LAVORI SU RETE RACCOLTA ACQUE BIANCHE IN C.DA PRETARO

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1 MINISTERO DELLE INFRASTRUTTURE E DEI TRASPORTI MINISTERO DELLE INFRASTRUTTURE E DEI TRASPORTI COMUNE DI FRANCAVILLA AL MARE Provincia di Chieti LAVORI SU RETE RACCOLTA ACQUE BIANCHE IN C.DA PRETARO PROGETTO ESECUTIVO Elab. d Relazione Geotecnica e sulle Fondazioni e Verifiche di Stabilità Data: Rev: Pagine Totali: IL PROGETTISTA Ing. Nicola Masciarelli Via D. Spezioli 16, Chieti (CH) tel nicola.masciarelli@ingpec.eu COORDINATORE DELLA SICUREZZA Arch. Tommaso Massimo Primavera ATTIVITA' GEOLOGICA Geol. Giuseppe Giannascoli IL RESPONSABILE UNICO DEL PROCEDIMENTO Arch. Maurizio Basile

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3 INDICE 1. PREMESSA Normativa e riferimenti Riferimenti bibliografici MODELLO GEOLOGICO DEL SOTTOSUOLO Caratteristiche fisico-meccaniche dei terreni Modellazione sismica DESCRIZIONE DELLE TIPOLOGIE D INTERVENTO MATERIALI E LORO CARATTERISTICHE Tubazioni in PP-AM Calcestruzzo Acciaio in barre B450C VERIFICHE TUBAZIONI Sovraccarichi Sovraccarichi dinamici veicolari Azione del peso del fluido Carico idrostatico dovuto alla falda Verifica tubazioni Tubazione PP-AM DN Tubazione PP-AM DN Tubazione PP-AM DN Tubazione PP-AM DN Tubazione PP-AM DN VERIFICHE POZZETTI DICHIARAZIONI SECONDO NTC2018 (punto 10.2) di 49

4 1. PREMESSA L amministrazione Comunale di Francavilla al Mare, a seguito dei ripetuti allagamenti in occasione di precipitazioni piovose particolarmente intense, anche se di breve durata, in via Adriatica Nord, nella zona a valle della C.da Pretaro, nonché in via Alessandro Cicognini, ha ritenuto necessario ed urgente procedere al potenziamento delle rete fognaria delle acque bianche. A seguito di ripetuti sopralluoghi, per la individuazione e ricostruzione della mappatura della rete fognante esistente, è stato riscontrato che la parte alta di via Cicognini, in corrispondenza dei più recenti insediamenti abitativi distribuiti a pettine, è munita di rete fognaria separata acque bianche e nere. Le acque nere confluiscono nel pozzetto 29 e tramite una condotta lungo una traversa di via Cicognini vengono scaricate nel limitrofo impianto di depurazione in contrada Pretaro. Le acque bianche, dopo un ulteriore tratto lungo via Cicognini, sono state collegate ad un tratto di collettore di diametro Φ 600 che fiancheggia il giardino a valle di via Cicognini per poi scaricare le acque nel pozzetto 34. Da questo pozzetto parte una tubazione a diametro ridotto Φ 315 per poi proseguire verso il pozzetto 35. Da quest ultimo pozzetto si dirama un collettore per proseguire verso il pozzetto 48, in corrispondenza dell incrocio di via Cicognini con via Adriatica Nord, per poi dirigersi verso l impianto di sollevamento esistente su via Ciampoli. Da tale impianto (in corrispondenza dello spazio antistante il negozio di ferramenta), parte una condotta forzata per scaricare le acque in un ulteriore pozzetto (sempre su via Ciampoli) per poi riversarle, dopo aver attraversato via De Lollis, nel collettore che fiancheggia via Adriatica Nord sino al fiume Alento. Sotto i marciapiedi di via Adriatica Nord viaggiano collettori da Φ 315 per la raccolta, tramite bocche di lupo, delle acque bianche della ex statale SS16. Dalla ricostruzione effettuata è stato riscontrato che i collettori esistenti sono stati realizzati tutti con tubazioni in PVC di diametro Φ 200 e Φ 315, salvo il tratto di Φ 600 che fiancheggia il giardino nel tratto di valle di via Cicognini. Dal bilancio idrologico effettuato, sulla base delle precipitazioni piovose e del bacino idrografico competente, è stato accertato che l esistente rete fognaria per le acque bianche risulta insufficiente. Di conseguenza le tubazioni ed i pozzetti posti lungo via Cicognini, tra l altro sottodimensionati, sistematicamente vanno in pressione e scoppiano in occasione di precipitazioni piovose intense. Inoltre, a seguito dell incremento idraulico in corrispondenza del pozzetto 48, le condotte, che viaggiano lungo il marciapiede di via Adriatica Nord e che convogliano le acque nell impianto di 3 di 49

5 sollevamento su via Ciampoli, risultano sottodimensionate. Tale collettore, sempre in PVC di diametro Φ 315, predisposto per la raccolta delle acque di via Adriatica Nord risulta insufficiente anche a causa della pendenza quasi prossima allo zero. Come conseguenza di quanto sopra descritto e per la conformazione concava del tratto di strada, in occasione delle precipitazioni, anche di piccola entità, avviene un allagamento sistematico del tratto di strada in questione che crea problemi oltre che per la viabilità anche per le attività e le abitazioni confinanti. Figura 1: Inquadramento geografico 4 di 49

6 Figura 2: Inquadramento zone d intervento 5 di 49

7 1.1 Normativa e riferimenti La progettazione strutturale sarà eseguita in accordo alle seguenti normative ed utilizzando, in modo omogeneo nell ambito di ciascuna opera, il metodo di calcolo detto agli stati limite : - D.M. 17/01/2018: Norme Tecniche per le Costruzioni - Legge 5 novembre 1971 n "Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica". - CNR 10011/97 - Costruzioni in acciaio Istruzioni per il calcolo, l esecuzione, il collaudo e la manutenzione. - CNR 10016/ Strutture composte di acciaio e calcestruzzo Istruzioni per l impiego nelle costruzioni. - D.M. 03 dicembre Norme tecniche per la progettazione, esecuzione e collaudo delle costruzioni prefabbricate. - Circ. Min. LL.PP. 16 marzo 1989 n Istruzioni in merito alle norme tecniche per la progettazione, esecuzione e collaudo delle costruzioni prefabbricate. - D.M "Norme tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle opere in cemento armato, normale e precompresso e per le strutture metalliche". - Eurocodice 2 / UNI ENV Progettazione delle strutture di calcestruzzo Parte 1-1: regole generali e regole per gli edifici, come previsto dal D.A.N. (Documento di Applicazione Nazionale) riportato nel D.M Eurocodice 3 / UNI ENV Progettazione delle strutture di acciaio - Parte 11: regole generali e regole per gli edifici come previsto dal D.A.N. (Documento di Applicazione Nazionale) riportato nel D.M UNI EN 206-1:2001 Calcestruzzo Specificazione, prestazione, produzione e conformità. Verranno utilizzati a supporto delle sopracitate norme e per quanto carenti i seguenti codici 6 di 49

8 di progetto: - Eurocodice 2 EN 1992-i / Progettazione delle strutture di calcestruzzo e relativi DAN. - Eurocodice 3 EN 1993-i / Progettazione delle strutture di acciaio e relativi DAN. - Eurocodice 4 EN 1994-i / Progetto delle strutture composite acciaio calcestruzzo e relativi DAN. - Eurocodice 7 EN 1997-i / Progettazione geotecnica e successivi e relativi DAN. - Eurocodice 8 EN 1998-i / Progetto delle strutture resistenti al sisma e relativi DAN. - Model Code CEB-FIP CEB Manual on "Structural effects of time-dependent behaviour of concrete" Riferimenti bibliografici - Lancellotta R. (1993), Geotecnica- Ed. Zanichelli; - Pozzati P. (1980), Teoria e tecnica delle strutture, Volume primo Ed. UTET; - Bowles (1998), Fondazioni Ed.Mc-Graw-Hill; - Bustamate M. e Doix B.(1985), Une Méthode pour la calcoul des Tirants et des Microppieux injiectés ; - Colombo P. (1974), Elementi di geotecnica- Ed. Zanichelli. - Associazione Geotecnica Italiana, Raccomandazioni sui pali di fondazione. 7 di 49

9 2. MODELLO GEOLOGICO DEL SOTTOSUOLO Successione litostratigrafica locale Le informazioni di carattere stratigrafico ricavate dalla raccolta di dati bibliografici e cartografici, unitamente all interpretazione dei risultati delle indagini geotecniche realizzate in sito, hanno permesso di schematizzare, dall alto verso il basso, la seguente successione litostratigrafica locale: ORIZZONTE A Terreno di riporto e/o rimaneggiato da p.c. a 2,50 3,00 mt ORIZZONTE B Sabbia debolmente limosa con livelletti ghiaiosi da 2, mt a 10,00 mt: 2.1 Caratteristiche fisico-meccaniche dei terreni Dalla sintesi dei dati ricavati dalle prove geotecniche effettuate in sito si riportano di seguito i valori mediati dei principali parametri geotecnici riferiti alle unità litostratigrafiche precedentemente descritte. ORIZZONTE A Terreno di riporto e coltre superficiale da p.c. a 1, mt Peso di volume naturale di terreno Yn = 1,70 1,75 t/m 3 Coesione non drenata Cu = 0,20 0,30kg/cm 2 Angolo di resistenza al taglio = Modulo edometrico Ed = kg/cm 2 ORIZZONTE B Sabbia debolmente limosa con livelletti ghiaiosi da 2, mt a 10,00 mt: Peso di volume naturale di terreno Yn = 1,90 2,00 t/m 3 Angolo di resistenza al taglio = Modulo elastico (o di Young) Es = kg/cm 2 8 di 49

10 2.2 Modellazione sismica Categoria di sottosuolo Nel caso specifico, l identificazione della categoria di sottosuolo è stata effettuata in base ai valori della velocità delle onde sismiche di taglio in relazione alla profondità (Vs-z), ottenuti dall indagine sismica multicanale MASW-ReMi realizzata in sito. Velocità equivalente Vs30 e categorie di sottosuolo Da - 0,00 mt dal p.c. Vs30 = 352 m/s Categoria di tipo C Condizioni topografiche Nello specifico, le condizioni topografiche dell area in esame sono riconducibili alla categoria topografica T1. 9 di 49

11 3. DESCRIZIONE DELLE TIPOLOGIE D INTERVENTO L intervento prevede la realizzazione dei seguenti tratti di fognature per la raccolta, il deflusso e lo smaltimento delle acque bianche: a) Collettore via Cicognini alta Via F.lli Spaventa Via C. De Lollis Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia parete SN16 DN400 nel tratto 10A-10F Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia parete SN16 DN500 nel tratto 10F-31 N. 5 griglie (GR1, GR2, GR3, GR4, GR5) trasversali lungo via Cicognini per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale; Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia parete SN16 DN630 nel tratto 31-31N-Fosso N. 3 griglie (GR7, GR8, GR9) trasversali lungo via C. De Lollis per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale; b) Collettore via Cicognini bassa-via Adriatica Nord Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a tripla parete SN16 DN338 nel tratto 31A-48bis; N. 2 griglie (GR6, GR18) trasversali lungo via Cicognini per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale; N. 2 griglie sifonate (GRS1, GRS2) lungo via Cicognini per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale; c) Collettore Via Adriatica Nord-Nuova stazione di sollevamento-via Ciampoli Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a tripla parete SN16 DN338 nel tratto ; Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a tripla parete SN16 DN452 nel tratto bis; Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia parete SN16 DN630 nel tratto 48bis-Impianto di sollevamento; N. 6 griglie (GR12, GR13, GR14, GR15, GR16, GR17) lungo via Adriatica Nord per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale; d) Collettore Nuova stazione di sollevamento-via Ciampoli Collettore fiume Alento Condotta in pressione in polietilene PE DN500 nel tratto Impianto di sollevamento collettore fiume Alento; 10 di 49

12 e) Collettore Via Adriatica Nord-Fosso in prossimità impianto carburanti OK Condotta in polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia parete SN16 DN250 nel tratto; N. 2 griglie (GR10, GR11) lungo via Adriatica Nord per l intercettazione delle acque di scorrimento lungo il piano stradale. I nuovi collettori saranno posati in opera previo taglio del piano stradale e scavi a sezione obbligata di larghezza da 60 a 100 cm secondo la tipologia ed il diametro esterno delle tubazioni. L altezza degli scavi sarà variabile e comunque non superiore a 3,20m. Per il tratto di terreno incolto interposto tra via Cicognini e via F.lli Spaventa, ossia per il tratto di collettore tra i pozzetti 31 e 31E, lo scavo a sezione obbligata sarà preceduto da scavo di sbancamento dell altezza media di 1m (con quota massima di circa 2m per lo scavo a sezione ampia e 3,3m per lo scavo a sezione obbligata in corrispondenza del pozzetto 31C) e larghezza media di circa 8m. Di conseguenza considerata la previsione dell altezza massima dello sbancamento e dello scavo a sezione obbligata, in corrispondenza del pozzetto 31C, in tale tratto si avrà uno scavo che al massimo raggiungerà una profondità di 5,30m. 11 di 49

13 4. MATERIALI E LORO CARATTERISTICHE 4.1 Tubazioni in PP-AM La scelta della tipologia di tubazioni da adottare per le condotte di smaltimento delle acque meteoriche è stata dettata da motivi pratici di posa in opera e funzionalità dei tubi; si è quindi deciso di adottare tubi in Polipropilene ad alto modulo (PP AM) a doppia e tripla parete SN16 per condotte interrate. 4.2 Calcestruzzo Per la realizzazione del dei pozzetti in cemento armato prefabbricato, si prevede l utilizzo di calcestruzzo in classe Rck 30 N/mm2, che presenta le seguenti caratteristiche: Classe C25/30 Resistenza caratteristica cubica f ck,cube = 30 N/mm2 Resistenza caratteristica cilindrica f ck,cyl = 25 N/mm2 Resistenza a compressione cilindrica f ck = 0.83*R ck =24,90 N/mm 2 Resistenza di calcolo a compressione f cd = cc* f ck / c=0,85* f ck /1,5= 14,11 N/mm 2 Resistenza a trazione media 2/3 f ctm = 0,30* f ck = 2,558 N/mm 2 Resistenza a trazione (frattile 5%) f ctk 0,05 = 0,7* f ctm = 1,79 N/mm 2 Resistenza a trazione di calcolo f ctd = f ctk0,05 / c = 1,193 N/mm 2 Classe di consistenza S3,S4 Copriferro minimo 30 mm 4.3 Acciaio in barre B450C Per le armature metalliche si adottano tondini in acciaio del tipo B450C controllato in stabilimento che presentano le seguenti caratteristiche: Tensione di snervamento caratteristica: fyk 450 N/mm2 Tensione caratteristica a rottura: ftk 540 N/mm2 Resistenza di calcolo: fyd = fyk / s= 450/1,15 = 391,3 N/mm2 Deformazione caratteristica al carico massimo uk = 7,5 % Deformazione di progetto ud = 4 % 12 di 49

14 5. VERIFICHE TUBAZIONI La verifica di una tubazione interrata viene effettuata secondo il metodo di Marston-Spangler calcolando: i carichi permanenti che gravano sulla tubazione; i carichi accidentali che gravano sulla tubazione; il carico idraulico indotto dalla presenza della falda; le reazioni laterali del terreno. I carichi permanenti cui è sottoposta una tubazione interrata dipendono per lo più dall azione del rinterro mentre i carichi accidentali sono per lo più da attribuirsi alla presenza di traffico. Le modalità di posa di una condotta fognaria implementati nel presente codice di calcolo sono in conformità a quanto proposto dalla normativa UNI 7517: posa in trincea stretta; posa in trincea larga. La norma UNI considera che una condotta sia posata in trincea stretta quando sia soddisfatta una delle seguenti condizioni: 1. B 2D con H 1.5B 2. 2D B 3D con H 3.5B In cui B e H indicano la larghezza e l altezza dall estradosso della tubazione come riportato nella successiva figura. 13 di 49

15 Nel caso di trincea stretta il peso Qst del rinterro che grava sull estradosso della tubazione è minore del peso del relativo volume per effetto dell attrito presente tra il terreno indisturbato posto ai lati della trincea ed il terreno di rinterro. Tale azione è funzione del peso specifico, dell angolo di attrito del terreno indisturbato e dal coefficiente d attrito con il rinterro. Il valore di carico Qst del rinterro è calcolabile mediante la relazione: Q st = C t γ t BDN in cui: Qst indica il carico dovuto al rinterro [kn/m]; B indica la larghezza della trincea [m]; DN il diametro esterno della tubazione fognaria [m]; γt indica il peso specifico del terreno di rinterro [kn/m3]; Ct indica il coefficiente di Marston [-]. Il coefficiente di Marston si valuta mediante la relazione: in cui: C t indica il coefficiente adimensionale di Marston [-]; k a indica il coefficiente di spinta attiva del terreno di rinterro; f indica il coefficiente di attrito tra terreno indisturbato e rinterro pari a µ= tgf in cui f indica l angolo d attrito del terreno di rinterro [ ]; H indica l altezza del terreno di rinterro valutata dall estradosso della tubazione [m]; B indica la larghezza della trincea [m]. Nel caso in cui le condizioni elencate precedentemente non siano rispettate la posa si definisce in trincea larga. In questo caso il carico Qst generato dal peso del terreno sovrastante l estradosso della tubazione è pari a: Q st = γ t DNH in cui; H indica l altezza del terreno di rinterro valutata dall estradosso della tubazione [m]; DN il diametro esterno della tubazione fognaria [m]; 14 di 49

16 γt indica il peso specifico del terreno di rinterro [kn/m3]; 5.1 Sovraccarichi Sul terreno sovrastante la tubazione interrata oltre al rinterro possono agire altri carichi. Questi si suddividono in dinamici relativi al traffico stradale e statici associati a corpi posti sul terreno che grava sul tubo Sovraccarichi dinamici veicolari Per il calcolo del carico veicolare si fa riferimento a quanto espresso dalla normativa DIN 1072 secondo cui il traffico veicolare può essere suddiviso nelle seguenti classi di carico: HT autocarro pesante; LT autocarro leggero I valori di carico per ruota dei veicoli per classe DIN sono riassunti nella successiva tabella: La pressione dinamica σz esercitata dal traffico sul tubo viene valutata adottando le seguenti relazioni: valida per traffico stradale pesante (convoglio classe HT); in cui: valida per traffico stradale leggero (convoglio classe LT); sz indica la pressione dinamica [kn/m2]; P indica il carico per ruota [kn]; H indica l altezza di ricopertura del tubo (altezza del terreno valutata dall estradosso del tubo) [m]; il coefficiente φ indica un coefficiente di incremento valutato pari a 1+0,3/H per carico stradale. 15 di 49

17 Note la pressione dinamica è possibile calcolare il carico dinamico che grava su una condotta di diametro esterno DN applicando la relazione: Q din = s z DN Azione del peso del fluido Si considera come carico aggiuntivo sul tubo anche il peso dell acqua contenuta al suo interno. Il carico, nell ipotesi di tubo pieno, si calcola con la relazione: 2 Q a =7,7*D i in cui Di indica il diametro interno della tubazione [m] Carico idrostatico dovuto alla falda Nel presente calcolo non viene considerato il carico idrostatico dovuto alla falda in quanto le tubazioni saranno poste tutte ad una quota superiore la falda. 5.2 Verifica tubazioni Si procede quindi alla verifica delle tubazioni tramite una verifica alla deformazione massima ammissibile. La deformazione viene calcolata adottando lo schema statico proposto da Spangler secondo cui lo stato di sollecitazione che si produce in una tubazione sottoposta determinati carichi è caratterizzato da una distribuzione parabolica della spinta passiva simmetrica rispetto al diametro orizzontale e applicata a partire dall angolo a pari a 40 per un ampiezza di 100 mentre la reazione sul fondo della trincea interessa varie ampiezze [Da Deppo Fognature 2009]. La deformazione del diametro orizzontale secondo Spangler è data dalla relazione: in cui: Δd indica la deformazione assoluta diametrale del tubo in senso orizzontale [mm]; Q il carico totale gravante sul tubo dato dalla somma del carico dovuto al rinterro, al carico indotto dalla falda, dal carico dell acqua contenuta nella tubazione e dai carichi veicolari e statici [kn/m]; K indica il coefficiente di sottofondo, parametro che dipende dalla tipologia di appoggio del 16 di 49

18 tubo sul fondo della trincea; F indica il coefficiente di deformazione differita. Esso tiene conto dell incremento di deformazione che la condotta subisce nel tempo. Ponendo il coefficiente F pari a 1 si conduce una verifica a breve termine mentre per condurre verifiche a lungo termine (2 5 anni dalla posa) si adotta un coefficiente F pari a 2; SN indica la rigidezza anulare della tubazione [kn/m2]; Et indica il modulo di elasticità del terreno di rinfianco secondo Winkler [kn/m2] Nota la deformazione assoluta si calcola la deformazione relativa d come rapporto tra Δd ed il diametro esterno DN. La verifica è superata se: δ< δ LIM La verifica deve essere condotta sia nelle condizioni di breve che di lungo termine ricordando che per la verifica a lungo termine il coefficiente di deformazione differita deve essere posto cautelativamente pari a 2. Si sottolinea che secondo Spangler il parametro d deve essere sempre inferiore al 5 %. Nella successiva tabella si mostrano i valori di δ LIM per Si riportano di seguito le verifiche relative alle tubazioni che verranno poste in opera. E stata eseguita la verifica nelle condizioni più gravose per ogni tipologia di diametro che verrà utilizzato. Si fa notare che saranno riportate solamente le verifiche a lungo termine per ogni tipologia di tubazione in quanto la deformazione relativa d risulta essere sempre minore del 5% e pertanto le verifiche a breve termine sono automaticamente soddisfatte. 17 di 49

19 5.2.1 Tubazione PP-AM DN338 Dati dimensionali del Tubo Diametro DN = 338 mm Rigidezza circonferenziale SN = 16 kn/m 2 (EN ISO 9969) Modulo di E m = kn/m 2 elasticità Tipo di Liscio parete Dati dello scavo Larghezza B = 0,800 m Altezza sull'estradosso H = 0,70 m Tipologia del terreno Sabbia argillosa indisturbato Tipologia del terreno di Sabbia secca rinfianco Peso specifico rinterro t = 21 kn/m 3 Angolo di attrito 21 interno Coeff. di attrito rinterro/pareti 0,38 Angolo di supporto 60 Tipo di compattazione Moderata Modulo di elasticità terreno E t = 7000 kn/m 2 Altezza della falda sulla h = 0 m tubazione Peso specifico sommerso del riempimento ' = 17 Verifica tipo di trincea (UNI Trincea larga 7517) Determinazione carico statico Coeff. di spinta attiva K a = 0,472 Coeff.di carico statico 0,750 Carico idrostatico Q idr = 0,000 kn/m Sovraccarico Q svc = 0,693 kn/m statico Carico statico Q st = 5,662 kn/m Determinazione carico dinamico Tipologia di traffico (DIN 1072) HT60 Carico per ruota P = 100 kn/ruot a Coeff. dinamico 1,43 Tensione dinamica z 76,694 kn/m 2 Carico Q d = 37,032 kn/m dinamico Carico Q = 42,694 kn/m totale Coeff. di sottofondo K = 0,103 Coeff. di deformazione differita F = 2 Deformazione assoluta d = 15,85 mm Deformazione relativa % 4,688 % Tubazione verificata 18 di 49

20 5.2.2 Tubazione PP-AM DN400 Dati dimensionali del Tubo Diametro DN = 400 mm Rigidezza circonferenziale SN = 16 kn/m 2 (EN ISO 9969) Modulo di E m = kn/m 2 elasticità Tipo di parete Corru gato Dati dello scavo Larghezza B = 0,800 m Altezza sull'estradosso H = 0,40 m Tipologia del terreno Sabbia argillosa indisturbato Tipologia del terreno di Sabbia secca rinfianco Peso specifico rinterro t = 21 kn/m 3 Angolo di attrito 21 interno Coeff. di attrito rinterro/pareti 0,38 Angolo di supporto 60 Tipo di compattazione Moderata Modulo di elasticità terreno E t = 7000 kn/m 2 Altezza della falda sulla h = 0 m tubazione Peso specifico sommerso del riempimento ' = 17 Verifica tipo di trincea (UNI Trincea larga 7517) Determinazione carico statico Coeff. di spinta attiva K a = 0,472 Coeff.di carico statico 0,457 Carico idrostatico Q idr = 0,000 kn/m Sovraccarico Q svc = 0,864 kn/m statico Carico statico Q st = 4,224 kn/m Determinazione carico dinamico Tipologia di traffico (DIN 1072) LT6 Carico per ruota P = 10 kn/ruot a Coeff. dinamico 1,75 Tensione dinamica z 35,180 kn/m 2 Carico Q d = 24,626 kn/m dinamico Carico totale Q = 28,850 kn/m Coeff. di sottofondo K = 0,103 Coeff. di deformazione differita F = 2 Deformazione assoluta d = 10,71 mm Deformazione relativa % 2,677 % Tubazione verificata 19 di 49

21 5.2.3 Tubazione PP-AM DN452 Dati dimensionali del Tubo Diametro DN = 452 mm Rigidezza circonferenziale SN = 16 kn/m 2 (EN ISO 9969) Modulo di E m = kn/m 2 elasticità Tipo di Liscio parete Dati dello scavo Larghezza B = 0,800 m Altezza sull'estradosso H = 0,85 m Tipologia del terreno Sabbia argillosa indisturbato Tipologia del terreno di Sabbia secca rinfianco Peso specifico rinterro t = 21 kn/m 3 Angolo di attrito 21 interno Coeff. di attrito rinterro/pareti 0,38 Angolo di supporto 60 Tipo di compattazione Moderata Modulo di elasticità terreno E t = 7000 kn/m 2 Altezza della falda sulla h = 0 m tubazione Peso specifico sommerso del riempimento ' = 17 Verifica tipo di trincea (UNI Trincea stretta 7517) Determinazione carico statico Coeff. di spinta attiva K a = 0,472 Coeff.di carico statico 0,882 Carico idrostatico Q idr = 0,000 kn/m Sovraccarico Q svc = 1,232 kn/m statico Carico statico Q st = 7,928 kn/m Determinazione carico dinamico Tipologia di traffico (DIN 1072) HT60 Carico per ruota P = 100 kn/ruot a Coeff. dinamico 1,35 Tensione dinamica z 62,597 kn/m 2 Carico Q d = 38,280 kn/m dinamico Carico totale Q = 46,207 kn/m Coeff. di sottofondo K = 0,103 Coeff. di deformazione differita F = 2 Deformazione assoluta d = 17,15 mm Deformazione relativa % 3,794 % Tubazione verificata 20 di 49

22 5.2.4 Tubazione PP-AM DN500 Dati dimensionali del Tubo Diametro DN = 500 mm Rigidezza circonferenziale SN = 16 kn/m 2 (EN ISO 9969) Modulo di E m = kn/m 2 elasticità Tipo di parete Corru gato Dati dello scavo Larghezza B = 1,000 m Altezza sull'estradosso H = 0,50 m Tipologia del terreno Sabbia argillosa indisturbato Tipologia del terreno di Sabbia secca rinfianco Peso specifico rinterro t = 21 kn/m 3 Angolo di attrito 21 interno Coeff. di attrito rinterro/pareti 0,38 Angolo di supporto 60 Tipo di compattazione Moderata Modulo di elasticità terreno E t = 7000 kn/m 2 Altezza della falda sulla h = 0 m tubazione Peso specifico sommerso del riempimento ' = 17 Verifica tipo di trincea (UNI Trincea larga 7517) Determinazione carico statico Coeff. di spinta attiva K a = 0,472 Coeff.di carico statico 0,457 Carico idrostatico Q idr = 0,000 kn/m Sovraccarico Q svc = 1,345 kn/m statico Carico statico Q st = 6,595 kn/m Determinazione carico dinamico Tipologia di traffico (DIN 1072) LT6 Carico per ruota P = 10 kn/ruot a Coeff. dinamico 1,60 Tensione dinamica z 25,064 kn/m 2 Carico Q d = 20,051 kn/m dinamico Carico totale Q = 26,646 kn/m Coeff. di sottofondo K = 0,103 Coeff. di deformazione differita F = 2 Deformazione assoluta d = 9,89 mm Deformazione relativa % 1,978 % Tubazione verificata 21 di 49

23 5.2.5 Tubazione PP-AM DN630 Dati dimensionali del Tubo Diametro DN = 630 mm Rigidezza circonferenziale SN = 16 kn/m 2 (EN ISO 9969) Modulo di E m = kn/m 2 elasticità Tipo di parete Corru gato Dati dello scavo Larghezza B = 1,000 m Altezza sull'estradosso H = 0,85 m Tipologia del terreno Sabbia argillosa indisturbato Tipologia del terreno di Sabbia secca rinfianco Peso specifico rinterro t = 21 kn/m 3 Angolo di attrito 21 interno Coeff. di attrito rinterro/pareti 0,38 Angolo di supporto 60 Tipo di compattazione Moderata Modulo di elasticità terreno E t = 7000 kn/m 2 Altezza della falda sulla h = 0 m tubazione Peso specifico sommerso del riempimento ' = 17 Verifica tipo di trincea (UNI Trincea larga 7517) Determinazione carico statico Coeff. di spinta attiva K a = 0,472 Coeff.di carico statico 0,731 Carico idrostatico Q idr = 0,000 kn/m Sovraccarico Q svc = 2,139 kn/m statico Carico statico Q st = 13,384 kn/m Determinazione carico dinamico Tipologia di traffico (DIN 1072) HT60 Carico per ruota P = 100 kn/ruot a Coeff. dinamico 1,35 Tensione dinamica z 62,597 kn/m 2 Carico Q d = 53,354 kn/m dinamico Carico totale Q = 66,738 kn/m Coeff. di sottofondo K = 0,103 Coeff. di deformazione differita F = 2 Deformazione assoluta d = 24,77 mm Deformazione relativa % 3,932 % Tubazione verificata 22 di 49

24 6. VERIFICHE POZZETTI Le verifiche dei pozzetti sono state svolte considerando la condizione sfavorevole e cioè considerando il pozzetto con altezza massima (3,10m) sottoposto ad un carico stradale pari a 2000kg/m 2 oltre che alle spinte del terreno. Si sottolinea inoltre che nella verifica si è considerato, a favore di sicurezza, un terreno con caratteristiche pari al terreno di riporto indicato nella Relazione Geologica per l intera altezza dell opera. Figura 3: Schema geotecnico Figura 4: Schema pozzetto 23 di 49

25 Le verifiche risultano tutte soddisfatte, si riportano di seguito alcune immagini esplicative e le verifiche geotecniche: Figura 5: Massimo scarico in fondazione Figura 6: Spinte e carichi agenti 24 di 49

26 Pressione Geostatica In questo caso la pressione in calotta viene calcolata come prodotto tra il peso di volume del terreno per l'altezza del ricoprimento (Spessore dello strato di terreno superiore). Quindi la pressione in calotta è fornita dalla seguente relazione: P v = H Se sul profilo del piano campagna sono presenti dei sovraccarichi, concentrati e/o distribuiti, la diffusione di questi nel terreno avviene secondo un angolo, rispetto alla verticale, pari a Spinta sui piedritti Spinta attiva - Metodo di Coulomb La teoria di Coulomb considera l'ipotesi di un cuneo di spinta a monte della parete che si muove rigidamente lungo una superficie di rottura rettilinea. Dall'equilibrio del cuneo si ricava la spinta che il terreno esercita sull'opera di sostegno. In particolare Coulomb ammette, al contrario della teoria di Rankine, l'esistenza di attrito fra il terreno e la parete, e quindi la retta di spinta risulta inclinata rispetto alla normale alla parete stesso di un angolo di attrito terra-parete. L'espressione della spinta esercitata da un terrapieno, di peso di volume, su una parete di altezza H, risulta espressa secondo la teoria di Coulomb dalla seguente relazione (per terreno incoerente) S = 1/2H 2 K a K a rappresenta il coefficiente di spinta attiva di Coulomb nella versione riveduta da Muller-Breslau, espresso come sin() K a = [ sin()sin() ] sin 2 sin() [ 1 + ] 2 [ sin()sin() ] dove è l'angolo d'attrito del terreno, rappresenta l'angolo che la parete forma con l'orizzontale ( = 90 per parete verticale), è l'angolo d'attrito terreno-parete, è l'inclinazione del terrapieno rispetto all'orizzontale. La spinta risulta inclinata dell'angolo d'attrito terreno-parete rispetto alla normale alla parete. Il diagramma delle pressioni del terreno sulla parete risulta triangolare con il vertice in alto. Il punto di applicazione della spinta si trova in corrispondenza del baricentro del diagramma delle pressioni (1/3 H 25 di 49

27 rispetto alla base della parete). L'espressione di K a perde di significato per. Questo coincide con quanto si intuisce fisicamente: la pendenza del terreno a monte della parete non può superare l'angolo di natural declivio del terreno stesso. Nel caso di terreno dotato di attrito e coesione c l'espressione della pressione del terreno ad una generica profondità z vale a = z K a - 2 c K a Spinta in presenza di falda Nel caso in cui a monte della parete sia presente la falda il diagramma delle pressioni sulla parete risulta modificato a causa della sottospinta che l'acqua esercita sul terreno. Il peso di volume del terreno al di sopra della linea di falda non subisce variazioni. Viceversa al di sotto del livello di falda va considerato il peso di volume di galleggiamento a = sat - w dove sat è il peso di volume saturo del terreno (dipendente dall'indice dei pori) e w è il peso di volume dell'acqua. Quindi il diagramma delle pressioni al di sotto della linea di falda ha una pendenza minore. Al diagramma così ottenuto va sommato il diagramma triangolare legato alla pressione idrostatica esercitata dall'acqua. Spinta a Riposo Si assume che sui piedritti agisca la spinta calcolata in condizioni di riposo. Il coefficiente di spinta a riposo è espresso dalla relazione K 0 = 1 - sin dove rappresenta l'angolo d'attrito interno del terreno di rinfianco. Quindi la pressione laterale, ad una generica profondità z e la spinta totale sulla parete di altezza H valgono = z K 0 + p v K 0 26 di 49

28 S = 1/2 H 2 K 0 + p v K 0 H dove p v è la pressione verticale agente in corrispondenza della calotta. Spinta in presenza di sisma - Metodo di Mononobe-Okabe Per tener conto dell'incremento di spinta dovuta al sisma si fa riferimento al metodo di Mononobe-Okabe (cui fa riferimento la Normativa Italiana). La Normativa Italiana suggerisce di tener conto di un incremento di spinta dovuto al sisma nel modo seguente. Detta l'inclinazione del terrapieno rispetto all'orizzontale e l'inclinazione della parete rispetto alla verticale, si calcola la spinta S' considerando un'inclinazione del terrapieno e della parete pari a ' = ' = dove = arctg(k h /(1±k v )) essendo k h il coefficiente sismico orizzontale e k v il coefficiente sismico verticale, definito in funzione di k h. Detta S la spinta calcolata in condizioni statiche l'incremento di spinta da applicare è espresso da S = AS' - S dove il coefficiente A vale cos 2 () A = cos 2 cos Tale incremento di spinta deve essere applicato ad una distanza dalla base pari a 1/2 dell'altezza della parete. Oltre a questo incremento bisogna tener conto delle forze d'inerzia orizzontali che si destano per effetto del sisma. Tale forza viene valutata come 27 di 49

29 F i = CW dove W è il peso della parete e dei relativi sovraccarichi permanenti e va applicata nel baricentro dei pesi. Strategia di soluzione A partire dal tipo di terreno, dalla geometria e dai sovraccarichi agenti il programma è in grado di conoscere tutti i carichi agenti sulla struttura per ogni combinazione di carico. La struttura scatolare viene schematizzata come un telaio piano e viene risolta mediante il metodo degli elementi finiti (FEM). Più dettagliatamente il telaio viene discretizzato in una serie di elementi connessi fra di loro nei nodi. Il terreno di rinfianco e di fondazione viene invece schematizzato con una serie di elementi molle non reagenti a trazione (modello di Winkler). L'area della singola molla è direttamente proporzionale alla costante di Winkler del terreno e all'area di influenza della molla stessa. A partire dalla matrice di rigidezza del singolo elemento, K e, si assembla la matrice di rigidezza di tutta la struttura K. Tutti i carichi agenti sulla struttura vengono trasformati in carichi nodali(reazioni di incastro perfetto) ed inseriti nel vettore dei carichi nodali p. Indicando con u il vettore degli spostamenti nodali (incogniti), la relazione risolutiva può essere scritta nella forma K u = p Da questa equazione matriciale si ricavano gli spostamenti incogniti u u = K -1 p Noti gli spostamenti nodali è possibile risalire alle sollecitazioni nei vari elementi. La soluzione del sistema viene fatta per ogni combinazione di carico agente sullo scatolare. Il successivo calcolo delle armature nei vari elementi viene condotto tenendo conto delle condizioni più gravose che si possono verificare nelle sezioni fra tutte le combinazioni di carico. 28 di 49

30 Geometria scatolare Descrizione: Scatolare semplice Altezza esterna 3,45 [m] Larghezza esterna 1,30 [m] Lunghezza mensola di fondazione sinistra 0,00 [m] Lunghezza mensola di fondazione destra 0,00 [m] Spessore piedritto sinistro 0,15 [m] Spessore piedritto destro 0,15 [m] Spessore fondazione 0,15 [m] Spessore traverso 0,20 [m] Caratteristiche strati terreno Strato di rinfianco Descrizione Terreno di rinfianco Peso di volume 1700,00 [kg/mc] Peso di volume saturo 1800,00 [kg/mc] Angolo di attrito 22,00 [ ] Angolo di attrito terreno struttura 14,67 [ ] Coesione 0,02 [kg/cmq] Costante di Winkler 0,30 [kg/cmq/cm] Strato di base Descrizione Terreno di base Peso di volume 1900,00 [kg/mc] Peso di volume saturo 2000,00 [kg/mc] Angolo di attrito 30,00 [ ] Angolo di attrito terreno struttura 20,00 [ ] 29 di 49

31 Coesione 0,00 [kg/cmq] Costante di Winkler 5,00 [kg/cmq/cm] Tensione limite 2,00 [kg/cmq] Caratteristiche materiali utilizzati Materiale calcestruzzo R ck calcestruzzo 250,00 [kg/cmq] Peso specifico calcestruzzo 2500,00 [kg/mc] Modulo elastico E ,99 [kg/cmq] Tensione di snervamento acciaio 4400,00 [kg/cmq] Coeff. omogeneizzazione cls teso/compresso (n') 0,50 Coeff. omogeneizzazione acciaio/cls (n) 15,00 Coefficiente dilatazione termica 0, Vincoli Simbologia adottata X V x V y V r Ascissa del vincolo espressa in m Grado di libertà in direzione X Grado di libertà in direzione Y Grado di libertà rotazionale Cedimento imposto espresso in cm Rotazione imposta espressa in K Rigidezza traslazionale espressa in kg/cm Rigidezza rotazionale espressa in kgm/ Nr. X [m] Vx Vy Vr 1 0,15 LIBERO VINCOLATO LIBERO 2 1,15 LIBERO VINCOLATO LIBERO 30 di 49

32 Condizioni di carico Convenzioni adottate Origine in corrispondenza dello spigolo inferiore sinistro della struttura Carichi verticali positivi se diretti verso il basso Carichi orizzontali positivi se diretti verso destra Coppie concentrate positive se antiorarie Ascisse X (espresse in m) positive verso destra Ordinate Y (espresse in m) positive verso l'alto Carichi concentrati espressi in kg Coppie concentrate espressi in kgm Carichi distribuiti espressi in kg/m Simbologia adottata e unità di misura Forze concentrate X Y F y F x M ascissa del punto di applicazione dei carichi verticali concentrati ordinata del punto di applicazione dei carichi orizzontali concentrati componente Y del carico concentrato componente X del carico concentrato momento Forze distribuite X i, X f Y i, Y f V ni V nf V ti V tf D te D ti ascisse del punto iniziale e finale per carichi distribuiti verticali ordinate del punto iniziale e finale per carichi distribuiti orizzontali componente normale del carico distribuito nel punto iniziale componente normale del carico distribuito nel punto finale componente tangenziale del carico distribuito nel punto iniziale componente tangenziale del carico distribuito nel punto finale variazione termica lembo esterno espressa in gradi centigradi variazione termica lembo interno espressa in gradi centigradi 31 di 49

33 Condizione di carico n 1 (Peso Proprio) Condizione di carico n 2 (Spinta terreno sinistra) Condizione di carico n 3 (Spinta terreno destra) Condizione di carico n 4 (Sisma da sinistra) Condizione di carico n 5 (Sisma da destra) Condizione di carico n 7 (traffico pesante) Distr Terreno X i = -5,70 X f = 7,00 V ni = 2000 V nf = 2000 Impostazioni di progetto Verifica materiali: Stato Limite Ultimo Coefficiente di sicurezza calcestruzzo c 1.50 Fattore riduzione da resistenza cubica a cilindrica 0.83 Fattore di riduzione per carichi di lungo periodo 0.85 Coefficiente di sicurezza acciaio 1.15 Coefficiente di sicurezza per la sezione 1.00 Verifica Taglio - Metodo dell'inclinazione variabile del traliccio V Rd =[0.18*k*(100.0* l *fck) 1/3 / c +0.15* cp ]*bw*d>(vmin+0.15* cp )*b w *d V Rsd =0.9*d*A sw /s*fyd*(ctg+ctg)*sin V Rcd =0.9*d*b w * c *fcd'*(ctg()+ctg()/(1.0+ctg 2 ) con: 32 di 49

34 d b w cp l A sw s altezza utile sezione [mm] larghezza minima sezione [mm] tensione media di compressione [N/mmq] rapporto geometrico di armatura area armatuta trasversale [mmq] interasse tra due armature trasversali consecutive [mm] c coefficiente maggiorativo, funzione di fcd e cp fcd'=0.5*fcd k=1+(200/d) 1/2 vmin=0.035*k 3/2 *fck 1/2 Stato Limite di Esercizio Criteri di scelta per verifiche tensioni di esercizio: Ambiente poco aggressivo Limite tensioni di compressione nel calcestruzzo (comb. rare) Limite tensioni di compressione nel calcestruzzo (comb. quasi perm.) Limite tensioni di trazione nell'acciaio (comb. rare) 0.60 f ck 0.45 f ck 0.80 f yk Criteri verifiche a fessurazione: Armatura poco sensibile Apertura limite fessure espresse in [mm] Apertura limite fessure w1=0,20 w2=0,30 w3=0,40 Verifiche secondo : Norme Tecniche Approccio 1 Copriferro sezioni 3,00 [cm] 33 di 49

35 Descrizione combinazioni di carico Simbologia adottata C Coefficiente di partecipazione della condizione Coefficiente di combinazione della condizione Coefficiente totale di partecipazione della condizione Norme Tecniche 2008 Simbologia adottata G1sfav G1fav G2sfav G2fav Q tan' c' cu qu Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni permanenti Coefficiente parziale favorevole sulle azioni permanenti Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni permanenti non strutturali Coefficiente parziale favorevole sulle azioni permanenti non strutturali Coefficiente parziale sulle azioni variabili Coefficiente parziale di riduzione dell'angolo di attrito drenato Coefficiente parziale di riduzione della coesione drenata Coefficiente parziale di riduzione della coesione non drenata Coefficiente parziale di riduzione del carico ultimo Coefficienti di partecipazione combinazioni statiche Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole G1fav 1,00 1,00 Permanenti Sfavorevole G1sfav 1,30 1,00 Permanenti non strutturali Favorevole G2fav 0,00 0,00 Permanenti non strutturali Sfavorevole G2sfav 1,50 1,30 Variabili Favorevole Qifav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole Qisfav 1,50 1,30 Variabili da traffico Favorevole Qfav 0,00 0,00 Variabili da traffico Sfavorevole Qsfav 1,35 1,15 34 di 49

36 Termici Favorevole fav 0,00 0,00 Termici Sfavorevole sfav 1,20 1,20 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan' 1,00 1,25 Coesione efficace c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale qu 1,00 1,60 Peso dell'unità di volume 1,00 1,00 Coefficienti di partecipazione combinazioni sismiche Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole G1fav 1,00 1,00 Permanenti Sfavorevole G1sfav 1,00 1,00 Permanenti Favorevole G2fav 0,00 0,00 Permanenti Sfavorevole G2sfav 1,00 1,00 Variabili Favorevole Qifav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole Qisfav 1,00 1,00 Variabili da traffico Favorevole Qfav 0,00 0,00 Variabili da traffico Sfavorevole Qsfav 1,00 1,00 Termici Favorevole fav 0,00 0,00 Termici Sfavorevole sfav 1,00 1,00 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan' 1,00 1,25 Coesione efficace c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale qu 1,00 1,60 35 di 49

37 Peso dell'unità di volume 1,00 1,00 Combinazione n 1 SLU (Caso A1-M1) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Combinazione n 2 SLU (Caso A2-M2) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Combinazione n 3 SLU (Caso A1-M1) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole traffico pesante Sfavorevole Combinazione n 4 SLU (Caso A2-M2) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole traffico pesante Sfavorevole Combinazione n 5 SLU (Caso A1-M1) - Sisma Vert. positivo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole di 49

38 Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da sinistra Sfavorevole Combinazione n 6 SLU (Caso A1-M1) - Sisma Vert. negativo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da sinistra Sfavorevole Combinazione n 7 SLU (Caso A2-M2) - Sisma Vert. positivo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da sinistra Sfavorevole Combinazione n 8 SLU (Caso A2-M2) - Sisma Vert. negativo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da sinistra Sfavorevole Combinazione n 9 SLU (Caso A1-M1) - Sisma Vert. positivo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da destra Sfavorevole di 49

39 Combinazione n 10 SLU (Caso A1-M1) - Sisma Vert. negativo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da destra Sfavorevole Combinazione n 11 SLU (Caso A2-M2) - Sisma Vert. positivo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da destra Sfavorevole Combinazione n 12 SLU (Caso A2-M2) - Sisma Vert. negativo Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Sisma da destra Sfavorevole Combinazione n 13 SLE (Rara) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole traffico pesante Sfavorevole Combinazione n 14 SLE (Frequente) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole di 49

40 Spinta terreno destra Sfavorevole traffico pesante Sfavorevole Combinazione n 15 SLE (Quasi Permanente) Effetto C Peso Proprio Sfavorevole Spinta terreno sinistra Sfavorevole Spinta terreno destra Sfavorevole Analisi della spinta e verifiche Simbologia adottata ed unità di misura Origine in corrispondenza dello spigolo inferiore sinistro della struttura Le forze orizzontali sono considerate positive se agenti verso destra Le forze verticali sono considerate positive se agenti verso il basso X Y M V SN ux uy t ascisse (espresse in m) positive verso destra ordinate (espresse in m) positive verso l'alto momento espresso in kgm taglio espresso in kg sforzo normale espresso in kg spostamento direzione X espresso in cm spostamento direzione Y espresso in cm pressione sul terreno espressa in kg/cmq Tipo di analisi Pressione in calotta Pressione geostatica I carichi applicati sul terreno sono stati diffusi secondo angolo di attrito Spinta sui piedritti Attiva [combinazione 1] Attiva [combinazione 2] 39 di 49

41 Attiva [combinazione 3] Attiva [combinazione 4] Attiva [combinazione 5] Attiva [combinazione 6] Attiva [combinazione 7] Attiva [combinazione 8] Attiva [combinazione 9] Attiva [combinazione 10] Attiva [combinazione 11] Attiva [combinazione 12] Attiva [combinazione 13] Attiva [combinazione 14] Attiva [combinazione 15] Sisma Identificazione del sito Latitudine Longitudine Comune Provincia Regione Francavilla Al Mare Chieti Abruzzo Punti di interpolazione del reticolo Tipo di opera Tipo di costruzione Vita nominale Classe d'uso Vita di riferimento Opera ordinaria 50 anni II - Normali affollamenti e industrie non pericolose 50 anni 40 di 49

42 Combinazioni SLU Accelerazione al suolo a g = 1.17 [m/s^2] Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (S) 1.50 Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.00 Coefficiente riduzione ( m ) 0.24 Rapporto intensità sismica verticale/orizzontale 0.50 Coefficiente di intensità sismica orizzontale (percento) k h =(a g /g* m *St*Ss) = 4.28 Coefficiente di intensità sismica verticale (percento) k v =0.50 * k h = 2.14 Combinazioni SLE Accelerazione al suolo a g = 0.51 [m/s^2] Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (S) 1.50 Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.00 Coefficiente riduzione ( m ) 0.18 Rapporto intensità sismica verticale/orizzontale 0.50 Coefficiente di intensità sismica orizzontale (percento) k h =(a g /g* m *St*Ss) = 1.40 Coefficiente di intensità sismica verticale (percento) k v =0.50 * k h = 0.70 Forma diagramma incremento sismico Rettangolare Spinta sismica Mononobe-Okabe Angolo diffusione sovraccarico 22,00 [ ] Coefficienti di spinta N combinazione Statico Sismico 1 0,405 0, ,475 0, ,405 0, ,475 0, ,405 0, di 49

43 6 0,405 0, ,475 0, ,475 0, ,405 0, ,405 0, ,475 0, ,475 0, ,405 0, ,405 0, ,405 0,000 Discretizzazione strutturale Numero elementi fondazione 20 Numero elementi traverso 10 Numero elementi piedritto sinistro 52 Numero elementi piedritto destro 52 Numero molle fondazione 21 Numero molle piedritto sinistro 53 Numero molle piedritto destro 53 Inviluppo pressioni terreno Inviluppo pressioni sul terreno di fondazione X [m] tmin [kg/cmq] tmax [kg/cmq] 0,07 0,01 0,02 0,34 0,06 0,13 0,65 0,07 0,17 0,96 0,06 0,13 1,23 0,01 0,02 42 di 49

44 Inviluppo reazioni vincolari Dest H min [kg] V min [kg] M min [kgm] H max [kg] V max [kg] M max [kgm] TRAV 0, ,02 0,00 0, ,08 0,00 TRAV 0, ,02 0,00 0, ,08 0,00 Inviluppo verifiche stato limite ultimo (SLU) Verifica sezioni fondazione (Inviluppo) Base sezione B = 100 cm Altezza sezione H = 15,00 cm X A fi A fs CS 0,07 3,14 3,14 1,06 0,34 3,14 3,14 1,12 0,65 3,14 3,14 1,20 0,96 3,14 3,14 1,11 1,23 3,14 3,14 1,06 X V Rd V Rsd V Rcd A sw 0, ,00 0, ,00 0, ,00 0, ,00 1, ,00 43 di 49

45 Verifica sezioni traverso (Inviluppo) Base sezione B = 100 cm Altezza sezione H = 20,00 cm X A fi A fs CS 0,07 7,07 7,07 2,36 0,40 7,07 7,07 2,66 0,65 7,07 7,07 3,17 0,90 7,07 7,07 2,66 1,23 7,07 7,07 2,36 X V Rd V Rsd V Rcd A sw 0, ,00 0, ,00 0, ,00 0, ,00 1, ,00 Verifica sezioni piedritto sinistro (Inviluppo) Base sezione B = 100 cm Altezza sezione H = 15,00 cm Y A fi A fs CS 0,07 5,50 5,50 1,23 1,71 5,50 5,50 1,52 3,35 5,50 5,50 1,18 Y V Rd V Rsd V Rcd A sw 0, ,00 44 di 49