C.A.D.F. S.p.A. Via Alfieri 3 Codigoro (RA)

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2 C.A.D.F. S.p.A. Via Alfieri 3 Codigoro (RA) REALIZZAZIONE VASCA PER IMPIANTO DI SOLLEVAMENTO PROGETTO ESECUTIVO OPERE STRUTTURALI E DI FONDAZIONE RELAZIONE DI CALCOLO RELAZIONE SUI MATERIALI Rev.2 09/15

3 INDICE 1. RELAZIONE DI CALCOLO FONDAZIONE DESCRIZIONE GENERALE ED INQUADRAMENTO DELL OPERA CARATTERISTICHE E GEOMETRIA DELLE STRUTTURE Fondazioni speciali Vasca NORMATIVA DI RIFERIMENTO MODELLI ADOTTATI E CRITERI GENERALI DI ANALISI E VERIFICA Ipotesi generali Modellazione geotecnica Parametri terreno Livello di falda Metodi di analisi e verifica VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI DELLA STRUTTURA Definizione delle azioni Pesi di volume Azioni permanenti strutturali (G 1 ) Azioni permanenti non strutturali (G 2 ) Azioni variabili (Q) Azione sismica (E) Verifiche nei confronti degli Stati Limite Ultimi Combinazioni delle azioni Parametri geotecnici Resistenze Approcci di verifica Verifiche di stabilità al galleggiamento (UPL) Verifiche geotecniche (GEO) Verifiche strutturali (STR) RELAZIONE SUI MATERIALI UTILIZZATI NORMATIVA DI RIFERIMENTO CALCESTRUZZO JET-GROUTING ACCIAIO PER C.A ACCIAIO PER BARRE AUTOPERFORANTI RELAZIONE DI CALCOLO PLATEA GRUPPI ELETTROGENI DESCRIZIONE GENERALE ED INQUADRAMENTO DELL OPERA RELAZIONE DI CALCOLO PLATEA ACIDO PERACETICO DESCRIZIONE GENERALE ED INQUADRAMENTO DELL OPERA CALCESTRUZZO ACCIAIO PER C.A i

4 1. RELAZIONE DI CALCOLO FONDAZIONE 1.1 Descrizione generale ed inquadramento dell opera La presente relazione illustra il calcolo delle opere strutturali di fondazione di una nuova vasca di sollevamento costruenda presso il comune di Comacchio (FE) in località Lido delle Nazioni. Per la realizzazione dello scavo è prevista una cinturazione con pali secanti diametro 0,6 m interassati di 0,45 m sul perimetro della fossa sormontati da un cordolo di collegamento. Il fondo scavo verrà preservato da fenomeni di sollevamento e sifonamento tramite la realizzazione di un tampone realizzato in jet grouting armato con barre autoperforanti destinate ad ancorare il solettone di base in calcestruzzo. Lo scavo sarà quindi ultimato con un getto del rivestimento interno della vasca al quale saranno ancorate le strutture interne. 1

5 Sezione verticale vasca (configurazione provvisionale) 2

6 Sezione verticale vasca (configurazione definitiva) 3

7 Sezione orizzontale vasca (configurazione definitiva) Per maggiori dettagli si fa riferimento alle tavole di progetto. 4

8 1.2 Caratteristiche e geometria delle strutture Fondazioni speciali Le fondazioni speciali presentano le seguenti caratteristiche: Pali secanti di cinturazione Diametro: : 0,6 m Interasse: 0,45 m Lunghezza: 10,0 m Tappo di fondo in jet grouting Area: : 47,75 m 2 Lunghezza: 5,0 m Vasca La vasca presenta al finito le seguenti dimensioni: Dimensioni in pianta interno vasca: Profondità interna vasca: 7,0 x 5,5 m 6,25 m 5

9 1.3 Normativa di riferimento - Legge n.1086 del 5/11/74 : Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica - D.M. 14/01/08 : Norme Tecniche per le Costruzioni - Circolare 617/2009: Istruzioni per l applicazione delle Norme Tecniche per le Costruzioni 1.4 Modelli adottati e criteri generali di analisi e verifica Ipotesi generali I calcoli sono stati eseguiti secondo le regole della Scienza delle Costruzioni nel rispetto delle norme vigenti in materia. Il sistema di misura usato nei calcoli è il Sistema Internazionale in cui si è ritenuta valida la relazione 1 Kgf = 10 N = 1 dan Modellazione geotecnica Parametri terreno Facendo riferimento a quanto riportato nella relazione geotecnica allegata al progetto, per il terreno interessato dalle opere si assumono cautelativamente i seguenti parametri: peso di volume naturale: γ = 19 kn/m 3 peso di volume immerso: γ = 9 kn/m 3 angolo d attrito: φ = 35 coesione drenata: c = 0 kn/m 2 modulo elastico drenato: E = 6 MPa coesione non drenata: c u = 0 kn/m 2 6

10 Per il terreno trattato con gettazione si assumono cautelativamente i seguenti parametri: peso di volume: γ jg = 20 kn/m 3 resistenza a compressione: modulo elastico: σ c = 3 MPa E = MPa Livello di falda Facendo riferimento alla relazione geologica allegata al progetto, il livello di falda si attesta a -1,30 m sotto il piano di campagna. Livello di falda: h w = + 8, Metodi di analisi e verifica Sulle pareti della vasca agisce la spinta orizzontale di terreno e acqua, dei sovraccarichi quali il terrapieno stradale ed il sovraccarico accidentale distribuito. Considerando le modalità di costruzione, l opera risulta non suscettibile di spostamenti tali da mobilitare la spinta attiva, pertanto si adotta il seguente coefficiente di spinta: K 1 = K 0 = 1 sen 35 = 0,42 L analisi geotecnica e strutturale è stata eseguita sulla base di un modello tridimensionale, utilizzando il codice di calcolo agli elementi finiti SAP2000. La cintura di pali di contenimento viene schematizzata tramite elementi frame di caratteristiche geometriche equivalenti. Di seguito si riporta lo schema adottato nell analisi in oggetto, nel quale è evidenziata la geometria degli elementi finiti (maglia 1,0 m x 0,5 m). 7

11 Modello di analisi della cinturazione Il tappo di fondo è rappresentato da elementi spring unidirezionali reagenti a sola compressione ai quali viene assegnata una rigidezza equivalente determinata in funzione della deformabilità dell elemento di irrigidimento considerando un modulo elastico del terreno trattato pari a E = MPa. Il terreno non trattato che circonda il pozzo è modellato tramite elementi spring unidirezionali reagenti a sola compressione la cui costante elastica adeguata alla tipologia di terreno è variabile in funzione della profondità. Il rivestimento interno viene schematizzato tramite elementi shell di caratteristiche geometriche equivalenti. Su tale rivestimento è considerata agente la pressione idrostatica di falda. 8

12 Modello di analisi del rivastimento interno Per le verifiche geotecniche si fa riferimento a quanto prescritto dalle NTC2008 circa la progettazione geotecnica. Le verifiche degli elementi strutturali sono condotte con il metodo agli Stati limite. Riguardo le altre prescrizioni esecutive si richiamano le disposizioni di cui alle norme tecniche vigenti emanate dal Ministero delle Infrastrutture. 1.5 Valutazione della sicurezza e delle prestazioni della struttura Le analisi sono state effettuate partendo dalle ipotesi riportate al punto precedente. 9

13 1.5.1 Definizione delle azioni Pesi di volume Nei calcoli di progetto si sono adottati i seguenti pesi di volume: Cls armato: γ cls = 25 kn/m 3 Terreno trattato: γ jg = 20 kn/m 3 Acqua: γ w = 10 kn/m Azioni permanenti strutturali (G 1 ) Peso proprio tappo di fondo: Peso proprio pali secanti: Peso proprio cordolo: 4774 kn 3802 kn 496 kn Peso totale strutture provvisionali: N G1 = 9072 kn Peso proprio solettone di fondo: Peso proprio pareti: Peso proprio strutture interne: 716 kn 1432 kn 414 kn Peso totale strutture in esercizio: N G1 = kn Azioni permanenti non strutturali (G 2 ) Peso impianti (pompe e griglia): N G2 = 75 kn Ai fini delle verifiche i carichi permanenti non strutturali sono stati trattati come i permanenti strutturali in quanto compiutamente definiti. Totale carichi permanenti: N G1 + N G2 = = kn 10

14 Sovraccarichi permanenti (terrapieno stradale) A ridosso di un lato della vasca corre una strada su rilevato, la cui presenza è stata considerata come un sovraccarico nastriforme distribuito su un impronta di 8 m e ad una distanza di 3 m dal perimetro della fossa. Il valore del sovraccarico permanente è stato assunto pari a: p = 30,0 kn/m Azioni variabili (Q) Acqua nella vasca Considerando un riempimento accidentale della vasca superiore a quota +10,25 con un battente di 3,35 m si ottiene: Volume d acqua max vasca superiore: V w1 = 50 m 3 Peso acqua max vasca superiore: Q w1 = 500 kn Considerando un riempimento accidentale della vasca inferiore a quota +6,60 con un battente di 2,60 m si ottiene: Volume d acqua max vasca superiore: V w2 = 100 m 3 Peso acqua max vasca superiore: Q w2 = 1000 kn Sovraccarichi accidentali Si considera un sovraccarico accidentale distribuito a tergo delle opere di sostegno pari a: q = 10,0 kn/m Azione sismica (E) Ai fini progettuali l azione sismica viene assunta come forza pseudostatica secondo quanto prescritto dal D.M. 14/01/2008 per le paratie. La componente orizzontale dell accelerazione equivalente è determinata in base all ubicazione del sito ed alle cartteristche stratigrafiche e geomorfologiche (suolo tipo C e categoria topografica T1 ). Stato Limite di Vita (SLV) S S = 1,5 11

15 S T = 1,0 a g = 0,084g a max = S S * S T * a g = 0,126 g Considerando che la struttura non può subire spostamenti rilevanti si assumono cautelativamente α = 1 e β = 1 e quindi si ottiene un coefficiente moltiplicativo delle forze di gravità pari a : k h = α * β * a max / g = 0,126 Stato Limite di Danno (SLD) S S = 1,5 S T = 1,0 a g = 0,038 a max = S S S T a g = 0,057 g Considerando che la struttura non può subire spostamenti rilevanti si assumono cautelativamente α = 1 e β = 1 e quindi si ottiene un coefficiente moltiplicativo delle forze di gravità pari a : k h = α * β * a max / g = 0, Verifiche nei confronti degli Stati Limite Ultimi Per lo stato limite ultimo deve essere verificata la seguente condizione: E d R d 12

16 Combinazioni delle azioni Le azioni vengono combinate facendo riferimento alla tabella 6.2.I delle NTC2008 dove per le azioni si sono considerati i seguenti coefficenti: Nelle quali combinazioni si è indicato con: G 1 è il valore caratteristico delle azioni permanenti strutturali; G 2 è il valore caratteristico delle azioni permanenti non strutturali; Q i i valori caratteristici delle azioni Q i variabili tra loro indipendenti; Si prendono in considerazione le combinazioni delle azioni di progetto per la verifica agli SLU statici come definite dalla seguente espressione: Si prendono in considerazione le combinazioni delle azioni di progetto per la verifica agli SLU sismici (SLV) come definite dalla seguente espressione: Considerando ai soli effetti della combinazione sismica un coefficiente di combinazione per i sovraccarichi accidentali ψ 21 = 0 13

17 Parametri geotecnici Per i parametri geotecnici si adottano i seguenti coefficenti: Resistenze Per la verifica al sollevamento (UPL) si adottano i sguenti coefficienti: Approcci di verifica Le verifiche sono condotte seguendo i seguenti approcci: 1) SLU di tipo idraulico (UPL - HYD) UPL + M2 + R1 (Verifica di stabilità al sollevamento fondo scavo) 14

18 Si assume il seguente coefficienti di sicurezza: Verifiche al sollevamento: γ R = 1,0 2) SLU di tipo geotecnico (GEO) A2 + M2 + R1 (APPROCCIO 1 / Comb. 2 caso statico) E + M2 + R1 (APPROCCIO 1 / Comb. 2 caso sismico) Si aassumono i seguenti coefficienti di sicurezza: Verifiche di carattere geotecnico : γ R = 1,0 3) SLU di tipo strutturale (STR) A1 + M1 + R1 (APPROCCIO 1 / Comb. 1 caso statico) E + M1 + R1 (APPROCCIO 1 / Comb. 1 caso sismico) Si aassumono i seguenti coefficienti di sicurezza: Verifiche di carattere strutturale: γ R = 1,0 Le verifiche vengono effettuate per le combinazioni di carico più gravose Verifiche di stabilità al galleggiamento (UPL) Verifica al galleggiamento (configurazione provvisionale) In prima analisi si procede considerando la configurazione provvisionale della struttura nella sua interezza ed amplificando le azioni secondo la tabella 6.2.III si ottiene: V inst,d = 7,4*8,9*10,3*10 = 6784 kn G stb,d = 9072 kn 15

19 Valore di progetto dell azione instabilizzante: E d = 1,1*6784 = 7461 kn Valore di progetto della resistenza: R d = 0,9*9072 = 8165 kn E d / R d = 7461 / 8165 = 0,91 < 1,0 E d < R d La verifica risulta soddisfatta In seconda analisi si procede alla verifica di galleggiamento del solo tappo di fondo considerato isolato dalla restante struttura. Amplificando le azioni secondo la tabella 6.2.III si ottiene la seguente azione instabilizzante: V inst,d = 6,2*7,7*10,3*10 = 4917 kn Per il calcolo delle azioni stabilizzanti è stato considerato cautelativamente il solo contributo dell attrito tra terreno e tappo di fondo con un coefficiente di attrito pari a µ = 0,6 e trascurando la collaborazione del peso delle pareti di cinturazione. Peso tappo di fondo: G tf = 6,2*7,7*5*20 = 4774 kn Pressione media efficace interfaccia tappo-terreno: p eff = (19*1,3+9*7,8)*0,42 = 40 kn/m 2 Forza di attrito tra terreno e tappo di fondo: 16

20 R a = 40*0,6*5,0*(6,2*2+7,7*2) = 3336 kn Pertanto G stb,d = = 8253 kn Valore di progetto dell azione instabilizzante: E d = 1,1*4917 = 5408 kn Valore di progetto della resistenza: R d = 0,9*8253 = 7427 kn E d / R d = 5408 / 7427 = 0,73 < 1,0 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifica al galleggiamento (configurazione di esercizio) Considerando la configurazione definitiva della struttura e trascurando la presenza degli impianti e di acqua all interno della vasca ed amplificando le azioni secondo la tabella 6.2.III si ottiene: V inst,d = 7,4*8,9*10,3*10 = 6784 kn G stb,d = kn Valore di progetto dell azione instabilizzante: E d = 1,1*6780 = 7458 kn Valore di progetto della resistenza: R d = 0,9*11634 = kn 17

21 E d / R d = 7458 / = 0,71 < 1,0 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifiche geotecniche (GEO) Verifica di stabilità delle opere (comb. statica) Combinazione di verifica: A2 + M2 + R1 Facendo riferimento alle configurazioni A2+M2 di cui in allegato le strutture di sostegno risultano stabili e pertanto verificate Verifiche strutturali (STR) Verifiche palificata Combinazione: A1 + M1 + R1 18

22 Diagramma momenti sulla palificata (comb. A1+M1 statica) [kn*m/m] Diagramma taglio sulla palificata (comb. A1+M1 statica) [kn/m] Combinazione: E + M1 + R1 19

23 Diagramma momenti sulla palificata (comb. E+M1 sismica) [kn*m/m] Diagramma taglio sulla palificata (comb. E+M1 sismica) [kn/m] Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 statica di cui in allegato le sollecitazioni massime sulla paratia risultano le seguenti: Sollecitazioni di progetto della palificata: T Ed = 306 kn/m M Ed = 338 kn*m/m Verifica a pressoflessione sezione circolare D = 0,6 m c = 50 mm A s = 32,2 cm 2 + 2*21,2 cm 2 (16 Ø *4 Ø 26) 20

24 Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 597 kn*m/m E d / R d = 338 / 597 = 0,56 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 21

25 Verifiche cordolo di coronameno Combinazione: A1 + M1 + R1 Diagramma momenti sul cordolo(comb. A1+M1 statica) [kn*m/m] 22

26 Diagramma taglio sul cordolo (comb. A1+M1 statica) [kn/m] Combinazione: E + M1 + R1 Diagramma momenti sul cordolo (comb. E+M1 sismica) [kn*m/m] 23

27 Diagramma taglio sul cordolo (comb. E+M1 sismica) [kn/m] Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 di cui in allegato le sollecitazioni massime sulla paratia risultano le seguenti: Sollecitazioni di progetto del cordolo: T Ed = 475 kn/m M Ed = 611 kn*m/m Verifica a flessione sezione rettangolare sez di incastro H = 0,8 m B = 0,8 m c = 50 mm A s = 37,1 mm 2 (7 Ø 26) 24

28 Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 1036 kn*m/m E d / R d = 611 / 1036 = 0,59 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifica a flessione sezione rettangolare sez in campata H = 0,8 m B = 0,8 m 25

29 c = 50 mm A s = 26,5 mm 2 (5 Ø 26) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 740 kn*m/m E d / R d = 475 / 740 = 0,64 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 26

30 Verifiche pareti Si analizzano le pareti soggette alla pressione idrostatica di falda. Combinazione di verifica: A1 + M1 + R1 Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 le sollecitazioni massime e minime sulle pareti sono esposte di seguito. Sollecitazioni orizzontali di progetto pareti (M 11 ): M Ed = + 26 kn*m/m (centro lastra) M Ed = - 56 kn*m/m (spigolo) Sollecitazioni parete (M 11 ) - Combinazione SLU A1+M1 Verifica sezione centro lastra h = 0,35 m b = 1,0 m 27

31 c = 40 mm A s = 4,52 cm 2 /m (4 Ø 12) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 58 kn*m/m E d / R d = 26 / 58 = 0,45 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 28

32 Verifica sezione di spigolo h = 0,35 m b = 1,0 m c = 40 mm A s = 6,09 cm 2 /m (4 Ø Ø 10) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 75 kn*m/m E d / R d = 56 / 75 = 0,75 E d < R d 29

33 La verifica risulta soddisfatta Sollecitazioni verticali di progetto pareti (M 22 ): M Ed = + 28 kn*m/m (centro lastra) M Ed = - 80 kn*m/m (spigolo) Sollecitazioni parete (M 22 ) - Combinazione SLU A1+M1 Verifica sezione centro lastra h = 0,35 m b = 1,0 m c = 40 mm A s = 4,52 cm 2 /m (4 Ø 12) 30

34 Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 58 kn*m/m E d / R d = 28 / 58 = 0,48 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifica sezione di spigolo h = 0,35 m b = 1,0 m 31

35 c = 40 mm A s = 8,42 cm 2 /m (4 Ø Ø 12) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 101 kn*m/m E d / R d = 80 / 101 = 0,80 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 32

36 Verifiche solettone di fondo Combinazione di verifica: A1 + M1 + R1 Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 le sollecitazioni massime sul solettone di fondo risultano le seguenti: Sollecitazioni di progetto del solettone Sezioni di bordo: M 11 Ed = 50 kn*m/m M 22 Ed = 80 kn*m/m Sezioni centro lastra: M 11 Ed = 30 kn*m/m M 22 Ed = 30 kn*m/m 33

37 Sollecitazioni solettone (M 11 ) - Combinazione SLU A1+M1 Sollecitazioni solettone (M 22 ) - Combinazione SLU A1+M1 Verifica sezione bordo h = 0,6 m b = 1,0 m c = 40 mm A s = 6,16 cm 2 /m (4 Ø 14) 34

38 Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 138 kn*m/m E d / R d = 80 / 138 = 0,58 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifica sezione centro lastra h = 0,6 m b = 1,0 m 35

39 c = 40 mm A s = 6,16 cm 2 /m (4 Ø 14) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 138 kn*m/m E d / R d = 30 / 138 = 0,22 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 36

40 Verifiche tiranti di ancoraggio Combinazione di verifica: A1 + M1 + R1 Il solettone di fondo è ancorato al tappo di fondo mediante n.11 barre tubolari per autoperforanti del tipo R La forza di sollevamento agente sul solettone di fondo al netto del peso proprio risulta: V = (5,3*10 0,6*25)*5,5*7,0 = 1463 kn Azione di calcolo sui tiranti: E d = 1463 / 11 * 1,3 = 172 kn Verifica di resistenza sezione A s = 9,7 cm 2 F yd = 540 / 1,15 = 470 kn Considerando γ R = 1,0 R d = 470 kn E d / R d = 172 / 470 = 0,36 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifica a sfilamento Considerando le condizioni di buona aderenza tra barra e calcestruzzo si assume: 37

41 f bd = 2,9 N/mm 2 pertanto considerando una lunghezza di ancoraggio nel solettone di 50 cm e trascurando cautelativamente la presenza della piastra in sommità si ottiene: R d = 51*π*500*2,9 / 1,0 = 232 kn E d / R d = 172/ 232 = 0,74 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Verifiche strutture interne Trave di sostegno vasca superiore Combinazione: A1 + M1 + R1 Viene verificata la trave interna h=110 cm emergente dal solaio che sostiene parte della vasca superiore su una luce di 7. Carico permanente: q G = (1,1*0,3 + 1*0,3)*25 = 15,8 kn/m Volume d acqua portato: V w = 1*7*3 = 21 m 3 q w = 21/7*10 = 30 kn/m Carico accidentale acqua + griglia: 38

42 q Q = /7 = 32 kn/m Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 le sollecitazioni massime sulla parete verticale interna risultano le seguenti (considerando cautelativamente la struttura come trave appoggiata): Sollecitazioni di progetto: T Ed = 1,3*(15,8 * 7 / 2) + 1,5 * ( 32 * 7 / 2) = 240 kn M Ed = 1,3*(15,8 * 7 2 / 8) + 1,5 * ( 32 * 7 2 / 8) = 420 kn*m Verifica a flessione sezione rettangolare H = 1,4 m B = 0,3 m c = 40 mm 39

43 Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 514 kn*m E d / R d = 420 / 514 = 0,81 E d < R d La verifica risulta soddisfatta Soletta vasca superiore Combinazione: A1 + M1 + R1 Viene verificata la soletta della vasca superore di luce 1,2 m. Carico permanente: q G = 1*.3*25 = 7,5 kn/m/m Volume d acqua portato: V w = 1,2*3 = 3,6 m 3 /m q w = 3,6/1,2*10 = 30 kn/m Carico accidentale acqua + griglia: q Q = /7 = 32 kn/m Facendo riferimento alla configurazione A1+M1 le sollecitazioni massime sulla parete verticale interna risultano le seguenti (considerando cautelativamente la struttura come trave appoggiata): 40

44 Sollecitazioni di progetto: T Ed = 1,3*(7,5 * 1,2 / 2) + 1,5 * ( 30 * 1,2 / 2) = 32 kn/m M Ed = 1,3*(7,5 * 1,2 2 / 8) + 1,5 * ( 30 * 1,2 2 / 8) = 10 kn*m Verifica a flessione sezione rettangolare H = 0,3 m B = 1,0 m c = 40 mm A s = 4,52 cm 2 /m (4 Ø 12) Assumendo: γ R = 1,0 R d = M Rd = 50 kn*m/m 41

45 E d / R d = 10 / 50 = 0,20 E d < R d La verifica risulta soddisfatta 42

46 2. RELAZIONE SUI MATERIALI UTILIZZATI 2.1 Normativa di riferimento - Legge n.1086 del 5/11/74 : Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica - D.M. 14/01/08 : Norme Tecniche per le Costruzioni 2.2 Calcestruzzo - Cemento: tipo conforme a UNI EN Aggregati: obbligo di marcatura CE conforme a UNI EN Acqua: conforme a UNI EN 1008: Additivi: conforme a UNI EN Calcestruzzo per le fondazioni e le strutture interne - classe di esposizione XA3 - classe di resistenza C35/45 - rapporto acqua/cemento max 0,45 - contenuto cemento min 360 kg/mc - diametro inerte max 20 mm 2.3 Jet-grouting - Cemento: tipo 525 conforme a UNI EN Dosaggio: 600 kg/m 3 di terreno trattato 43

47 2.4 Acciaio per c.a. - barre B450C - rete e tralicci elettrosaldati B450C 2.5 Acciaio per barre autoperforanti - Drill Hallow Bar R (Ø e 51 mm / Ø i 33 mm) Caratteristiche: A s = 970 mm 2 f t = 680 N/mm 2 f y(0,2) = 560 N/mm 2 44

48 3. RELAZIONE DI CALCOLO PLATEA GRUPPI ELETTROGENI 3.1 Descrizione generale ed inquadramento dell opera All interno dell area dell impianto di sollevamento verrà realizzata una platea in c.a. per l installazione di n.2 gruppi elettrogeni e di un serbatoio carburante. Le dimensioni della platea in pianta risultano pari a 870 cm x lato lungo 500 cm x lato corto 325 cm. Lo spessore della platea sarà pari a 35 cm. La schematizzazione della platea viene riportata di seguito: il programma utilizzato per la verifica agli stati limite mediante l impiego degli elementi finiti è PROsap di 2Si. Il modello di calcolo viene schematizzato di seguito: 45

49 Azioni: Le azioni sulla struttura di progetto sono: - Peso proprio - Carico neve (zona II Ce =1 Q=80 dan/mq) - Azioni sismiche - Peso gruppi elettrogeni (circa dan su 4 appoggi) - Peso cisterna carburante (circa dan distribuiti) 46

50 47

51 Dall analisi delle sollecitazioni si ottengono i seguenti schemi grafici: Tensioni massime - criterio di Von Mises (combinazione SLU comb.4): 48

52 Tensioni massime - criterio di Tresca (combinazione SLU comb.4): Tensioni sul terreno massime (combinazione SLU comb.4): Deformata valori massimi (SLU comb.4) 49

53 Verifica N/M 50

54 4. RELAZIONE DI CALCOLO PLATEA ACIDO PERACETICO 4.1 Descrizione generale ed inquadramento dell opera All interno dell area dell impianto di sollevamento verrà realizzata una platea in c.a. per l installazione di un serbatoio di acido peracetico. Le dimensioni della platea in pianta risulta pari a 400 cm x 250 cm. Lo spessore della platea sarà pari a 35 cm. La schematizzazione della platea viene riportata di seguito: il programma utilizzato per la verifica agli stati limite mediante l impiego degli elementi finiti è PROsap di 2Si. Il modello di calcolo viene schematizzato di seguito: Azioni: Le azioni sulla struttura di progetto sono: - Peso proprio - Azioni sismiche - Peso SKID ACIDO PERACETICO (circa dan DISTRIBUTI SU IMPRONTA 300X150 cm) 51

55 52

56 Tensioni massime - criterio di Von Mises (combinazione SLU comb.2): 53

57 Tensioni massime - criterio di Tresca (combinazione SLU comb.2): Tensioni sul terreno massime (combinazione SLU comb.2): 54

58 Deformata valori massimi (SLU comb.2) Verifica N/M 55

59 4.2 Calcestruzzo - Cemento: tipo conforme a UNI EN Aggregati: obbligo di marcatura CE conforme a UNI EN Acqua: conforme a UNI EN 1008: Additivi: conforme a UNI EN Calcestruzzo per le fondazioni e le strutture interne - classe di esposizione XA3 - classe di resistenza C35/45 - rapporto acqua/cemento max 0,45 - contenuto cemento min 360 kg/mc - diametro inerte max 20 mm 4.3 Acciaio per c.a. - barre B450C - rete e tralicci elettrosaldati B450C 56

60 ALLEGATO 1 SOLLECITAZIONI OPERE DI SOSTEGNO COMBINAZIONE A1M1 1

61 ALLEGATO 2 SOLLECITAZIONI OPERE DI SOSTEGNO COMBINAZIONE A2M2 1

62 ALLEGATO 3 SPOSTAMENTI OPERE DI SOSTEGNO COMBINAZIONE SLE 1