COMUNE DI CERVIA RELAZIONE GEOTECNICA E STRUTTURALE PASSERELLA CICLO-PEDONALE SISTEMAZIONE DELLA FASCIA RETROSTANTE GLI STABILIMENTI BALNEARI

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2 COMUNE DI CERVIA SISTEMAZIONE DELLA FASCIA RETROSTANTE GLI STABILIMENTI BALNEARI DA VIALE TOTI ALLA XII TRAVERSA, A MILANO MARITTIMA I STRALCIO E II STRALCIO PROGETTO DEFINITIVO RELAZIONE GEOTECNICA E STRUTTURALE PASSERELLA CICLO-PEDONALE 1

3 Sommario 0 Premessa Indicazione degli estremi del committente Figure professionali che curano la progettazione dell intero intervento Individuazione del sito Norme tecniche di riferimento Risultanze delle indagini geologiche Fondazioni Destinazione d uso e analisi dei carichi Vita nominale e classe d uso della costruzione Modello di calcolo Materiali Azione sismica di riferimento Iterazione strutture con le componenti architettoniche, impiantistiche Descrizione modello strutturale Dimensionamento dei principali elementi strutturali

4 0 Premessa La struttura in esame è una passerella ciclo-pedonale e rientra tra gli interventi di Riqualificazione fascia retrostante gli stabilimenti balneari I Stralcio da viale Toti a viale Forlì e II Stralcio da viale Forlì a XII Traversa. La struttura serve per attraversare un canale che collega la salina al mare. Esso è costituito con una struttura in acciaio con pavimento costituito da toghe di legno. La struttura in acciaio è sostituita da tre travi principali in acciaio collegate tra loro una orditura di travi secondarie e terzere. Completano la struttura in acciaio una serie di controventi a croce di sant andrea utilizzati per irrigidire il piano del ponte e la struttura del parapetto anch esso in acciaio. La forma del ponte risulta leggermente arcuata e tale forma e ottenuta tramite l opportuna sagomatura delle travi principali. Le spalle del ponte sono costituite da due manufatti in cemento armato insistenti su fondazioni di tipo profonde su pali trivellati in c.a.. Il collegamento tra le spalle e il ponte avviene tramite 6 apparecchi di appoggio di cui tre fissi e tre unidirezionali. Inoltre è prevista la costruzione di una serie di pali in ghiaia per mitigare il fenomeno della liquefazione del terreno in caso di sisma. La relazione strutturale viene redatta in fase preliminare seguendo quanto indicato nell allegato D del DGR 121/2010 Documentazione attinente alla riduzione del rischio sismico necessaria per il rilascio del permesso di costruire e per la denuncia di inizio attività. 1 Indicazione degli estremi del committente Pentagramma Romagna S.p.a. con sede a ROMA, Via Versilia n.2 - P.IVA Figure professionali che curano la progettazione dell intero intervento. Progettista strutturale dell intero intervento: Ing. Stefano Neri domiciliato in via del Fresatore n Bologna iscritto all ordine degli ingegneri di Bologna N Progettista architettonico dell intero intervento: Ing. Stefano Neri domiciliato in via del Fresatore n Bologna iscritto all ordine degli ingegneri di Bologna N

5 3 Individuazione del sito L opera fa parte del progetto di pista ciclo-pedonale ed è sita tra via Spalto e la II traversa. 4

6 4 Norme tecniche di riferimento LEGGE 5 NOVEMBRE 1971 N 1086 Norma per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica LEGGE 2 FEBBRAIO 1974 N 64 Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche NTC 2008 D.M 14 Gennaio 2008 Norme tecniche per le costruzioni Circolare 02 febbraio 2009 n 617/C.S.LL.PP. Circolare esplicativa NTC Risultanze delle indagini geologiche Per le indagini geologiche si farà riferimento alle relazioni redatte da Dott. Geol. Maurizio Zamboni da cui risulta un terreno tipo C e una angolo di attrito delle sabbie sciolte di circa 26 con la falda posta a circa 1m dal piano campagna. 5

7 6 Fondazioni Si decide di realizzare delle fondazioni profonde vista la vicinanza del sponde del canale e del rischio di liquefazione dello stesso terreno in particolare dei primi 16-17m dello strato di sabbia. Quindi si prevede la costruzione di 3 pali trivellati in c.a. per ogni spalla attestati con la punta nello strato di argilla sottostante. Allo scopo di mitigare il rischio liquefazione del terreno in caso di sisma, si prescrive come da punto n 9 della DETERMINAZIONE N del 02/10/2012 della Regione Emilia-Romagna, la costruzione di un graticcio di pali di ghiaia a maglia quadrata di 2m x 2m con la tecnologia del Save Composer. I pali sono verificati per i carichi verticali per il solo carico di punta e inoltre sono verificati a carico orizzontale sotto sisma. Si riporta qui estratto del modello di calcolo agli elementi finiti Straus da cui si sono estratti le sollecitazioni sui pali. Schema Ponte 6

8 Sollecitazioni assiali Sollecitazioni trasversali 7

9 Verifica dei pali sotto carichi assiali Si utilizzerà di seguito la formulazione statica in cui la resistenza alla punta è fornita dalla relazione Plim = plim*a dove plim non è altro che il carico limite dato dalla formula Binomia plim = Nq*q + Nc*c. Nella tabella qui sotto sono viene riportato la metodologia di calcolo adottata e la verifica agli atati limite ultimi come da paragrafo delle NTC Dalla tabella qui sopra risulta Ed < Rc,d per il sistema fondale risulta verificato ai carichi assiali. Verifica dei pali sotto carichi trasversali Dalla tabella qui sopra risulta Hd < Hlim per il sistema fondale risulta verificato ai carichi trasversali. 8

10 7 Destinazione d uso e analisi dei carichi La passerella ciclo-pedonale in oggetto può essere trattata come un ponte stradale di 3 a categoria cioè di ponti per il transito dei soli carichi associati allo schema 5 (folla compatta 500 Kg/mq) come dai punti e delle NTC Inoltre viene considerata la possibilità del passaggio di un veicolo del peso complessivo di 3000 kg. La spinta sul parapetto viene valutata in 300 Kg/ml pari 60% del carico verticale da folla compatta. Combinazioni di carico agli stati limite In accordo a quanto specificato nelle Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC), le azioni sulla struttura devono essere cumulate in modo da determinare condizioni di carico tali da risultare più sfavorevoli ai fini delle singole verifiche, tenendo conto della probabilità ridotta di intervento simultaneo di tutte le azioni con i rispettivi valori più sfavorevoli. Ai fini delle verifiche agli stati limite ultimi (SLU) si adotta la seguente combinazione delle azioni: E G G Q Q Q d = γ G1 1 + γg2 2 + γq 1 k1 + γq2ψ 02 k2 + γq3ψ 03 k Ai fini delle verifiche sismiche si adotta la seguente combinazione: E E G G Q Q d = Ψ 21 K1 + Ψ 22 K essendo: G 1 = G 2 = peso proprio di tutti gli elementi strutturali (Permanenti); peso proprio di tutti gli elementi non strutturali (Permanenti); Q= Azioni variabili; E= Azioni sismiche; ψ 0j ψ 2j = coefficiente di combinazione delle azioni allo stato limite ultimo; = coefficiente di combinazione delle azioni in condizione sismica; 9

11 Per le verifiche nei confronti agli stati limite ultimi strutturali (STR) quale corrispondono i seguenti valori di coefficienti parziali: γ G1 (Carichi permanenti) = 1,35 (1,0 se il suo contributo aumenta la sicurezza); γ G2 ( Carichi permanenti non strutturali) = 1.5 (0 se il suo contributo aumenta la sicurezza); γ Qi ( Carichi variabili) = 1,35 (0 se il suo contributo aumenta la sicurezza); si adotta il cosiddetto Approccio 2 al 8 Vita nominale e classe d uso della costruzione La presente costruzione rientra tra le opere ordinarie con vita nominale di 50 anni e come classe d uso II per cui il suo uso prevede normali affollamenti, senza contenuti pericolosi per l ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali. 9 Modello di calcolo Come già detto la struttura portante è realizzata in acciaio costituita da tre travi principali in uno schema di trave appoggio-appoggio sulle due spalle del ponte. Al fine di non contrastare le dilatazioni termiche si decide di utilizzare degli apparecchi di appoggio che risultano su una spalla fissi e sull altra mobili in direzione longitudinali. Da un punto di vista sismico viene utilizzato uno schema con struttura a bassa duttilità e di spalle rigidamente connesse all impalcato con un fattore di struttura q 0 = 1. Risultando la struttura regolare si utilizzerà un fattore K R = 1. Per cui avremo un fattore di struttura pari a q=1. Per la componente verticale si utilizza un fattore di struttura q=1. Come analisi sismica strutturale si utilizzerà un analisi dinamica modale. Per gli apparecchi di appoggio avendo adottato un fattore di struttura q=1 si utilizzano le sollecitazioni rinvenute da modello di calcolo, in particolare le spalle dei ponti sono state progettate in modo che tutte le parti componenti non subiscano danni che ne compromettano la completa funzionalità sotto l azione sismica relativa allo SLV. Per la spalla su cui insistono gli apparecchi mobili per la determinazione delle sollecitazioni sismiche di progetto sono state prese in conto: -) le spinte dei terreni comprensive degli effetti sismici. -) le forze inerziali dovute al massa della spalla e al terreno portato falutate tramite l accelerazione a g *S. Per la spalla su cui insistono gli apparecchi d appoggio fissi avendo adottato un fattore di struttura q=1 le forze di inerzia di progetto possono essere determinati considerando un accelerazione pari ad a g *S. 10

12 10 Materiali Per le strutture si utilizzano i seguenti materiali: Calcestruzzo Classe di resistenza: C28/35 Acciaio per cemento armato: B450C Acciaio per carpenteria metallica: S235W Le resistenze di progetto dei materiali risultano dunque essere, seguendo la filosofia degli stati limite: Calcestruzzo: Resistenza di calcolo a compressione: f cd = α cc f ck / γ c = 0,85 280/1,5 = 158,6 kg/cm 2 Modulo elastico istantaneo: E cm = [(f ck +8)/10] 0,3 [N/mm 2 ] = kg/cm 2 Modulo elastico fessurato: E cm = kg/cm 2 Densità: ρ cls = 2500 kg/m 3 Acciaio per armatura: f yd = f yk / γ s = 4500 / 1,15 = 3913 kg/cm 2 Modulo elastico: E s = kg/cm 2 Densità: ρ s = 7850 kg/m 3 Acciaio per carpenteria metallica: f yd = f yk / γ M = 2350 / 1,05 = 2238 kg/cm 2 Modulo elastico: E s = kg/cm 2 Densità: ρ s = 7850 kg/m 3 In merito alla durabilità delle stesse essendo la struttura esposta ad un ambiente aggressivo sono stati utilizzati i seguenti accorgimenti: 11

13 -) per le strutture in cemento armato si utilizzerà una classe di resistenza C28/35 e e un copri ferro minimo di 35mm. -) per l acciaio da carpenteria metallica si utilizzerà un acciaio corten e per il corrimano un acciaio inox tutti della classe S235W come da norma UNI EN Azione sismica di riferimento Per la definizione dell azione sismica si definisce il periodo di riferimento tramite la vita nominale e la classe d uso precedentemente definiti: Vita nominale: VN 50 anni Classe d uso: II (Coeff. Cu = 1) Periodo di riferimento: VR = CU* VN = 50 anni Come coefficiente di struttura si assume il valore di q=1 Lo spettro è ottenuto considerando un terreno di tipo C, una classe d uso II, un coefficiente di amplificazione topografica ST = 1 (T1 terreno pianeggiante) e i coefficienti di amplificazione stratigrafica SS e CC. Tali parametri per il sito in questione di coordinate geografiche Lat e Lon. 12,353 sono ricavati dal programma Spettri NTC ver del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici: Si ottengono così gli spettri di progetto agli SLV e SLD di seguito riportati: In fase di progettazione, si è incrementata la forzante sismica del 10% a favore di sicurezza. 12

14 Spettro di progetto componente orizzontale Spettro di progetto componente verticale 13

15 12 Iterazione strutture con le componenti architettoniche, impiantistiche A tal fine sono stati sovrapposti i vari elaborati architettonici e impiantistici per recepire tutte le esigenze di interferenza di forometrie. 13 Descrizione modello strutturale Per una valutazione esaustiva dello stato tensionale e deformativo della struutura si è creato tramite il programma agli elementi finiti Straus 7 un modello di calcolo tridimensionale agli elementi finiti. All interno del modello si sono utilizzati gli elementi monodimensionali BEAM per rappresentare gli elementi strutturali. Infine l impalcato è stato modellato mediante elementi bidimensionali LOAD PATCH che ne simulano il comportamento monodirezionale su cui vengono applicati i carichi distribuiti verticali. I carichi indotti invece dal parapetto sono stati applicati direttamente alle travi interessate. Inoltre è stato realizzato a parte un modello del parapetto. Modello tridimensionale del ponte Inoltre si nota come la struttura risulta essere molto regolare in pianta. 14

16 Modello tridimensionale del parapetto Le non linearità geometriche possono essere trascurate in quanto si è verificato che per l orizzontamento risulta: θ = P d r V h 0,1 dove: P è il carico verticale totale della parte di struttura sovrastante l orizzontamento in esame d r è lo spostamento orizzontale medio d interpiano, ovvero la differenza tra lo spostamento orizzontale dell orizzontamento considerato e lo spostamento orizzontale dell orizzontamento immediatamente sottostante nelle condizioni sismiche di SLV; V è la forza orizzontale totale in corrispondenza dell orizzontamento in esame; h è la distanza tra l orizzontamento in esame e quello immediatamente sottostante. 14 Dimensionamento dei principali elementi strutturali Per la verifica degli elementi principali in acciaio si farà riferimento ai risultati del modello di calcolo strutturale qui di seguito riportati. Viene effettuata una verifica in campo elastico con riferimento al seguente criterio: 15

17 Stato tensionale all interno degli elementi in acciaio agli SLU e SLV Come si nota dal la tensione ideale rinvenuta da modelllo pari a 2217 kg/cm 2 sia minore di f yd = f yk /γ M = 2238 kg/cm 2 per cui la verifica risulta soddisfatta. Sulla struttura in questione è stata svolta una linear buckling per ricavare il coefficiente α cr (moltiplicatore dei carichi che induce l instabiltà strutturale). Il più piccolo di questi coefficiente risulta maggiore di 15 il che esclude fenomeni di instabilita elastica globale. Si riporta qui di seguito il modo di instabilità individuato. 16

18 Primo fenomeno di instabilità individuato α cr = Per la verifica agli SLE si controllano le deformazioni verticali del ponte e assumendo come limiti quelli individuati nella tabella 4.2.X della NTC 2008 con riferimento ai solai in generale i cui limiti sono 1/250 di freccia massima e di 1/300 di freccia dovuta agli accidentali assumendo come luce del ponte 20m. Si riporta qui l andamento della deformata agli SLE cosiì come risultante dal modello: Deformazioni verticali massime agli SLE 7.82 cm < 2000/250 = 8 cm verifica soddisfatta 17

19 Deformazioni verticali per soli accidentali 6 cm < 2000/300 = 6.66 cm verifica soddisfatta Per il parapetto si riporta qui lo stato tensionale all interno degli elementi in acciaio agli SLU: Come si nota dal la tensione ideale rinvenuta da modello pari a 2100 kg/cm 2 sia minore di f yd = f yk /γ M = 2238 kg/cm 2 per cui la verifica risulta soddisfatta. Per il dimensionamento dei vincoli di appoggio si sono ricavate le sollecitazioni e spostamenti massime dal modello di calcolo come da paragrafo e delle NTC

20 Sollecitazioni taglianti massime Sollecitazioni assiali massime 19

21 Spostamenti orizzontali massimi sotto sima agli SLV Disposizione dei vicoli adottata 20