tempo zero: 0.74 Deformabilità a tempo zero: 0.85 Si omette di riportare le verifiche delle parte aggettanti del puntone ( 40 cm), che risultano ampiamente soddisfatte. Allo stesso modo la lunghezza degli appoggi rende superflua la verifica a compressione perpendicolare alla fibratura alle estremità della trave. SI FL/si E-RELCA pag. 12 di 79

15 Flessione deviata: dati di input e verifiche (Ceccotti Follesa Lauriola) SI FL/si E-RELCA pag. 13 di 79

16 Si esegue ora la verifica a compressione. Proiettando lungo l asse della trave il carico uniformemente distribuito verticale (pari a 2,45 kn/m per la combinazione fondamentale) si ottiene un carico di compressione di 0,85 kn/m. Quest ultimo, moltiplicato per la lunghezza totale della trave (7,1 m), determina uno sforzo assiale sulla sezione di estremità pari a 6 kn. N Ed c, 0, d 0,20MPa fc,0, d 14, 6MPa A 1.45 La verifica è ampiamente soddisfatta (I.R. < 1%) pertanto si omette la verifica ad instabilità Euleriana. SI FL/si E-RELCA pag. 14 di 79

17 Bordonale Si prevede di realizzare un bordonale di sezione 20 x 40 cm in legno lamellare di classe GL28h. Analisi dei carichi: I carichi distribuiti sono ottenuti attraverso la determinazione dell area di influenza del bordonale. Il carico sarà dunque triangolare, con carico maggiore sulle sezioni sommitali (lunghezza di influenza pari a 5,5 m). Peso proprio bordonale: 0.33 kn/m Carico sulla sezione sommitale: Arcarecci (G1) 0.96 kn/m Pacchetto (G2) 5.50 kn/m Carico neve 4.57 kn/m Determinazione delle azioni: L elemento viene analizzato mediante il software Midas Gen 2015 (v.2.3). Il momento flettente massimo risulta pari a 75 knm ed il taglio massimo è pari a 46 kn. Momento flettente Taglio SI FL/si E-RELCA pag. 15 di 79

18 Verifiche agli SLU: Viene utilizzato un foglio di calcolo che esegue le verifiche ai sensi della norma UNI EN :2014 (Eurocodice n. 5) utilizzando i relativi parametri raccomandati. Anche in questo caso l esito delle verifiche di resistenza (rapporto tra azioni e resistenze di calcolo) deve essere incrementato dei rapporto tra i coefficienti parziali sui materiali; nel caso del legno lamellare incollato il rapporto è pari a 1.45/1.25 = Flessione ed instabilità di trave: 1.16*0.78 = 0.91 Taglio: 1.16*(0.86/2.3) = 0.44 Si omettono le verifiche ad instabilità in quanto i puntoni che insistono sulla trave fungono da ritegni in zona compressa. Flessione: dati di input e verifiche (Ceccotti Follesa Lauriola) SI FL/si E-RELCA pag. 16 di 79

19 Taglio: dati di input e verifiche (Ceccotti Follesa Lauriola) Verifica di deformabilità: La verifica è effettuata secondo CNR-DT 206/2007. k def 0,6 L = 838 cm Deformazione ISTANTANEA dovuta ai soli carichi accidentali nella combinazione rara: u 2,in = 10.6 mm = L / 790 < L / 300 Freccia di calcolo FINALE del carico variabile: Freccia di calcolo ISTANTANEA del carico variabile (Comb. Rara) u 2,in = 10.6 mm Freccia di calcolo ISTANTANEA del carico variabile (Comb. Quasi Permanente) u' 2,in = 0,00 mm SI FL/si E-RELCA pag. 17 di 79

20 u 2,fin = u 2,in + k def u' 2,in = 10.6 = L / 790 < L / 200 Freccia NETTA FINALE: u 1,fin = (1+k def )u 1 = (1+0,6)16.6 = 26.6 mm u 0 = 0 mm Freccia dovuta ai soli permanenti Controfreccia u net,fin = u 1,fin + u 2,fin - u 0 = 37.2 = L / 225 > L / 250 Si osserva che il limite dato nell Eurocodice è riferito ai solai. La deformazione netta finale risulta comunque accettabile per un elemento di copertura. Si osserva, infine, che i carichi permanenti sono stati cautelativamente sovrastimati e che i puntoni danno un contributo favorevole all esito delle verifiche sulla deformabilità poiché costituiscono un vincolo elastico alla traslazione verticale sulla trave in virtù del collegamento dell estremità inferiore al cordolo sommitale della muratura Collegamenti FISSAGGIO PUNTONI SU BORDONALE Il collegamento dei puntoni al bordonale verrà realizzato con un fissaggio tipo tenone/mortasa. Le dimensioni del tenone saranno pari a 11 cm di base per 12 cm di altezza. La dimensione dell appoggio dovrà essere pari a 3.5 cm. Verifica a compressione ortogonale: L azione di compressione massima è pari al taglio sugli appoggi dei bordonali (7 kn). L area di contatto è pari a 3.5x11 cm. VEd c, 90, d 1,82MPa f c,90, d 1, 65MPa A La sezione è verificata. Verifica a taglio: Il taglio massimo viene valutato sugli appoggi del puntone più lungo è pari a 7 kn. Si utilizzano le formule di verifica del punto EC5. 3V Ed d 0,79MPa kv f v, d 0. 92MPa 2bh ef k v 0.53 La sezione è verificata. SI FL/si E-RELCA pag. 18 di 79

21 Connettori: Si prescrive l inserimento di due viti a passo doppio a disposizione incrociata di tipo Rothoblaas WT 6,5x190 o equivalente. Il doppio filetto con passo differenziato genera un effetto di trazione e, conseguentemente, di avvicinamento dei lembi del giunto. Il baricentro dei connettori dovrà essere posizionato in corrispondenza del piano di taglio. Adottando tale accorgimento si conferisce al collegamento una resistenza a trazione di 7,1 kn (il valore estrapolato dal catalogo corrisponde cautelativamente all estrazione di un singolo connettore) ed una resistenza a taglio aggiuntiva di 6,5 kn (vedasi catalogo rothoblaas riportato in calce). SI FL/si E-RELCA pag. 19 di 79

22 FISSAGGIO DELLE TRAVI AL CORDOLO La connessione delle travi di copertura alle murature sarà realizzato mediante barre M16 classe 8.8 (tipo Rothoblaas MGS o prodotti equivalenti). L ancoraggio sul cordolo sarà garantito da un ancorante chimico tipo Rothoblaas Vinylpro (lunghezza di ancoraggio 14 cm all interno del cordolo). Si prescrive l utilizzo di un contenimento a calza per evitare la dispersione dell ancorante all interno del laterizio. L efficacia dell intervento, sebbene di difficile quantificazione, viene analizzata nei paragrafi relativi all analisi sismica complessiva e ai cinematismi di collasso. L azione sul collegamento è quantificata pari all azione sismica sulla trave analizzata. Per semplicità (e cautela) tale azione è valutata pari al peso che grava sulla trave (nella combinazione quasi permanente) moltiplicato per l accelerazione corrispondente al plateau dello spettro di risposta elastico di progetto (0,387 g). Cautelativamente il calcolo è effettuato una sola volta per tutte le travi, adottando le masse sismiche gravanti sul bordonale (6 kn) e la sezione resistente del puntone (16x20). La forza orizzontale è dunque stimata pari a 1.2 kn. Si effettua innanzitutto una verifica a taglio del bullone: Unioni con bulloni soggette a taglio ( D.M. 14/01/08) 8.8 Classe bullone M16 Tipologia del bullone f tb γ M2 A res n 800 [MPa] Reststenza a rottura del bullone 1.25 Coefficiente di sicurezza 157 [mm 2 ] Area resistente (il piano di taglio interessa la perte filettata) 1 Numero piani di taglio F v,rd 50.2 [kn] Resistenza a taglio dei bulloni SI FL/si E-RELCA pag. 20 di 79

23 Le verifiche a rifollamento sul legno sono condotte secondo le prescrizioni del paragrafo dell Eurocodice 5. Le espressioni adottate, non essendoci espressioni per le unioni calcestruzzoolegno, sono quelle corrispondenti alle unioni acciaio-legno con piastra spessa. Per bulloni M16 di classe 8.8, il momento di snervamento = 0,324 knm. ρ = 410 kg/m 3 Densità legno GL28h f h,0,k = 0,082(1-0,01d) ρ = 28,2 MPa Resistenza caratteristica a rifollamento Lo spessore t 1 del legno è 20 cm. Si assume che la capacità caratteristica a estrazione F ax,rk sia nulla. La resistenza caratteristica è pari a min(93; 27; 90) = 27 kn da cui, applicando i coefficienti di sicurezza, la resistenza di progetto è pari a 14 kn. La verifica è soddisfatta ed il coefficiente di rischio è pari al 8%. La resistenza caratteristica a taglio su calcestruzzo C20/25 (considerato fessurato) è determinata utilizzando i cataloghi Rothoblaas. La resistenza di calcolo è ottenuta dividendo per 1,25 ( delle Norme Tecniche per le Costruzioni) ed è pari a 45 kn (I.R. = 3%). SI FL/si E-RELCA pag. 21 di 79

24 4.2. Quantificazione dei miglioramenti sismici e aspetti fondazionali L intervento di rifacimento della copertura rientra tra gli interventi su beni di interesse culturale in zone dichiarate a rischio sismico. Ai sensi del comma 4 dell art. 29 del D. lgs. 22 gennaio 2004, n. 42 Codice dei beni culturali e del paesaggio, è possibile limitarsi ad interventi di miglioramento effettuando la relativa valutazione della sicurezza. Il primo aspetto da considerare è la riduzione delle masse sismiche in gioco. In particolare sono ridotte le masse della copertura che, essendo poste in sommità al fabbricato, sono soggette ai massimi valori di accelerazione. Le masse vengono calcolate in riferimento ai carichi agenti nella combinazione quasi permanente. In riferimento alla struttura esistente i pesi della struttura sono così stimati: Murature perimetrali 3798 kn Tamponamenti 150 kn Travi di copertura 25 kn Coppi e Tavelle 250 kn Controsoffitto in cannicciato 50 kn Viceversa, dopo l intervento la struttura avrà i seguenti pesi: Murature perimetrali 3706 kn Travi di copertura 27 kn Pacchetto di copertura 170 kn Il peso complessivo del fabbricato si riduce circa dell 8%, mentre il peso della copertura diminuisce del 39%. Dal punto di vista statico l intervento in progetto oltre a risolvere tutte le problematiche della copertura induce una, seppur modesta, riduzione delle azioni sulle fondazioni. Il secondo aspetto da considerare riguarda la connessione degli elementi di copertura alle pareti perimetrali. Allo stato di fatto i puntoni ed il bordonale risultano sconnessi dalle murature, pertanto la trasmissione delle azioni è garantita dal solo attrito che si sviluppa tra il legno e la malta di allettamento. Viceversa, a seguito all intervento, tutte le travi di copertura verranno collegate alle murature perimetrali evitando fenomeni di sfilamento delle travi (specie in caso di sollecitazioni sismiche). Il terzo ed ultimo aspetto è connesso alla realizzazione del cordolo in muratura armata. Detto elemento rappresenta un vincolo elastico posto in testa ai maschi murari a presidio dei cinematismi di ribaltamento semplice e contribuisce all ammorsamento delle pareti incidenti ed alla chiusura della scatola muraria. SI FL/si E-RELCA pag. 22 di 79

25 Per quantificare l efficacia dell intervento sono state svolte analisi statiche non lineari ed analisi cinematiche utilizzando il software PCM 2015 della Aedes Software per l ingegneria Civile. La struttura è stata modellata agli elementi finiti mediante il programma di calcolo PCM 2015 della AeDES utilizzando elementi beam per la schematizzazione delle pareti e delle fasce di piano in muratura e delle travi e dei pilastri in calcestruzzo. Considerata l orditura lignea la copertura non è stata considerata quale vincolo di piano rigido in sommità ai maschi murari. I carichi considerati e combinati secondo le prescrizioni della Normativa Italiana sono i pesi propri dei maschi murari, computati direttamente dal software, ed i carichi della copertura (carichi permanenti strutturali, carichi permanenti non strutturali e carico da neve. Modello tridimensionale Di seguito si riportano i principali modi di vibrare in direzione X ed Y SI FL/si E-RELCA pag. 23 di 79

26 Modo di vibrare 1: traslazione in direzione globale Y (T 1 = 0,118 s Massa partecipante: 89.4%) Modo di vibrare 2: traslazione in direzione globale X (T 1 = 0,073 s Massa partecipante: 96.3%) Risultati dell analisi Pushover sullo stato di fatto L analisi statica non lineare è stata eseguita sul fabbricato allo stato di fatto considerando due differenti distribuzioni di forze applicate a livello dei solai: A - E - Lineare: proporzionale alle forze statiche; Uniforme: proporzionale alle masse; In particolare si considera una condizione iniziale di carico costituita dai carichi permanenti e da quelli variabili moltiplicati per il coefficiente 2. Le distribuzioni di forze di cui sopra sono scalate in modo da far crescere monotonamente lo spostamento orizzontale di un punto di controllo coincidente approssimativamente con il centro di massa della copertura. Di seguito sono riportate le curve di capacità derivanti dalle analisi. SI FL/si E-RELCA pag. 24 di 79

27 Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: A, Direzione: +X Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: E, Direzione: +X SI FL/si E-RELCA pag. 25 di 79

28 Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: A, Direzione: -Y Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: E, Direzione: -Y SI FL/si E-RELCA pag. 26 di 79

29 Le analisi non lineari condotte sul fabbricato hanno consentito di valutarne i meccanismi di collasso: Per quanto riguarda le azioni orizzontali (direzione X) si è osservato che la struttura presenta un comportamento rigido (in accordo anche con il risultato dell analisi modale in cui si rileva un periodo fondamentale molto basso, tipico di una struttura a comportamento rigido) e pressoché lineare. Si osserva, infatti che la domanda allo SLV corrisponde al tratto lineare della curva di capacità bilineare equivalente. Tale comportamento deriva dall impegno sul proprio piano dei massicci maschi murari longitudinali. Il collasso avviene per ribaltamento fuori piano delle pareti di spina. Allo stesso modo, in direzione Y il comportamento è dapprima governato dalla resistenza nel proprio piano delle pareti di spina; in tale direzione la struttura presenta maschi murari meno spessi e risulta, infatti, meno rigida. La risposta fuori piano si manifesta fin dalle fasi iniziali, conferendo alla curva di capacità una forma più appiattita e frastagliata (a causa del collasso di alcuni maschi più deboli dovuto all azione fuori piano), tipica di un profilo rigido plastico. La resistenza risulta essere inferiore alla quella valutata lungo la direzione X. Si rileva che le immagini sopra riportate sono riferite a curve in cui il collasso avviene, in accordo con la Normativa Italiana, per riduzione della resistenza del 20% rispetto al massimo assoluto. Si riporta, per le curve in direzione Y, anche il tratto successivo a tale riduzione in quanto il salto nella resistenza è dovuto al collasso fuori piano di due maschi nella porzione centrale del lato lungo del fabbricato (la parete finestrata). Si osserva un fenomeno tipico delle strutture di piccole dimensioni: anche solo il collasso locale di alcune pareti può causare la riduzione del 20% della resistenza della struttura anche pur non avendo luogo un vero e proprio meccanismo di collasso globale (che avviene, dopo una ridistribuzione delle forze sugli altri maschi, nei passi successivi dell analisi). L analisi sismica globale evidenzia come le pareti a forte spessore su una struttura monopiano consenta di partire da uno stato di fatto soddisfacente in cui le verifiche in direzione longitudinale (X) risultano già soddisfatte mentre quelle in direzione trasversale (Y) forniscono valori prossimi all 80% della resistenza ottimale. Le criticità sono quindi più legate ai cinematismi locali che al comportamento globale, gli interventi in progetto sono quindi mirati a prevenire le seguenti criticità: - Meccanismi fuori piano sulle pareti di spina - Meccanismi fuori piano sulla parete longitudinale interessata dalle aperture. SI FL/si E-RELCA pag. 27 di 79

30 Per migliorare la risposta sismica del fabbricato verranno posti in opera i seguenti interventi: - Realizzazione di un cordolo sommitale in muratura armata. Tale intervento determinerà un vincolo in testa ai maschi interessati dai meccanismi fuori piano. Inoltre, in corrispondenza delle murature incidenti, il cordolo potrà fungere da tirante, riducendo gli effetti spingenti della copertura inclinata; - Irrigidimento del comportamento nel piano delle falde copertura tramite l applicazione di nastri forati sul tavolato. Tale intervento contribuisce a creare un vincolo che, seppur flessibile, consente una miglior distribuzione delle azioni fra i maschi murari. Nella tabella seguente sono riportati i risultati delle singole analisi riportate in precedenza: Risultati analisi Pushover Verifica del miglioramento globale: Pushover allo stato di progetto L analisi statica non lineare è stata eseguita utilizzando le stesse ipotesi e le stesse distribuzioni di forze adottate per le analisi allo stato di fatto. Si omette di riportare la verifica del miglioramento nella direzione X in quanto la struttura ha dimostrato di poter sostenere le azioni sismiche di progetto già allo stato attuale. Si osserva altresì che la struttura, connessa ad un altro edificio, prosegua, lungo l asse X, il muro di cinta del complesso del castello; tali condizioni al contorno vincolano ulteriormente l edificio, rendendo pressoché inutile la valutazione del collasso in tale direzione. La valutazione del miglioramento nella direzione debole (Y) risulta essere strettamente connessa ai rapporti tra le rigidezze delle massicce pareti in muratura e quelle degli interventi in progetto (cordolature ed irrigidimento dei piani di falda). L analisi numerica è stata condotta su un modello ideale, vale a dire un modello che presenti rispettivamente un vincolo di impalcato rigido in testa ai maschi (cordolatura) ed una copertura a falde infinitamente rigide (intervento con nastri forati). SI FL/si E-RELCA pag. 28 di 79

31 Si riportano in seguito i risultati delle analisi condotte sotto queste ipotesi di calcolo. Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: A, Direzione: -Y Curva di capacità del sistema MDOF, Distribuzione di forze: E, Direzione: -Y SI FL/si E-RELCA pag. 29 di 79

32 Risultati analisi Pushover Nel modello ideale precedentemente descritto il rapporto minimo tra capacità e domanda in termini di accelerazione al suolo risulta essere pari a 1.084, e dunque la struttura risulterebbe essere verificata e l intervento sarebbe globalmente classificabile quale adeguamento sismico. Il comportamento reale della struttura allo stato di progetto sarà quindi intermedio tra il comportamento allo stato di fatto (indicatore di rischio pari a 0.773) ed il comportamento scatolare del modello ideale (I.R. = 1.048); nella cautelativa ipotesi che gli interventi previsti siano efficaci al 50% rispetto ad un comportamento ideale il rapporto capacità/domanda si attesterebbe, nella direzione debole, al valore di 0.93; valore prossimo all unità e decisamente soddisfacente per una struttura esistente in muratura. Un ultima considerazione relativa al cordolo in muratura armata: la tipologia adottata risulta essere una tra le tipologie più frequentemente attuate negli interventi su beni a carattere storico e monumentale poiché risulta essere un buon compromesso tra esigenze di miglioramento sismico ed esigenze di non invasività. L intervento presenta una rigidezza dello stesso ordine di grandezza (o di poco superiore) della muratura stessa, risultando così compatibile con l esistente senza snaturarne il comportamento strutturale. La tipologia di cordolo in progetto (o interventi assimilabili) risulta essere suggerita in: - MiBAC Linee Guida per la valutazione e riduzione del rischio sismico del patrimonio culturale allineate alle nuove Norme tecniche per le costruzioni (d.m. 14 gennaio 2008) - ANIDIS, SSN Commentario al D.M e alla Circ. n.65/aa.gg. del del Ministero LL.PP. - Gurrieri Francesco, Regione dell Umbria, Manuale per la riabilitazione e la ricostruzione postsismica degli edifici, Roma, Dei, 1999 SI FL/si E-RELCA pag. 30 di 79

33 Analisi cinematiche: Stato di fatto Oltre alle analisi globali sono state prese in considerazione le analisi locali. Allo stato di fatto (di cui si riportano i più gravosi ed i più significativi) un solo cinematismo risulta non verificato. 1) Ribaltamento spigolo Il cinematismo presenta un asse di rotazione Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio peso proprio da solaio peso proprio SI FL/si E-RELCA pag. 31 di 79

34 5 peso proprio peso proprio da solaio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV 8) Ribaltamento semplice Il cinematismo presenta un asse di rotazione SI FL/si E-RELCA pag. 32 di 79

35 2) Ribaltamento semplice Il cinematismo presenta un asse di rotazione Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione(considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio da solaio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Forze, spostamenti, lavoro SI FL/si E-RELCA pag. 33 di 79

36 n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV 3) Ribaltamento semplice parete longitudinale 1 Il cinematismo presenta un asse di rotazione SI FL/si E-RELCA pag. 34 di 79

37 Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio peso proprio peso proprio da solaio da solaio peso proprio peso proprio peso proprio peso proprio peso proprio da solaio peso proprio peso proprio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza SI FL/si E-RELCA pag. 35 di 79

38 a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV 4) Ribaltamento semplice parete longitudinale 2 Il cinematismo presenta un asse di rotazione Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio peso proprio da solaio da solaio peso proprio peso proprio peso proprio da solaio SI FL/si E-RELCA pag. 36 di 79

39 9 peso proprio da solaio peso proprio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV Nota: Si ritiene poco significativo inserire la verifica della parete longitudinale sud. Quest ultima infatti fa parte della cinta muraria del castello e presenta delle caratteristiche migliori dal punto di vista della composizione (tipologia e dimensioni dei conci) e della tessitura. Inoltre presenta una rastremazione che determina un allargamento delle sezioni più basse migliorandone la stabilità contro il ribaltamento (al contrario, il modello globale è stato costruito adottando la stessa tipologia di muratura in tutto il fabbricato, dunque trascurando cautelativamente tali effetti benefici) SI FL/si E-RELCA pag. 37 di 79

40 5) Ribaltamento semplice del muro di spina Il cinematismo presenta un asse di rotazione Si verifica a titolo di esempio una delle due pareti trasversali. Anche in questo caso essa risulta ampiamente soddisfatta. Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio peso proprio da solaio da solaio SI FL/si E-RELCA pag. 38 di 79

41 5 peso proprio da solaio da solaio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV SI FL/si E-RELCA pag. 39 di 79

42 Analisi cinematiche: Stato di progetto Vengono analizzati i due cinematismi con indicatore di rischio minore, nell ipotesi di inserimento del cordolo sommitale. Per completezza, le verifiche di sicurezza sulla parete corta (cinematismo 2 nello stato di fatto) sono state qui condotte prendendo in considerazione due differenti cinematismi: il primo (2a) consiste nel ribaltamento semplice della parete, mentre il secondo (2b) consiste in una flessione di parete attorno a due assi. Quest ultimo meccanismo rappresenta il caso in cui il cordolo di nuova realizzazione consente la formazione di una cerniera in testa al maschio in esame. L intervento in progetto è stato simulato da nastri di acciaio avente la stessa area delle barre previste all interno del cordolo in muratura. Si considera un area di acciaio efficace pari a circa il 50% dell area effettivamente presente per considerare la sola armatura in trazione all interno dei cordoli. 1) Ribaltamento spigolo Il cinematismo presenta un asse di rotazione SI FL/si E-RELCA pag. 40 di 79

43 Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio da nastro da nastro da nastro peso proprio da solaio peso proprio peso proprio da nastro da nastro peso proprio da solaio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Nastri - Acciaio: n. Largh. Spess. fyd Trazione (kn) (mm) (mm) (N/mm^2) Snervamento Valore di calcolo n. = numero del carico corrispondente al nastro in acciaio Dati: Larghezza, Spessore; fyd = tensione di snervamento di calcolo Trazioni: snervamento, valore di calcolo Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] SI FL/si E-RELCA pag. 41 di 79

44 L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV 2a) Ribaltamento semplice Il cinematismo presenta un asse di rotazione SI FL/si E-RELCA pag. 42 di 79

45 Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Asse di rotazione Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio da nastro peso proprio da nastro peso proprio peso proprio da solaio peso proprio da solaio peso proprio da solaio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Nastri - Acciaio: n. Largh. Spess. fyd Trazione (kn) (mm) (mm) (N/mm^2) Snervamento Valore di calcolo n. = numero del carico corrispondente al nastro in acciaio Dati: Larghezza, Spessore; fyd = tensione di snervamento di calcolo Trazioni: snervamento, valore di calcolo Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] SI FL/si E-RELCA pag. 43 di 79

46 Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV 2b) Flessione verticale di parete Il cinematismo presenta: un asse di rotazione inferiore; un asse di rotazione intermedio e un asse di rotazione nella posizione del carrello di sommità SI FL/si E-RELCA pag. 44 di 79

47 Dati generali V H Z T1 γ FC SLD (m^3) (m) (m) (sec) V = volume dei corpi partecipanti al meccanismo H = altezza della struttura rispetto alla fondazione Z = altezza rispetto alla fondazione del baricentro delle linee di vincolo tra i corpi del meccanismo ed il resto della struttura T1 = primo periodo di vibrazione γ = Coefficiente di partecipazione modale FC = fattore di confidenza SLD = X indica che è richiesta la verifica di sicurezza per SLD Assi di rotazione n. Coord. punto iniziale (m) Coord. punto finale (m) Arretr. k N fd a X Y Z X Y Z (m) (kn) (N/mm^2) (m) n. = numero consecutivo dell'asse di rotazione X,Y,Z = coordinate dei punti iniziale e finale dell'asse di rotazione (considerando l'eventuale arretramento) Carichi n. tipologia Punto di applicazione (m) Carico permanente G (kn) Carico variabile Q (kn) ψ2 X Y Z GX GY GZ QX QY QZ peso proprio da solaio peso proprio da nastro da solaio peso proprio da solaio peso proprio da nastro peso proprio peso proprio peso proprio peso proprio n. = numero consecutivo del carico tipologia: peso proprio, da solaio, catena o generico X,Y,Z = coordinate del punto di applicazione del carico nel sistema di riferimento globale XYZ GX,GY,GZ, QX,QY,QZ = componenti del carico nel sistema XYZ ψ2 = coefficiente di combinazione per il carico variabile (Tab.2.5.I), il valore di ψ2 (per carichi da solaio con più variabili aventi diversi coefficienti di combinazione, mostrato in tabella è pari alla media pesata: P=G+ψ2*Q, con G e Q carichi totali del solaio) Nastri - Acciaio: n. Largh. Spess. fyd Trazione (kn) (mm) (mm) (N/mm^2) Snervamento Valore di calcolo n. = numero del carico corrispondente al nastro in acciaio Dati: Larghezza, Spessore; fyd = tensione di snervamento di calcolo Trazioni: snervamento, valore di calcolo Forze, spostamenti, lavoro n. Carico totale G+ψ2*Q (kn) Forza inerziale(kn) Spostamenti virtuali (mm) Lavoro virtuale (kn*mm) PX PY PZ EX EY δx δy δz L1 L n. = numero consecutivo del carico PX,PY,PZ = componenti del carico totale G+ψ2*Q nel sistema XYZ EX,EY = componenti orizzontali della forza inerziale corrispondente al carico δx,δy,δz = spostamenti virtuali del punto di applicazione del carico nel sistema XYZ (angolo di rotazione virtuale intorno all'asse di rotazione n 1 pari a 1 mrad) L1 = lavoro virtuale delle forze statiche. Da (C8A.4.1): L1=Σ(1,...,n)[Pi*δYi]+Σ(1,...,o)[Fh*δh] L2 = lavoro virtuale delle forze inerziali (sismiche). Da (C8A.4.1): L2=Σ(1,...,n)[Pi*δXi]+Σ(n+1,...,n+m)[Pj*δXj] SI FL/si E-RELCA pag. 45 di 79

48 Moltiplicatore di collasso, Massa partecipante, Accelerazione di attivazione del meccanismo α0 M* e* a0* (kgm) (g) α0 = moltiplicatore di collasso M* = massa partecipante (C8A.4.3) e* = frazione di massa partecipante a0* = accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo (C8A.4.4) SLV: Verifiche di sicurezza a1* a2* a* PGA TR VN PGA,CLV TR,CLV (g) (g) (g) CLV CLV CLV /PGA,DLV /TR,DLV a1* = accelerazione spettrale richiesta su sistema rigido (C8A.4.9) a2* = accelerazione spettrale richiesta su sistema deformabile (C8A.4.10) PGA,CLV = capacità in termini di PGA per SLV TR,CLV = capacità in termini di periodo di ritorno TR per SLV VN,CLV = capacità in termini di Vita Nominale per SLV PGA,CLV / PGA,DLV = I.R.S.PGA = indicatore di Rischio Sismico in termini di PGA per SLV TR,CLV / TR,DLV = I.R.S. TR = indicatore di Rischio Sismico in termini di periodo di ritorno TR per SLV Confrontando lo stato di fatto e lo stato di progetto si osserva che adottando un cordolo ideale (capace quindi di realizzare un vincolo rigido) la verifica risulta ampiamente soddisfatta anche nell unico cinematismo di collasso che risultava non verificato allo stato di fatto. Per la quantificazione della reale efficacia del cordolo si rimanda al giudizio espresso in riferimento alle analisi globali. In ogni caso comparando il valore degli indici di resistenza in assenza di cordolo ed in presenza di una cordolatura ideale si ritiene soddisfacente l esito della verifica. Descrizione Stato di fatto Stato di progetto PGA,CLV / PGA,DLV PGA,CLV / PGA,DLV Ribaltamento semplice SI FL/si E-RELCA pag. 46 di 79

49 4.3. Giudizio motivato di accettabilità dei risultati Si verifica dapprima l attendibilità del modello di calcolo. La prima verifica effettuata consiste nel valutare le reazioni al piede della struttura. L output fornito dal programma dell analisi statica lineare non sismica è il seguente: Combinazione di Carico: 4: Combinazione sismica (Quasi Permanente) -0.03, 0.00, , 26.60, , 0.03 Si osserva che forze di reazione al piede risultano, come ci si aspetta, tutte pressoché nulle tranne l azione verticale che dovrà risultare pari al peso dei maschi sommati ai carichi verticali applicati (già calcolato nel paragrafo 4.2 della presente e pari approssimativamente a 3706 kn). La componente non nulla del momento flettente è dovuta all effetto spingente della copertura (sono presenti, infatti, delle forze orizzontali distribuite in testa ai maschi. Tali forze sono applicate a diverse quote e quindi determinano un momento flettente risultante non nullo). Per convalidare i risultati dell analisi GLOBALI (pushover) si è proceduto ad effettuare una stima della tagliante resistente alla base dell edificio; tale stima viene effettuata come somma delle resistenze a taglio per fessurazione diagonale dei singoli maschi murari del piano terra soggetti ai carichi verticali agenti in fase sismica nella direzione considerata. Il valore del taglio così ottenuto rappresenta una stima dall alto del taglio resistente; la capacità in termini di taglio ottenuta dalle analisi pushover sarà tanto più prossima a tale valore quanto più il collasso della struttura avvenga a seguito della plasticizzazione del maggior numero di elementi murari del piano terra possibile. La verifica viene effettuata in direzione Y. Dalle curve di capacità si rileva una tagliante massima resistente pari a: V Rd = 545 kn V Rd = 540 kn Curva A Curva E Il taglio resistente dei singoli maschi murari è stato calcolato secondo le prescrizioni del C delle Norme Tecniche, utilizzando un foglio excel. Nelle seguenti tabelle sono riassunti i risultati. SI FL/si E-RELCA pag. 47 di 79

50 Maschio 1 Maschio 2 L 7.1 m L 7.1 m t 0.75 m t 0.65 m h 5.15 m h 5.15 m b 1 b 1 N,copertura 0 N,copertura 0 σ MPa σ MPa f d MPa f d MPa V Rd 341 kn V Rd 296 kn Maschio 3 Maschio 4 L 1.6 m L 2.4 m t 0.58 m t 0.58 m h 4 m h 4 m b 1.5 b 1.5 N,copertura N,copertura σ MPa σ MPa f d MPa f d MPa V Rd 46 kn V Rd 66 kn Dove: L t h b N,copertura σ 0 f d Lunghezza maschio Spessore maschio Altezza maschio Rapporto tra altezza e lunghezza della parete Sforzo assiale agente in testa ai maschi Tensione normale media di compressione dovuta al peso proprio e ad N,copertura Resistenza di calcolo a trazione per fessurazione diagonale Taglio resistente stimato: V Rdmax = 748 kn; Tale valore potrebbe apparentemente sembrare in contrasto con i risultati della analisi pushover. Nel modello ad aste, infatti, i maschi più lunghi e massicci sono stati suddivisi in porzioni (il fabbricato deve essere ricondotto ad uno schema a telaio perché il modello ad aste possa essere ritenuto valido: la presenza di maschi troppo rigidi, unita alla presenza di link in testa ai maschi determinerebbe un modello molto più rigido di quanto non sia in realtà il fabbricato, in cui i meccanismi di collasso potrebbero non rispondere al reale comportamento della struttura). Ricalcolando la resistenza a taglio dei maschi 1 e 2 si ha: SI FL/si E-RELCA pag. 48 di 79

51 Maschio 1a Maschio 2a L 3.55 m L 3.55 m t 0.75 m t 0.65 m h 5.7 m h 5.7 m b 1.5 b 1.5 N,copertura 0 N 0 σ MPa σ MPa f d MPa f d MPa V Rd 116 kn V Rd 101 kn Maschio 1b Maschio 2b L 3.5 m L 3.5 m t 0.75 m t 0.65 m h 4.6 m h 4.6 m b 1.31 b 1.31 N,copertura 0 N,copertura 0 σ MPa σ MPa f d MPa f d MPa V Rd 125 kn V Rd 108 kn Taglio resistente stimato: V Rdmax = 562 kn; La differenza risulta essere inferiore al 4%. Il presente ragionamento, inoltre, consente di affermare che l analisi pushover è stata condotta, per esigenze di modellazione, su un modello avente una resistenza a taglio sottostimata. Pertanto le ipotesi adottate durante la costruzione del modello risultano essere a favore di sicurezza. SI FL/si E-RELCA pag. 49 di 79

52 In riferimento alle analisi LOCALI si verifica il cinematismo di ribaltamento semplice della parete allo stato di fatto. Peso parete: 0.58*[5.60* *2.20]*22.0 = kn Baricentro parete: [ 0.58*2.20*( )*22.0*(2.20/2)+0.58*1.80*5.60*22.0*3.10]/198.8 = 2.39 m Area copertura: m 2 Peso copertura nella combinazione quasi permanente: [ ]*16,04 = 18,87 kn Si ipotizza che il carico della copertura sia equamente ripartito tra bordonale a appoggio in testa ai maschi murari (i puntoni in legno sono ipotizzati in semplice appoggio). Carico copertura gravante sul corpo partecipante al cinematismo: 9,44 kn Angolo α inclinazione copertura: 42 % Componente orizzontale del carico della copertura spingente: 9,44 * senα*cosα = 3.37 kn SI FL/si E-RELCA pag. 50 di 79

53 Il valore del moltiplicatore di collasso restituito dal software (0.092) è sostanzialmente coincidente con quello determinato manualmente con il foglio di calcolo (0.097). Si verifica inoltre che, inserendo il valore dell azione T = 100 kn nel tirante nella condizione di progetto (pari alla tensione di snervamento dell acciaio per la metà dell area di acciaio che verrà inserita nel cordolo), il moltiplicatore di collasso risulta essere pari a 0,877. Anche in questo caso il valore coincide con l output del programma (0.900). SI FL/si E-RELCA pag. 51 di 79

54 SI FL/si E-RELCA pag. 52 di 79

55 5 Corpo di fabbrica: Camminamento Foresteria - Castello 5.1. Soletta monolitica di copertura Analisi dei carichi: Soletta monolitica sp. 12 3,00 kn/m 2 Finitura in laterizio sp kn/m 2 Massetto sp kn/m 2 Isolante 0.10 kn/m 2 Totale 1.60 kn/m 2 Carico neve: Per la determinazione del carico da neve, si veda l analisi dei carichi del corpo di fabbrica ex scuderie. 1 = 0.8 q s = 0.80*1.10 = 0.90 kn/m 2 Carico variabile: Il sovraccarico è assunto pari a 4,00 kn/m 2 Verifiche agli SLU: La conformazione allungata del solaio determina un comportamento prevalentemente monodirezionale dello stesso. Si considera dunque una trave di luce netta pari a 1,80 m costituita da una fascia di soletta di larghezza unitaria. La verifica a flessione è eseguita con il software VCA SLU ver. 7.7 del prof. Piero Gelfi. Si prevede l inserimento di una rete elettrosaldata in estradosso φ8/20x20. Il copriferro è stato cautelativamente posto pari a 3 cm. Il carico per unità di lunghezza è pari a 12.3 kn/m (comb. fondamentale). Adottando uno schema di trave semplicemente appoggiata il momento agente è pari a 5 knm. La verifica è soddisfatta con I.R. = 50%. Si verifica inoltre che il momento d incastro (si assume uno schema ad incastro perfetto) è pari a 3.35 knm, inferiore alla resistenza di calcolo (10 knm). SI FL/si E-RELCA pag. 53 di 79

56 La verifica a taglio è effettuata utilizzando le espressioni per elementi senza armature trasversali resistenti a taglio (Norme Tecniche per le Costruzioni, ). Base b w = 1000 mm Altezza h = 120 mm Copriferro c = 30 mm N. barre long. in trazione n = 5 Diametro barre longitudinali traz. φ l = 8 mm Area barre longitudinali A sd = 251 mm 2 Tensione caratt. Ccompressione cls f ck = 25 MPa Sforzo Normale di compressione N Ed = 0 kn Taglio agente V Ed = 12 kn Altezza utile d = 86 mm k = 2,52 Rapporto geometrico di armatura ρ l = 0,003 % Tensione media di compressione σ cp = 0,0 MPa Taglio Resistente V Rd = 50,6 kn Limite inferiore alla tensione resistente v min = 0,7 MPa Taglio Resistente V Rd,min = 60,4 kn Verifica V Ed < V Rd Soddisfatta SI FL/si E-RELCA pag. 54 di 79

57 Verifiche agli SLE: Si omettono le verifiche di deformabilità in quanto per luci così piccole risultano ininfluenti. Le tensioni nella sezione sono determinate attraverso il software VCA SLU ver. 7.7 del prof. Piero Gelfi. Si riportano in calce le verifiche alle tensioni di esercizio e di fessurazione eseguite ai sensi della norme vigenti ( e ). SI FL/si E-RELCA pag. 55 di 79

58 SI FL/si E-RELCA pag. 56 di 79

59 5.2. Parapetto metallico Per brevità verranno condotte le sole verifiche agli SLU in riferimento agli elementi maggiormente sollecitati, ovverosia il montante con maggiore area di influenza ed il corrimano di luce maggiore. Verifiche CORRIMANO: Il carico agente è quello fornito dalle Norme Tecniche (DM 2008) per le verifiche locali ed pari a 2,0 kn/m. Esso insiste su una luce pari all interasse massimo tra due montanti L = 2,50 m. q SLU = γ Q q = 1,5 2,0 kn/m = 3,0 kn/m Il momento agente è calcolato in riferimento ad uno schema di trave semplicemente appoggiata e risulta pari a 2,35 knm. Verifica a Flessione ( D.M. 14/01/08) M Ed 2,35 [knm] Momento flettente di progetto Classe 1 Classe della sezione S275 Tipo di acciaio SI spessore nominale t 40 mm γ M0 1,05 Coefficiente dei sicurezza delle sezioni Classe γ M2 1,25 Coefficiente dei sicurezza nei riguardi della frattura in sezioni tese f yk 275 [MPa] Tensione caratteristica di snervamento f tk 430 [MPa] Tensione caratteristica a rottura 0,9 A f, net M 2 f tk A f f M 0 yk E' possibile trascurare i fori nel calcolo del momento resistente Wpl 18,0 [cm 3 ] Modulo resistente plastico M c,rd 4,71 [knm] VERIFICA SODDISFATTA I.R. 0,50 Verifiche MONTANTE: Per effettuare le verifiche locali sul montante si adotta un carico pari al carico al metro lineare agente sul corrimano moltiplicato per la lunghezza massima di influenza (1,25 m). Lo schema utilizzato nei calcoli è quello di un elemento a mensola di altezza pari a quella del montante (1,12 m) alla cui sommità agisce un carico orizzontale concentrato F pari a 3,0 kn/m 1,25 m = 3,75 kn. Il momento agente è pertanto pari a 4,20 kn. SI FL/si E-RELCA pag. 57 di 79

60 Si riporta in seguito la verifica sul tubolare in acciaio: Verifica a Flessione ( D.M. 14/01/08) M Ed 4,20 [knm] Momento flettente di progetto Classe 1 Classe della sezione S275 Tipo di acciaio SI spessore nominale t 40 mm γ M0 1,05 Coefficiente dei sicurezza delle sezioni Classe γ M2 1,25 Coefficiente dei sicurezza nei riguardi della frattura in sezioni tese f yk 275 [MPa] Tensione caratteristica di snervamento f tk 430 [MPa] Tensione caratteristica a rottura 0,9 A f, net M 2 f tk A f f M 0 yk E' possibile trascurare i fori nel calcolo del momento resistente Wpl 16,4 [cm 3 ] Modulo resistente plastico M c,rd 4,30 [knm] VERIFICA SODDISFATTA I.R. 0,98 Infine verrà condotta una verifica sul profilo piatto (pieno) 50x30 utilizzato per realizzare l innesto a baionetta. Verifica a Flessione ( D.M. 14/01/08) M Ed 4,20 [knm] Momento flettente di progetto Classe 1 Classe della sezione S275 Tipo di acciaio SI spessore nominale t 40 mm γ M0 1,05 Coefficiente dei sicurezza delle sezioni Classe γ M2 1,25 Coefficiente dei sicurezza nei riguardi della frattura in sezioni tese f yk 275 [MPa] Tensione caratteristica di snervamento f tk 430 [MPa] Tensione caratteristica a rottura 0,9 A f, net M 2 f tk A f f M 0 yk E' possibile trascurare i fori nel calcolo del momento resistente Wpl 17,4 [cm 3 ] Modulo resistente plastico M c,rd 4,56 [knm] VERIFICA SODDISFATTA I.R. 0,92 SI FL/si E-RELCA pag. 58 di 79

61 Verifiche PIASTRA DI BASE: La verifica è eseguita attraverso il software C-Fix ver distribuito da Fischer Italia S.r.l. di cui si riportano i risultati. Si verifica l elemento di base del montante tipo soggetto alle massime azioni di calcolo: SI FL/si E-RELCA pag. 59 di 79

62 SI FL/si E-RELCA pag. 60 di 79

63 Si osserva che per le piastre ancorate sul cordolo di fondazione in calcestruzzo risulta sufficiente la lunghezza di ancoraggio determinata nel calcolo. Per quanto riguarda gli ancoraggi sugli elementi in muratura si prescrive una lunghezza di ancoraggio pari a 380 mm in virtù della differente consistenza del supporto Considerazioni complessive sulla struttura Anche in questo caso, l intervento in progetto rientra tra gli interventi su beni di interesse culturale in zone dichiarate a rischio sismico. Ai sensi del comma 4 dell art. 29 del D. lgs. 22 gennaio 2004, n. 42 Codice dei beni culturali e del paesaggio, è possibile limitarsi ad interventi di miglioramento effettuando la relativa valutazione della sicurezza. Il primo aspetto da considerare è la riduzione delle masse sismiche in gioco. In particolare sono ridotte le masse della copertura che, essendo poste in sommità al fabbricato, sono soggette ai massimi valori di accelerazione. Le masse vengono calcolate in riferimento ai carichi agenti nella combinazione quasi permanente. In riferimento alla struttura esistente i pesi della struttura sono così stimati: Murature perimetrali 1665 kn Solaio esistente in laterocemento 290 kn Viceversa, dopo l intervento la struttura avrà i seguenti pesi: Murature perimetrali 1665 kn Nuova soletta 320 kn Si osserva che l aumento del peso della copertura (10%) risulta di scarsa rilevanza rispetto alle masse sismiche in gioco (legate ai massicci muri perimetrali). Infatti, il peso complessivo del fabbricato aumenta di poco più del 1%. L entità dell aumento dei carichi risulta inoltre essere trascurabile anche da un punto di vista statico, risultando compatibile con i carichi limite della roccia su cui si poggiano le fondazioni. Udine, lì 06/07/2016 IL PROGETTISTA DELLE STRUTTURE IL DIRETTORE DEI LAVORI SI FL/si E-RELCA pag. 61 di 79

64 SI FL/si E-RELCA pag. 62 di 79

65 RELAZIONE SUI MATERIALI 1 Calcestruzzo per soletta monolitica Requisiti di base (calcestruzzo a prestazione garantita): Conformità alla : UNI EN e UNI Classe di resistenza a compressione : C25/30 Classe di esposizione : XC2 Dimensione massima nominale dell aggregato : 30 mm Classe di contenuto in cloruri : Cl 0.20 Massimo rapporto acqua/cemento : 0,60 Minimo contenuto in cemento : 300 kg/m 3 Consistenza alla consegna (slump) : S4 Caratteristiche meccaniche del calcestruzzo: Resistenza cilindrica caratteristica a compressione : f 25, 0 MPa Resistenza cilindrica media a compressione : f f 8 33, 0 MPa ck cm ck Resistenza cilindrica di calcolo a compressione : f f 14, 17 MPa 2/ 3 Resistenza cilindrica media a trazione semplice : f 0,30 f 2, 56 MPa Resistenza cilindrica media a trazione per flessione : f 1,2 f 3, 07 MPa Resistenza cilindrica caratter. a trazione semplice : f 0,7 f 1, 79 MPa Resistenza cilindrica di calcolo a trazione semplice : f 1, 19 MPa cd ctm cfm ctk cc ctd f ctk Modulo elastico istantaneo : Coeff. di Poisson (calcestruzzo non fessurato) : 0, 20 ck ctm ck ctm C C 0,3 E f 10 MPa cm cm 2 Acciaio per c.a. B450C Valori nominali delle tensioni caratteristiche: Tensione caratteristica nominale di snervamento : f 450 MPa y, nom Tensione caratteristica nominale di rottura : f 540 MPa t, nom SI FL/si E-RELCA pag. 63 di 79

66 Requisiti richiesti: f, Tensione caratteristica di snervamento : y, k f y nom (frattile 5.0%) f, Tensione caratteristica di rottura : t, k ft nom (frattile 5.0%) 1, 35 1,15 f (frattile 10.0%) t f y 25 k f y f y, 1, (frattile 10.0%) nom k Allungamento : 5 A 7, % (frattile 10.0%) gt k Diametro del mandrino per prove di piegamento a 90 e successivo raddrizzamento senza cricche: 12 mm : mm : mm : mm : 10 3 Acciaio da carpenteria Per laminati a caldo con profili a sezione cava (UNI EN ) : S275H JR Valori nominali delle tensioni caratteristiche (t 40 mm): Tensione caratteristica di snervamento : f yk = 275 MPa Tensione caratteristica di rottura : f tk = 430 MPa 4 Processi di saldatura La saldatura degli acciai dovrà avvenire sulla base delle seguenti normative di riferimento: UNI EN ISO 4063:2001 Saldatura, brasatura forte, brasatura dolce e saldobrasatura dei metalli Nomenclatura dei procedimenti e relativa codificazione numerica per la rappresentazione simbolica sui disegni SI FL/si E-RELCA pag. 64 di 79

67 UNI EN :2005 UNI EN :2005 Saldatura Raccomandazioni per la saldatura dei materiali metallici Parte 1: Guida generale per la saldatura ad arco Saldatura Raccomandazioni per la saldatura dei materiali metallici Parte 2: Saldatura ad arco di acciai ferritici UNI EN :2005 Saldatura Raccomandazioni per la saldatura dei materiali metallici Parte 3: Saldatura ad arco degli acciai inossidabili UNI EN ISO :2005 Saldatura e procedimenti connessi Raccomandazioni per la preparazione dei giunti Parte 1: Saldatura ad arco con elettrodi rivestiti, saldatura ad arco con elettrodo fusibile sotto protezione di gas, saldatura TIG e saldatura mediante fascio degli acciai Sono richieste caratteristiche di duttilità, snervamento, resistenza e tenacità in zona fusa e in zona termica alterata non inferiori a quelle del materiale base. 5 Bulloni e barre filettate I bulloni saranno conformi alle seguenti normative di riferimento: UNI EN ISO 4016:2002 Viti a testa esagonale con gambo parzialmente filettato Categoria C UNI 5592:1968 Dadi esagonali normali. Filettatura metrica ISO a passo grosso e a passo fine. Categoria C UNI EN ISO 898-1:2001 Caratteristiche meccaniche degli elementi di collegamento di acciaio Viti e viti prigioniere Con riferimento a questa ultima si prescrive : Vite classe Dado classe 8 SI FL/si E-RELCA pag. 65 di 79

68 6 Legno lamellare (LL) Requisiti di base: a) Legno lamellare classe GL28h : UNI EN 14080:2013 Coefficienti di sicurezza parziali: I coefficienti di sicurezza parziale dei suddetti materiali per le combinazioni fondamentali secondo le NTC/2008 sono: M =1.45 M =1.50 M =1.50 per il legno lamellare per il legno massiccio per le unioni reciproche Classi di servizio e coefficienti correttivi: Si considera una Classe di servizio 1 secondo le NTC/2008 perciò il coefficiente k mod che tiene conto dell effetto dell umidità e della durata dei carichi vale, a favore di sicurezza: per carichi di breve durata (neve): k mod = 0.9 per il legno lamellare k mod = 0.9 per il legno massiccio per i carichi di media durata (accidentali solai) vale: k mod = 0.8 per il legno lamellare k mod = 0.8 per il legno massiccio per i carichi istantanei (vento e sisma) vale: k mod = 1.0 per il legno lamellare k mod = 1.0 per il legno massiccio Per la Classe di servizio 1, il coefficiente k def che tiene conto della deformazione viscoelastica secondo NTC/2008, vale: k def = 0.6 k def = 0.6 per il legno lamellare per il legno massiccio SI FL/si E-RELCA pag. 66 di 79

69 Specifiche tecniche produttive: - Colla per legno lamellare: melaminica (UNI EN 301); - Trattamento superficiale: impregnante protettivo sugli elementi non rivestiti; - Preforature: per chiodi aventi gambo > 4 mm foro = 0.8* gambo per viti aventi gambo > 6 mm foro = 0.7* gambo per perni e/o bulloni calibrati foro = gambo - Rondelle: dimensioni come indicato in UNI EN :2005. Udine, lì 06/07/2016 IL PROGETTISTA DELLE STRUTTURE IL DIRETTORE DEI LAVORI SI FL/si E-RELCA pag. 67 di 79

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71 PIANO DI MANUTENZIONE DELLE PARTI STRUTTURALI DELL OPERA Il piano di manutenzione delle parti strutturali prescrive delle ispezioni di controllo (visivo) da eseguire con cadenza annuale e da ripetere a seguito di ogni evento eccezionale che si possa verificare (terremoto, urti, esplosioni, incendi, ecc.). Tali controlli dovranno essere effettuati da personale specializzato e, qualora vengano riscontrate delle anomalie, dovranno essere integrati da eventuali prove non distruttive. L esito di ogni ispezione deve formare oggetto di uno specifico rapporto da conservare insieme alla relativa documentazione tecnica. A conclusione di ogni ispezione, inoltre, il tecnico incaricato deve, se necessario, indicare gli eventuali interventi a carattere manutentorio da eseguire ed esprimere un giudizio riassuntivo sullo stato d opera. Tutti gli elementi strutturali presenti devono garantire le specifiche prestazioni indicate nel progetto strutturale, comunque non inferiori alle prestazioni prescritte dalle normative vigenti. Si elencano di seguito, per i vari materiali ed elementi costruttivi presenti, le anomalie riscontrabili e gli eventuali interventi di riparazione da effettuare. 1 Opere in cemento armato 1.1 Strutture di fondazione (travi, plinti, platee) Anomalie riscontrabili: - Cedimenti differenziali con conseguenti abbassamenti del piano di imposta delle fondazioni e perdita di perpendicolarità del fabbricato - Distacchi murari - Lesioni in elementi direttamente connessi alle strutture fondali - Comparsa di risalite di umidità - Corrosione delle armature degli elementi verticali spiccanti SI FL/si E-RELCA pag. 69 di 79

72 1.2 Strutture in elevazione (non presenti) Anomalie riscontrabili: - Distacchi - Lesioni - Cavillature - Comparsa di macchie di umidità - Difetti di verticalità - Sbandamenti fuori piano (pareti in c.a.) 1.3 Strutture orizzontali (soletta di copertura) Anomalie riscontrabili: - Distacchi e disgregazioni del materiale - Sfondellamenti - Fessurazioni - Comparsa di macchie di umidità - Eccessiva deformazione - Eccessiva vibrazione 1.4 In generale per le strutture in c.a. Ispezione e controllo: - Eventuali fenomeni di deterioramento e degrado del materiale; - Eventuali fenomeni di dissesto delle strutture a causa di cedimenti differenziali; - Presenza di un quadro fessurativo che esuli dalle normali fessure da ritiro del calcestruzzo in fase di maturazione, crepe causate da ritiro plastico per essicamento rapido, corrosione delle armature per carbonatazione (verticale) o per cloruri (orizzontale, ritiro igrometrico, scrostatura per azione espansiva dell'armatura ossidata, macchie per flusso di sali, polveri, inquinanti vari; - Presenza di distacchi del copriferro delle opere che comporti l esposizione all ambiente aggressivo / all aria dei ferri d armatura; - Presenza di fenomeni di risalita dell umidità; - Eventuali avvallamenti delle strutture orizzontali che sono indice di eccessivi carichi di esercizio e deformazioni. Interventi di riparazione: - Riparazioni localizzate superficiali delle parti strutturali e sigillatura delle fessure eventualmente presenti da effettuare con materiali adeguati; SI FL/si E-RELCA pag. 70 di 79

73 - Protezione dei calcestruzzi dalle azioni disgreganti (gelo, ambienti aggressivi) con applicazione di film protettivi previo trattamento e/o sostituzione delle armature esposte; - In seguito alla comparsa di segni di cedimenti strutturali (lesioni, fessurazioni, rotture), effettuare accurati accertamenti per la diagnosi e la verifica delle strutture, da parte di tecnici qualificati, che possano individuare la causa/effetto del dissesto ed evidenziare eventuali modificazioni strutturali tali da compromettere la stabilità delle strutture, in particolare verificare la perpendicolarità del fabbricato. Procedere quindi al consolidamento delle stesse a secondo del tipo di dissesti riscontrati. Si raccomanda di contattare un tecnico abilitato ogni qualvolta: - Siano necessari interventi di ripristino per avere indicazioni riguardo i prodotti specifici e quantitativo degli stessi da utilizzare; - Si manifesti un quadro fessurativo in rapida evoluzione o vengano predisposti di interventi che vadano a variare dimensioni strutturali o carichi applicati. 2 Opere in acciaio 2.1 Strutture in elevazione e relative giunzioni Anomalie riscontrabili: - Ossidazione/Corrosione degli elementi strutturali; - Sistemi di collegamento difettosi; - Difetti di verticalità / orizzontalità. Controlli e interventi: - Per le strutture si prescrivono dei controlli visivi, specie nelle zone soggette a possibile aggressione chimica, da effettuarsi con cadenza annuale, integrate da eventuali prove non distruttive se venissero riscontrati dei difetti/anomalie; - Per i giunti si prescrive un controllo atto a verificare l integrità delle giunzioni (bullonate/saldate) con eventuale serraggio dei bulloni allentati e/o sostituzione degli elementi ammalorati; Si prescrive un controllo visivo delle strutture allo scopo di valutare la presenza di ruggine e/o alterazioni del rivestimento protettivo (sfarinamenti, screpolature, vescicamento, danneggiamenti ) predisponendo, eventualmente, in contradditorio con la committenza e il progettista, un adeguato ripristino. SI FL/si E-RELCA pag. 71 di 79

74 3 Opere in legno lamellare 3.1 Strutture in elevazione (non presenti) Anomalie riscontrabili: - Fenomeni di deterioramento e/o degrado del materiale; - Dissesto delle strutture dovuto a cedimenti differenziali; - Fessurazioni; - Lesioni; - Comparsa di macchie di umidità (dovuti ad infiltrazioni dalla copertura, umidità in corrispondenza degli appoggi delle travi); - Difetti di verticalità e/o eccessiva deformazione delle travi (mancanza di orizzontalità); - Stato delle carpenterie metalliche di eventuali giunzioni tra gli elementi strutturali. 3.2 Strutture orizzontali (copertura in legno) Anomalie riscontrabili: - Fessurazioni; - Eccessiva deformazione delle travi di orditura (mancanza di orizzontalità con frecce di inflessione marcate); - Eccessiva vibrazione; - Danni causati dall umidità o da attacchi di insetti (rosume, fori da sfarfallamento) per le parti esposte agli agenti atmosferici e all aria (specie nelle strutture di copertura). Particolare attenzione deve essere posta per le connessioni legno-acciaio che dovranno essere visionate da un tecnico specializzato ogni 2 anni allo scopo di accertare le condizioni di tutte le bullonature e dei collegamenti tra le strutture orizzontali e verticali. Udine, lì 06/07/2016 IL PROGETTISTA DELLE STRUTTURE IL DIRETTORE DEI LAVORI IL COMMITTENTE SI FL/si E-RELCA pag. 72 di 79

75 RELAZIONE GEOTECNICA E SULLE FONDAZIONI Nell area in esame affiorano calcari di Aurisina di età Tauroniano-Campaniano e calcari fratturati della Formazione Liburnica, ulteriormente suddivisibili in sottounità Liburnico A e Liburnico B, rispettivamente di età tardo cretacica e paleocenica. Per quanto riguarda gli aspetti specialistici si rimanda alla Relazione geologica redatta in data 22 aprile 2016 dal dott. geol. Sara Bensi, phd e dal dott. geol. Antonio Bratus, phd (in Allegato alla presente). Detta relazione è stata redatta sulla base dei risultati di sopralluoghi effettuati in prossimità dei corpi di fabbrica (testimoniati dalla documentazione fotografica presente nella stessa) e da indagini in situ (misure HVSR a stazione singola). In particolare, dalla relazione geologica si evince che il corpo di fabbrica denominato ex scuderie poggia sui calcari della formazione liburnica A, a stratificazione massiva o di potenza pluridecimetrica. La giacitura è mediamente 290/70. Il corpo di fabbrica è situato in prossimità del presunto punto di passaggio tra la formazione liburnica A e l unità litostratigrafica Calcari di Aurisina (che si estende nell area a nord del fabbricato). Il corpo di fabbrica camminamento foresteria castello" è edificato all interno della formazione liburnica B caratterizzata da una fitta stratigrafia e da potenza anche minore del decimetro. La giacitura ha un valore medio di 295/60 con strati tendenzialmente subverticali, in falesia a franapoggio, meno inclinati del pendio. Si segnala che ad ovest del corpo di fabbrica passa una faglia trascorrente con direzione approssimativamente nord-sud che divide la formazione su cui si innesta il tunnel di camminamento (Liburnico B) dalla formazione Calcari di Aurisina posta ad ovest dello stesso. Detta faglia ha carattere locale e non interessa direttamente il fabbricato, se non nella parte terminale a confine con il Collegio del Mondo Unito. SI FL/si E-RELCA pag. 73 di 79

76 In sintesi, dalle informazioni ricavate da fonti bibliografiche e dall analisi degli affioramenti superficiali, è possibile classificare il suolo al di sotto di entrambi gli edifici come massa rocciosa calcarea avente caratteristiche intermedie tra un calcare compatto ed un calcare fratturato. I valori dei parametri geotecnici, desunti da fonti bibliografiche, sono per il calcare compatto: 45 Angolo di attrito interno c 35 kpa Coesione 26 kn/m 3 Peso di volume naturale Mentre per il calcare fratturato: Angolo di attrito interno c 0 kpa Coesione 24 kn/m 3 Peso di volume naturale Si osserva che l origine dei fenomeni di degrado e dissesto che interessano i due edifici storici di cui si vuole eseguire gli interventi di restauro e di ripristino conservativo non è legata a problematiche di tipo geologico e geotecnico. Si rileva inoltre che detti interventi si sostanziano essenzialmente nel rifacimento delle chiusure orizzontali di copertura e nella demolizione di un elemento di tamponamento. Tali operazioni non influenzano le fondazioni in quanto non comportano un significativo aumento dei carichi in fondazione. Da un punto di vista sismico l area è posta in zona 3, secondo la classificazione regionale posta in essere dal DGR n. 845 del 6 Maggio 2010, caratterizzata da una accelerazione di picco al suolo (a g o PGA) compresa tra 0,05 e 0,175 g. In relazione al primo corpo di fabbrica (ex scuderie) si è osservato da un primo esame visivo che la massa rocciosa non affiora direttamente in prossimità dell edificio. Per questo motivo sono state eseguite due misure HVSR a stazione singola allo scopo di verificare l entità dello strato di copertura della stessa. Dall indagine risulta che il substrato roccioso può essere considerato sub affiorante e, pertanto, il sottosuolo è da considerasi di categoria A (Ammassi rocciosi affioranti o SI FL/si E-RELCA pag. 74 di 79

77 terreni molto rigidi caratterizzati da valori di V s,30 superiori a 800 m/s, eventualmente comprendenti in superficie uno strato di alterazione, con spessore massimo pari a 3 m). La superficie topografica di imposta del fabbricato, sebbene risulti in prossimità di un terrazzo leggermente acclive, può essere ascritta alla categoria topografica T1 (superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i 15 ). Il secondo corpo di fabbrica (tunnel di collegamento) è direttamente impostato sui calcari. Anche in questo caso è possibile adottare una categoria del sottosuolo A. Il sito si trova a ridosso della falesia, vale a dire alla sommità di un pendio di altezza superiore ai 30 m avente inclinazione maggiore di 15. Per questo motivo dovrà essere considerato di categoria topografica T2 (pendii con inclinazione media i > 15 ). Udine, lì 06/07/2016 IL PROGETTISTA DELLE STRUTTURE IL DIRETTORE DEI LAVORI SI FL/si E-RELCA pag. 75 di 79

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79 RELAZIONE SULLA MODELLAZIONE SISMICA 1 Vita nominale Classe d uso Periodo di riferimento Tipo di costruzione : 2 (opere ordinarie) (Tab. 2.4.I, 2.4.1, D.M. 14/01/08) Vita nominale V N : 50 anni (Tab. 2.4.I, 2.4.1, D.M. 14/01/08) Classe d uso : III ( 2.4.2, D.M. 14/01/08) Coefficiente d uso C U : 1,5 (Tab. 2.4.II, 2.4.3, D.M. 14/01/08) Periodo di riferimento V R : 75 anni ( 2.4.3, D.M. 14/01/08) 2 Categoria di sottosuolo e condizioni topografiche Come specificato nella Relazione geotecnica e sulle fondazioni il sottosuolo risulta ascrivibile alla categoria di sottosuolo A di cui alla Tab. 3.2.II, del D.M. 14/01/08. Ai sensi della Tab. 3.2.IV di cui al del D.M. 14/01/08 ed in accordo con le indicazioni presenti nella relazione geologica, la categoria topografica di riferimento è la T1 (superficie pianeggiante) per quanto riguarda il fabbricato ex scuderie, mentre per il fabbricato camminamento foresteria-castello è da considerarsi T2 (Pendii con inclinazione media > 15 ). 3 Stati limite e probabilità di superamento Ai sensi dei 7.1 e 8.3 del D.M. 14/01/08, vengono presi in considerazione gli effetti dei seguenti stati limite sismici: Stati Limite Ultimi: Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) P 10 % V R dove P VR rappresenta la probabilità di superamento nel periodo di riferimento V R come da Tab. 3.2.I di cui al del D.M. 14/01/08. 4 Parametri di pericolosità sismica di progetto Per la definizione dell azione sismica si fa riferimento alla zonizzazione di cui al D.M. 14/01/08. I parametri di pericolosità sismica sono calcolati attraverso il programma SPETTRI-NTC ver fornito dal Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici. In particolare il sito e le strutture in esame sono caratterizzati dai seguenti parametri di pericolosità sismica di progetto: SI FL/si E-RELCA pag. 77 di 79

80 Latitudine N ( N) Longitudine E ( E) Parametri di pericolosità sismica 5 Spettri di risposta elastici in accelerazione delle componenti orizzontali Sulla base delle informazioni riportate in precedenza ed ai sensi del del D.M. 14/01/08, si determinano i seguenti parametri degli spettri di risposta elastici in accelerazione delle componenti orizzontali allo SLV: Spettro elastico allo SLV: parametri SI FL/si E-RELCA pag. 78 di 79