R04 COMUNE DI PERUGIA

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1 COMUNE DI PERUGIA COMMITTENTE FONDAZIONE ACCADEMIA DI BELLE ARTI "PIETRO VANNUCCI" PERUGIA piazza San Francesco al Prato, Perugia C.F Il Presidente Avv. Mario Rampini INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE NEL COMPLESSO MONUMENTALE DI SAN FRANCESCO AL PRATO PROGETTO ESECUTIVO TAVOLA R04 RELAZIONE DI CALCOLO-RELAZIONE GEOTECNICA-RELAZIONE SULLE FONDAZIONI-PIANO DI MANUTENZIONE DELLA PARTE STRUTTURALE DELL'OPERA-VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI DELLA STRUTTURA PROGETTO ARCHITETTONICO Massimo Mariani studio_dott. ing. arch. Massimo Mariani Atrepiù_dott. ing. Matteo Scoccia PROGETTO STRUTTURALE Massimo Mariani studio_dott. ing. arch. Massimo Mariani Collaboratore_dott. ing. Paolo Anderlini PROGETTO IMPIANTI TERMOFLUIDICI Fluproject_dott. ing. Mario Lucarelli PROGETTO IMPIANTI ELETTRICI Fluproject_dott. ing. Marco Valigi GEOLOGIA SGA_dott. geol. Luca Domenico Venanti DATA dicembre 2015

2 1 FONDAZIONE ACCADEMIA BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA ACCADEMIA DI BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE RELAZIONE DI CALCOLO 1 PREMESSA 1.1 Descrizione generale La presente Relazione è relativa al progetto per gli interventi di restauro e risanamento conservativo di una porzione posta a Nord-Ovest del Complesso di San Francesco al Prato. L immobile coinvolto dagli interventi di progetto è sottoposto a tutela ai sensi degli artt. 21 e 136 del Decr. Lgs. n. 42/2004. Di seguito si descriverà lo stato in cui versano i locali nei quali è previsto il traserimento dell attuale deposito delle opere d arte della Accademia di Belle Arti Pietro Vannucci. Si tratta della porzione Nord- Ovest del Complesso di San Francesco al Prato, a testata del lato Ovest dell ediicio, in adiacenza al chiostro a valle. La supericie lorda è di circa 220 mq. Lo stato di degrado dei locali, inagibili per eetto della Ordinanza a seguito degli eventi sismici del 1997 e del successivo movimento ranoso del 1998, è così elevato che non si può procedere a rilievi di dettaglio, unzionali alla successiva progettazione. Il corpo di abbrica è a pianta rettangolare, con strutture murarie in pietra e copertura a padiglione in legno, di attura non anteriore alla prima metà del secolo scorso, come evidente dalle tavelle trailate e dalle tegole tipo marsigliesi, entrambe di laterizio. Marginale rispetto all intero Complesso, il corpo di abbrica è stato tuttavia impiegato ino al tempo recente prima della deinitiva inagibilità come rimessa di materiali di scarto, ancora presenti sul pavimento. Privo di ogni qualsiasi initura di valore storico, le sue strutture verticali ed orizzontali versano in una condizione di avanzata ed irreversibile atiscenza, caratterizzata dal crollo di una buona parte della copertura e da un generale quadro essurativo riconducibile a cedimenti dierenziali del terreno di ondazione. A ciò si aggiunga la presenza di un controsoitto posticcio, anch esso in stato di degrado, prossimo al collasso. Inoltre, sui ianchi esterni è nato un vasto apparato vegetativo che danneggia le murature portanti ondali e parietali. Gli interventi previsti riguardano essenzialmente il consolidamento statico e il restauro conservativo delle strutture murarie e del tetto dal momento che il previsto utilizzo come deposito di opere d arte non necessita di initure e di impiantistica particolare. Le principali opere di consolidamento riguarderanno, innanzitutto, le ondazioni che sono risultate insuicienti e variamente articolate, nel tempo remoto anche oggetto di interventi di sottoondazione. Il terreno ondale è di riporto antropico per circa 4/5 metri dalla quota del piano di campagna attuale. Per sostenere le strutture murarie attualmente dissestate a causa di cedimenti ondali dovuti alla diminuzione della portanza del terreno, è stata prevista un opera di supporto alle stesse costituita da un sistema di pali di ondazione in c.a. coronati da una trave rigida, anch essa in c.a. Detti pali avranno lo scopo di portare in proondità i carichi della struttura attualmente non

3 adeguatamente sostenuta dal terreno ondale. Le murature saranno rese solidali alla nuova struttura di supporto testé rappresentata, per mezzo di travi in acciaio HEB che saranno inserite in ori eseguiti con perorazioni a carotaggio continuo, prive di martellamenti sulla o dentro la muratura. Si procederà poi al consolidamento delle murature mediante interventi di scuci-cuci e con il riacimento della porzione terminale delle due pareti esterne, la cui omogeneità è stata oesa dalle continue iniltrazioni di acqua meteorica protrattisi nel tempo, dal crollo del tetto. Da ultimo si ricostruirà il tetto, previa realizzazione di capriate e di orditura principale e secondaria in legno, con sovrastante pianellato di laterizio, incluso lo sporto di gronda che resterà a vista. I canali di gronda e i pluviali sono previsti in rame. Sarà inine realizzata un intercapedine ventilata e impermeabilizzata al di sotto del piano di calpestio per garantire la salubrità dei locali. Per ragioni di sicurezza le inestrature esterne saranno murate e le relative soglie saranno realizzate in cemento come quelle esistenti al contorno dell ediicio. È stata prevista inoltre l intonacatura del manuatto con malta di calce e idonei inerti al ine anche di ottenere un adeguata cromia in sintonia con i paramenti esistenti al contorno dell ediicio. Gli interventi di progetto, tenuto anche conto che il abbricato è un immobile sottoposto a tutela ai sensi del Codice dei Beni Culturali, non modiicano sostanzialmente il comportamento né di altre parti rispetto a quelle oggetto d intervento, né della struttura nel suo insieme. Detti interventi non produrranno inoltre per la struttura sostanziali incrementi dei carichi (cr. elaborato Valutazione della sicurezza e delle prestazioni della struttura ). Trattandosi quindi, per quanto osservato sopra, di intervento locale, secondo quanto prescritto dalla normativa in vigore 1), ci si limiterà a veriicare le sole parti di struttura interessate, evitando di estendere l analisi alla struttura nel suo insieme mediante veriica sismica delle murature del abbricato. Trattandosi inoltre di intervento su ediicio esistente, potrebbero essere valutate in corso d opera eventuali modiiche migliorative in relazione all eettivo stato dei luoghi Normativa Per la progettazione strutturale dell opera si è atto rierimento alla seguente normativa: [1] UNI EN 1194:2000 Strutture di legno Legno lamellare incollato Classi di resistenza e determinazione dei valori caratteristici [2] NICOLE Norme tecniche Italiane per la progettazione, esecuzione e collaudo delle COstruzioni in LEgno Bozza riunione del 27/04/2001 [3] UNI EN 338:2004 Legno strutturale Classi di resistenza [4] CNR-DT 206/2007 Istruzioni per la progettazione, l esecuzione ed il controllo delle strutture in legno [5] CNR-DT 207/2008 Istruzioni per la valutazione delle azioni e degli eetti del vento sulle costruzioni [6] D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni [7] Circolare Min. Inrastrutture e trasporti 02/02/2009, n. 617 Istruzioni per l'applicazione delle "Nuove norme tecniche per le costruzioni" di cui al decreto ministeriale 14 gennaio ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

4 3 1.3 Materiali Per le caratteristiche di resistenza dei materiali si assumono i seguenti valori: - Calcestruzzo pali e platea di ondazione Classe C28/35 (vedi tabella su disegni) c = 28 N/mmq = 285 g/cmq cd cc c M 0, ,86 N/mmq = 161,6 g/cmq 1,5 E cm = N/mmq = g/cmq G 2 E cm ,2 = g/mc N/mmq = g/cmq - Calcestruzzo elevazioni Classe C25/30 (vedi tabella su disegni) c = 25 N/mmq = 255 g/cmq cd cc c M 0, ,16 N/mmq = 144,4 g/cmq 1,5 E cm = N/mmq = g/cmq G 2 E cm ,2 = g/mc N/mmq = g/cmq - Calcestruzzo (anche alleggerito) classe C20/25 (vedi tabella su disegni) c = 20 N/mmq = 204 g/cmq cd cc c M 0, ,33 N/mmq = 115,5 g/cmq 1,5 E cm = N/mmq = g/cmq G 2 E cm , N/mmq = g/cmq = g/mc (1.200 g/mc per quello alleggerito) - Acciaio in barre per c.c.a. e per ori armati B450C (ex Fe B 44) y nom = 450 N/mmq = g/cmq 450 1,15 391N/mmq = g/cmq yd y s t nom = 540 N/mmq = g/cmq E s = N/mmq = g/cmq - Acciaio per proilati e piastre S235 (ex Fe 360) y = 235 N/mmq = g/cmq (per s 40 mm) = yb = ya t = 360 N/mmq = g/cmq (per s 40 mm) = u E s = N/mmq = g/cmq - Legno lamellare Specie legnosa Abete Rosso Classe di resistenza GL 24 (UNI EN 1194:2000) m,g, = 245 g/cmq - t,0,g, = 148 g/cmq c,0,g, = 245 g/cmq - v,g, = 27,5 g/cmq E 0,g,mean = g/cmq - E 0,g,05 = g/cmq 0,38 t/mc g,

5 4 - Legno massiccio Specie legnosa Abete Rosso Classe di resistenza C24 (UNI EN 338:2004) m, = 245 g/cmq - t,0, = 143 g/cmq c,0, = 214 g/cmq - v, = 25,5 g/cmq E 0,mean = g/cmq - E 0,05 = g/cmq mean 0,42t/mc - Muratura non consolidata - Pietre a spacco con buona tessitura (Tab. C8A.2.1 NTC 2008) FC [attore di conidenza] = 1,35 (livello di conoscenza LC1) - m = 3 Coeiciente correttivo per presenza di malta buona (Tab. C8A.2.2 NTC 2008) = 1,3 26 m m = m,min = 260 N/cmq = 26 g/cmq - 1,3 1,3 8, 34g/cmq d FC 1,35 3 = 0 0 0,56 = 5,6 t/mq = 0,56 g/cmq - 1,3 1,3 0, 18 g/cmq 0, min 0d FC m 1,35 3 I valori di rigidezza si riducono del 50% per tenere conto degli eetti della essurazione: E = 1,3 E med 0,5 = 1, ,5 N/mmq = 975 N/mmq = g/cmq G = 1,3 G med 0,5 = 1, ,5 N/mmq = 325 N/mmq = g/cmq = 2,1 t/mc - Dadi e bulloni classe 8.8 tb = 800 N/mmq = g/cmq 1,25 M 2 m

6 5 2 STATO ATTUALE 2.1 Tipologia strutturale Allo stato attuale la sezione trasversale della copertura è rappresentata nella seguente Fig. 1. Fig. 1 Stato attuale: sezione tipo copertura 2.2 Analisi dei carichi I carichi principali agenti sulla struttura sono i pesi propri (strutturali e non strutturali), le azioni della neve e del vento e l azione sismica. Di seguito si procederà alla loro valutazione. Peso proprio solaio di copertura capriate g/mq piccola e grande orditura in legno g/mq pianellato g/mq cretonato g/mq manto di copertura in coppi ed embrici g/mq CARICHI PERMANENTI 250 g/mq Carico accidentale della neve La normativa vigente 2), indica di valutare il carico provocato dalla neve sulle coperture mediante l espressione: q s = μ i q s C E C t Fig. 2 Zone di carico da neve

7 La Provincia di Perugia, come indicato in Fig. 2, rientra nella Zona II di carico da neve. Pertanto, per un altitudine della copertura pari ad a s = 430 m s.l.m., si valuta il valore caratteristico di rierimento della neve al suolo: q s a 0,85 1 s ,53N/mq = 153 g/mq Si assume che l ediicio sia costruito in un area in cui non è presente una signiicativa rimozione di neve dalla copertura per eetto del vento e quindi il coeiciente di esposizione si assume pari a C E = 1. Per quanto riguarda il coeiciente termico si adotta il valore C t = 1. Di seguito si riportano in Figg. 3/4 le condizioni di carico previste dalla normativa vigente nei casi di coperture a una alda e a due alde: 6 Fig. 3 Neve: condizioni di carico per coperture ad una alda Fig. 4 Neve: condizioni di carico per coperture a due alde Come si evince dalle igure di cui sopra, per le coperture a due alde devono essere considerate le due seguenti principali esposizioni di carico: - caso I : carico da neve depositata in assenza di vento - casi II e III : carico da neve depositata in presenza di vento Il solaio di copertura di nuova realizzazione sarà realizzato con una pendenza del 30,5%. i 30,5% α 17 μ 1 = 0,8 = μ i Pertanto, per la struttura in esame la condizione di carico più gravosa è quella di carico massimo pari a: q s = μ i q s C E C t = 0, = 122 g/mq Si assume comunque in sicurezza un valore: q s = 150 g/mq Per ulteriori indicazioni in merito al calcolo del carico neve si rimanda all Eurocodice UNI EN Eurocodice 1 Azioni sulle strutture Parte 1-3: Azioni in generale Carichi da neve. In particolare: - si trascura per semplicità la presenza di eventuali accumuli di neve nel compluvio ormato dalla copertura; - non si considera il caso di neve aggettante rispetto al bordo della copertura per la veriica degli sbalzi 2) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Parr. 3.4 e ss.

8 (l Eurocodice raccomanda inatti di considerare tale condizione di carico per località poste a quota maggiore di 800 m s.l.m.). 7 Carico accidentale del vento La normativa vigente 3), indica di valutare la pressione del vento mediante l espressione p = q b c e c p c d, in cui si ha: q b : pressione cinetica di rierimento c e : coeiciente di esposizione c p : coeiciente di orma c d : coeiciente dinamico La velocità di rierimento v b è data dall espressione: v b = v b,0 a s a 0 v b = v b,0 + a (a s a 0 ) a 0 < a s 1500 m dove v b,0, a 0, a sono parametri legati alla zona in cui sorge la costruzione. Fig. 5 Vento: mappa delle zone in cui è suddiviso il territorio italiano L Umbria, come indicato in Fig. 5, rientra in zona 3, per la quale devono essere assunti i valori: v b,0 = 27 m/s a 0 = 500 m a = 0,020 s -1 Pertanto, per un altitudine del sito pari ad a s = 430 m s.l.m., si valuta: v b = v b,0 = 27 m/s La pressione cinetica di rierimento q b vale quindi (con ρ = 1,25 g/m 3 ): 1 1 v 1,25 27 = 455,62 N/mq = 46,4 g/mq b q b = 2 Il coeiciente di esposizione è dato dall espressione: c e (z) = r2 c t ln(z/z 0 ) [7+c t ln(z/z 0 )] z z min c e (z) = c e (z min ) z < z min Per una categoria di esposizione del sito pari a IV: r = 0,22 z 0 = 0,30 m z min = 8 m Dato che l altezza della nuova costruzione è superiore a z min (per semplicità e a avore di sicurezza si assume l altezza massima pari a circa 10,00 m): c e (z) = (0,22) 2 1 ln(10/0,30) [7 + 1 ln (10/0,30)] = 1,783 3) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Parr. 3.3 e ss.

9 Per la valutazione del coeiciente di orma (o aerodinamico ) 4) si considera la condizione più savorevole della dierenza tra il coeiciente di pressione esterna c pe ed il coeiciente di pressione interna c pi, al variare del segno di quest ultimo: c p = c pe - c pi Assumendo che la costruzione in oggetto sia stagna (poiché la supericie delle aperture risulta ineriore a 1/3 di quella totale delle pareti) e considerando una pendenza delle alde del 30,5% (α 17 < 20 ), si ricavano: c pe = - 0,4 (valido sia per elementi sopravento che per elementi sottovento) c pi = ± 0,2 Poiché quindi la dierenza tra i contributi delle pressioni interne e delle pressioni esterne risulta sempre negativa, a avore di sicurezza nel calcolo delle sollecitazioni non si terrà conto del contributo del vento Sollecitazioni e veriiche Si omettono il calcolo delle sollecitazioni e le relative veriiche per lo stato attuale. 4) cr. Circolare Min. Inrastrutture e trasporti 02/02/2009, n. 617 Parr. C e ss.

10 9 3 PROGETTO 3.1 Tipologia strutturale La sezione di progetto della copertura è rappresentata nella Fig. 6. Fig. 6 Progetto: sezione tipo copertura 3.2 Analisi dei carichi Come nel caso dello stato attuale si valutano di seguito i carichi principali agenti sulla struttura: Peso proprio solaio di copertura capriate g/mq travicelli legno massiccio g/mq arcarecci legno lamellare g/mq pianellato g/mq soletta in cls alleggerito (h = 5 cm) g/mq isolante + impermeabilizzazione g/mq manto di copertura in coppi ed embrici g/mq CARICHI PERMANENTI 250 g/mq Dai valori sopra ricavati e tenendo inoltre in considerazione il atto che il controsoitto posticcio e prossimo al collasso, verrà demolito e non ricostruito, si evince come gli interventi di progetto non producano per la struttura sostanziali incrementi dei carichi globali. Tale analisi verrà condotta più dettagliatamente nell elaborato Valutazione della sicurezza e delle prestazioni della struttura. Carico accidentale della neve Come nel caso dello stato attuale si assume in sicurezza un valore: q s = 150 g/mq. Carico accidentale del vento Come nel caso dello stato attuale, poiché quindi la dierenza tra i contributi delle pressioni interne e delle pressioni esterne risulta sempre negativa, a avore di sicurezza nel calcolo delle sollecitazioni non si terrà conto del contributo del vento.

11 Copertura: sollecitazioni e veriiche La normativa vigente 5) indica come combinazioni delle azioni da adottarsi per gli Stati Limite le seguenti espressioni, che verranno quindi utilizzate ai ini del calcolo delle sollecitazioni: Combinazione ondamentale (SLU): γ G1 G 1 + γ G2 G 2 + γ Q1 Q 1 + γ Q2 ψ 02 Q 2 + γ Q3 ψ 03 Q 3 + Combinazione caratteristica (rara): G 1 + G 2 + Q 1 + ψ 02 Q 2 + ψ 03 Q 3 + Combinazione requente: G 1 + G 2 + ψ 11 Q 1 + ψ 22 Q 2 + ψ 23 Q 3 + Combinazione quasi permanente: G 1 + G 2 + ψ 21 Q 1 + ψ 22 Q 2 + ψ 23 Q 3 + Combinazione sismica: E + G 1 + G 2 + ψ 21 Q 1 + ψ 22 Q 2 + ψ 23 Q 3 + dove: G 1 : peso proprio degli elementi strutturali - G 2 : peso proprio degli elementi non strutturali - Q: azioni variabili - E: azione sismica Considerando il caso di Stato limite di resistenza della struttura (STR) si utilizzano i seguenti coeicienti parziali di sicurezza per le azioni 6) : Carichi permanenti strutturali: γ G1 = 1,3 (γ G1 = 1,0 se il contributo dell azione tende a ar diminuire la sollecitazione considerata); Carichi permanenti non strutturali: γ G2 = 1,5 (γ G2 = 0 se il contributo dell azione tende a ar diminuire la sollecitazione considerata); Carichi variabili: γ Qi = 1,5 (γ Qi = 0 se il contributo dell azione tende a ar diminuire la sollecitazione considerata). La nota (1) alla Tab. 2.6.I della normativa sottolinea come sia possibile utilizzare anche per i carichi permanenti non strutturali, i coeicienti previsti per i carichi permanenti strutturali, purché questi siano compiutamente deiniti. Nel caso in esame, essendo i pesi permanenti portati noti con esattezza, si assumerà per i coeicienti progetto di una copertura in cui i permanenti portati sono considerati noti con esattezza, si assume per i coeicienti γ G1 e γ G2 lo stesso valore, pari a 1,3. I valori dei coeicienti di combinazione 7) sono: Categoria ψ 0j ψ 1j ψ 2j Neve (a quota 1000 m s.l.m.) 0,5 0,2 0, Travicelli Geometria e carichi L orditura secondaria è realizzata con travicelli in legno massiccio di sezione 7 x 7 (A = 49 cmq; W y = W z = 57 cm 3 ; J y = J z = 200 cm 4 ). Per le veriiche si adotta uno schema di calcolo a trave appoggiata inclinata, caricata sia uniormemente, i cui parametri geometrici, nel caso più gravoso, sono: ' = 17 L = L 1,05 = 1,10 1,05 = 1,15 m i = 0,30 m Si valutano di seguito le sollecitazioni agenti sulla struttura: 5) 6) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 2.6.I

12 11 G 1 = 420 0,07 0,07 = 2 g/m G 2 = 210 0,30 = 63 g/m Q 1 = 150 0,30 = 45 g/m Combinazioni di calcolo (peso proprio travicelli) (peso proprio elementi non strutturali) (carico accidentale) Le combinazioni delle azioni da adottarsi 8) i sono: F d = γ G1 G 1 + γ G2 G 2 + γ Q n Q ( Q 1 0i i 2 Poiché la durata dell azione inluenza la resistenza del materiale, a ciascuna azione deve essere attribuita una classe di durata del carico secondo la tabella seguente 9) : Classe di durata del carico Durata del carico Esempio Permanente Più di 10 anni Peso proprio Lunga durata 6 mesi 10 anni Carichi variabili di depositi Media durata 1 settimana 6 mesi Carichi variabili in generale Breve durata Meno di una settimana Neve Istantanea --- Vento, sisma i ) Nel caso di combinazioni di carichi di durata dierente si deve ar rierimento al carico con la durata più breve per la determinazione della classe di durata della combinazione. Sono inatti le sollecitazioni di valore più elevato a causare il danneggiamento e quindi la rottura del materiale: queste sollecitazioni sono presenti soltanto durante l azione contemporanea di tutti i carichi previsti dalla combinazione considerata, che si veriica soltanto durante un lasso di tempo pari alla durata dell azione di più breve durata ra quelle contenute nella combinazione considerata. Le combinazioni signiicative sono quindi: Combinazione 1 Permanente F d,1 = γ G1 G 1 + γ G2 G 2 = 1, ,3 63 = 85 g/m Combinazione 2 Breve durata F d,2 = γ G1 G 1 + γ G2 G 2 + γ Q1 Q 1 = 1, , ,5 45 = 152 g/m I valori della resistenza di calcolo 10) si ottengono mediante la relazione: X d X mod M dove: mod è il coeiciente di correzione che tiene conto degli eetti della durata del carico e dell umidità X è il valore caratteristico di una proprietà di resistenza γ M è il coeiciente parziale di sicurezza del materiale Nel caso in esame (legno massiccio) il valore di γ M viene assunto pari a 1,50 11). Si considera inoltre una classe di servizio 1 (poiché trattasi di ambiente interno 12) ) e conseguentemente 13) : Combinazione 1: Permanente mod,1 = 0,60 7) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 2.5.I 8) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 4.4.I 10) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 4.4.III 12) cr. Circolare Min. Inrastrutture e trasporti 02/02/2009, n. 617 Par. C ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 4.4.IV

13 12 Combinazione 2: Breve durata mod,2 = 0,90 Poiché quindi risulta: F d,1 mod, 1 F d,2 mod, , ,90 si deduce che la combinazione determinante in ase di veriica è la 2 in quanto ha peggior rapporto tra carichi e coeiciente mod. Veriica a lessione semplice M Ed L azione lettente di calcolo risulta pari a: q L' cos' ,15 cos 24 g m Di conseguenza si ricava il valore della tensione di calcolo massima: M Ed m, y, d W y 42g/cmq Essendo inoltre l elemento soggetto a lessione caratterizzato da altezza ineriore a 150 mm i valori di resistenza possono essere ampliicati mediante il coeiciente 14) : h 150 min h 0,2 150 ;1,3 min 70 0,2 ;1,3 min1,16;1,3 1, 16 Per quanto riguarda il valore della resistenza di calcolo a lessione si valuta quindi: 0, ,16 1,50 mod m, m, d h M 170 g/cmq m, y m, d, d La veriica a lessione semplice è quindi soddisatta, risultando: ,25 1 Si tralasciano le implicazioni relative all instabilità allo svergolamento, in quanto il coeiciente di instabilità lesso-torsionale crit,m risulta pari a 1, poiché lo svergolamento dei travicelli è impedito dal pacchetto del solaio. Veriica a taglio Il taglio di calcolo risulta pari a: V Ed 1 1 q L' cos' 1521,15 cos17 84g 2 2 La tensione massima tangenziale di calcolo, valutata secondo la teoria di Jourawsi, risulta: 1,5 V 1,5 84 Ed = 2,6 g/cmq d B H 7 7 v, d mod v M, 0,9025,5 = 15,3 g/cmq 1,50 14) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

14 13 d v, d La veriica a taglio è quindi soddisatta, risultando: Veriiche a deormazione In assenza di deormazioni impresse alle travi, la normativa in vigore deinisce la deormazione a lungo termine (w in ) come la somma della deormazione istantanea (w inst ), elastica e reversibile, e della deormazione dierita (w creep ), plastica ed irreversibile, originata dai carichi permanenti a causa della viscosità (creeping) e dell umidità. Fig. 7 Deorm. istantanea, dierita e a lungo termine Le NTC non precisano i valori limite per le deormazioni: per questo si adottano i valori consigliati dall annesso nazionale italiano all Eurocodice 5, sono (caso di trave su due appoggi): w inst L/300 w in L/200 Per il calcolo della deormazione istantanea si a rierimento alla combinazione di carico rara: F d,rara = G 1 + G 2 + Q 1 Si ottiene quindi: w inst = w inst,g1 + w inst,g2 + w inst,q1 Nel calcolo della deormazione inale si deve tener conto del comportamento reologico del legno. Al termine di deormazione istantanea si deve quindi sommare il termine di deormazione dierita, calcolata con rierimento alle componenti quasi-permanenti delle azioni. Nel caso in esame: F d,qperm = G 1 + G 2 + ψ 21 Q 1 Il termine di deormazione dierita può quindi essere valutato moltiplicando il termine di deormazione iniziale w inst, calcolato con rierimento alla combinazione di carico quasi permanente, per il coeiciente de, che tiene conto dell aumento di deormazione con il tempo causato dall eetto della viscosità e dell umidità del materiale: w inst = w inst,g1 + w inst,g2 + ψ 21 w inst,q1 w creep = de w inst La deormazione inale si può quindi valutare come segue: w in = w inst + w creep = w inst + de w inst w in = (w inst,g1 + w inst,g2 ) (1 + de ) + w inst,q1 (1 + ψ 21 de ) dove: ψ 21 = 0,0 (neve a quota 1000 m s.l.m. 15) ) de = 0,60 (legno massiccio in classe di servizio 1 16) ) Nel caso in esame: G 1 = 2 g/m G 2 = 63 g/m Q 1 = 45 g/m L = 110 cm L cos' = 105 cm 15) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 2.5.I 16) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 4.4.V

15 14 w inst,g1 = 5 G L cos' E J 0, g, mean y 4 = = 0,00 cm w inst,g2 = 5 G L cos' E J 0, g, mean y 4 = = 0,04 cm w inst,q1 = 5 Q L cos' E J 0, g, mean y 4 = = 0,03 cm I valori delle deormazioni si calcolano considerando il valore: de = 0,60 (legno massiccio classe di serv. 1 17) ) La deormazione istantanea è pari a: w inst = 0,00 + 0,04 + 0,03 = 0,07 cm = L/1.571 < L/300 La deormazione a lungo termine è pari a: w in = 0,00 (1+0,60) + 0,04 (1+0,60) + 0,03 (1+0,0 0,60) = 0,09 cm = L/1.222 < L/200 La deormazione istantanea dovuta ai soli carichi variabili è pari a: w 2,inst = 0,2 0,03 = 0,006 cm = L/ < L/300 Tutte le veriiche risultano quindi soddisatte Arcarecci Geometria e carichi L orditura secondaria è realizzata con travicelli in legno lamellare di sezione 16 x 16 (A = 256 cmq; W y = W z = 682 cm 3 ; J y = J z = cm 4 ). Per le veriiche si adotta uno schema di calcolo a trave appoggiata, caricata uniormemente, i cui parametri geometrici, nel caso più gravoso, sono: L = L 1,05 = 3,10 1,05 = 3,25 m i = 1,05 m Si valutano di seguito le sollecitazioni agenti sulla struttura: G 1 = 380 0,16 0,16 = 10 g/m (peso proprio elementi strutturali) G 2 = 220 1,05 = 231 g/m (peso proprio elementi non strutturali) Q 1 = 150 1,05 = 158 g/m (carico accidentale) Combinazioni di calcolo In accordo con le osservazioni espresse nel precedente Par , le combinazioni signiicative da considerare sono: Combinazione 1 Permanente F d,1 = γ G1 G 1 + γ G2 G 2 = 1, ,3 231 = 313 g/m Combinazione 2 Breve durata F d,2 = γ G1 G 1 + γ G2 G 2 + γ Q1 Q 1 = 1, , ,5 158 = 550 g/m Poiché quindi risulta: 17) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Tab. 4.4.V

16 15 F d,1 mod, 1 F d,2 mod, , ,90 si deduce che la combinazione determinante in ase di veriica è la 2 in quanto ha peggior rapporto tra carichi e coeiciente mod. Veriica a lessione deviata L azione lettente di calcolo risulta pari a: M ' 550 3,25 2 Ed q L 726 g m 8 8 La pendenza della alda è pari al 30,5% circa (α 17 ) Di conseguenza si ricava il valore delle tensioni di calcolo massime: M cos cos17 W 682 Ed m, y, d y M sin sin17 W 682 Ed m, z, d z 102g/cmq 31g/cmq Essendo inoltre l elemento soggetto a lessione caratterizzato da altezza ineriore a 600 mm i valori di resistenza possono essere ampliicati mediante il coeiciente: h 600 min h 0,1 600 ;1,1 min 160 0,1 ;1,1 min1,14;1,1 1, 1 Nel caso in esame (legno lamellare incollato) il valore di γ M viene assunto pari a 1,45. Per quanto riguarda i valori della resistenza di calcolo a lessione si valuta quindi: 0, ,1 1,45 mod m, g, m, y, d m, z, d h Si assume inoltre: M m = 0,7 sez. quadrata/rettangolare 18) m, y m, y, d, d 167 g/cmq La veriica a lessione deviata è quindi soddisatta, risultando: m m, z, d m, z, d 102 0, ,74 1 m m, y m, y, d, d m, z, d m, z, d 102 0, ,61 1 Si tralasciano le implicazioni relative all instabilità allo svergolamento, in quanto il coeiciente di instabilità lesso-torsionale crit,m risulta pari a 1, poiché lo svergolamento delle travi è impedito dal pacchetto di copertura. Veriica a taglio Il taglio di calcolo risulta pari a: 18) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

17 16 V Ed 1 1 q L' 550 3,25 894g 2 2 La tensione massima tangenziale di calcolo, valutata secondo la teoria di Jourawsi, risulta: 1,5 V 1,5 894 Ed = 5,2 g/cmq d B H 1616 v, d d v, d mod M v, g, 0,90 27,5 = 17,1 g/cmq 1,45 La veriica a taglio è quindi soddisatta, risultando: Veriiche a deormazione In accordo con le osservazioni espresse nel precedente Par , si valutano, nel caso in esame: G 1 = 10 g/m G 2 = 231 g/m Q 1 = 158 g/m L = 310 cm w inst,g1 = G1 E 0, g, mean 4 L J y = = 0,02 cm w inst,g2 = G E 2 0, g, mean 4 L J y = = 0,43 cm w inst,q1 = Q E 1 0, g, mean 4 L J y = = 0,29 cm I valori delle deormazioni si calcolano considerando il valore: de = 0,60 (legno lamellare incollato classe di serv. 1) La deormazione istantanea è pari a: w inst = 0,02 + 0,43 + 0,29 = 0,74 cm = L/419 < L/300 La deormazione a lungo termine è pari a: w in = 0,02 (1+0,60) + 0,43 (1+0,60) + 0,29 (1+0,0 0,60) = 1,01 cm = L/307 < L/200 La deormazione istantanea dovuta ai soli carichi variabili è pari a: w 2,inst = 0,2 0,29 = 0,058 cm = L/5.345 < L/300 Tutte le veriiche risultano quindi soddisatte. 3.4 Capriate Generalità Per quanto riguarda le combinazioni di carico e i coeicienti parziali di sicurezza da adottare, valgono le considerazioni eettuate nel Par Anche i valori dei coeicienti di combinazione sono i medesimi adottati nel Par. 3.3 (Neve (a quota 1000 m s.l.m.)). Geometria e carichi Tutte le capriate sono caratterizzate da puntoni, tirante e monaco realizzati con travi in legno lamellare, di sezione 28 x 28 (A = 784 cmq; W y = W z = cm 3 ; J y = J z = cm 4 ). Le saette sono invece realizzate con travi in legno lamellare, di sezione 20 x 20. Per le veriiche si adotta lo schema statico riportato nella seguente Fig. 8:

18 17 Fig. 8 Capriata: schema statico Ai carichi P 1 si attribuisce una larghezza di inluenza pari a 0,89 m, mentre al carico P 2 si attribuisce una larghezza di inluenza pari a 0,97 m. Considerando un interasse tra capriate di 3,10 m e deinendo P n = γ G2 G 2n + γ Q1 Q 1n si valutano di seguito le sollecitazioni agenti sulla struttura: G 1 = 620 g (p. pr. elementi strutturali) G 21 = 230 3,10 0,89 (1/cos17 ) = 666 g (p. pr. elementi non strutt. 1) G 22 = 230 3,10 0,97 (1/cos17 ) = 726 g (p. pr. elementi non strutt. 2) Q 11 = 150 3,10 0,89 (1/cos17 ) = 435 g/m (carico accidentale 1) Q 12 = 150 3,10 0,97 (1/cos17 ) = 474 g/m (carico accidentale 2) Combinazioni di calcolo In accordo con le osservazioni espresse nel precedente Par , le combinazioni signiicative da considerare sono: Combinazione 1 Permanente P 1,1 = γ G2 G 21 = 1,3 666 = 866 g P 2,1 = γ G2 G 22 = 1,3 276 = 944 g Combinazione 2 Breve durata P 1,2 = γ G2 G 21 + γ Q1 Q 11 = 1, ,5 435 = g P 2,2 = γ G2 G 22 + γ Q1 Q 12 = 1, ,5 474 = g Anche in questo caso si considera inoltre una classe di servizio 1 (poiché trattasi di ambiente interno) e conseguentemente: Combinazione 1: Permanente mod,1 = 0,60 Combinazione 2: Breve durata mod,2 = 0,90 P 1,1 mod, 1 Poiché quindi risulta: 866 0, P 2,1 mod, , P 1,2 mod, ,90 P 2,2 mod, ,90 si deduce che la combinazione determinante in ase di veriica è la 2 in quanto ha peggiori rapporti tra carichi

19 e coeiciente mod. L analisi statica è stata condotta mediante l utilizzo del sotware SAP v Advanced. Di seguito si riportano lo schema dei nodi e delle sezioni utilizzati per la modellazione. I tabulati di calcolo sono rimessi in allegato alla presente. 18 Fig. 9 Capriata: schema dei nodi per la modellazione Fig. 10 Capriata: schema delle sezioni per la modellazione Calcolo delle sollecitazioni - Combinazione ondamentale Facendo rierimento allo schema statico rappresentato nella precedente Fig. 8, si considerano i seguenti carichi, oltre al peso proprio della struttura: P 1 = P 1,2 = g P 2 = P 2,2 = g Lo schema di carico adottato per la combinazione ondamentale è rappresentati di seguito, in Fig. 11: Fig. 11 Combinazione ondamentale: schema di carico (valori in g) L analisi statica dà luogo ai diagrammi di momento, orza assiale e taglio riportati nelle successive Figg. 12, 13 e 14. Fig. 12 Combinazione ondamentale: diagramma dei momenti (valori in g m)

20 19 Fig. 13 Combinazione ondamentale: diagramma delle orze assiali (valori in g) Fig. 14 Combinazione ondamentale: diagramma delle orze di taglio (valori in g) Calcolo delle sollecitazioni - Combinazione sismica Facendo rierimento allo schema di carico rappresentato nella precedente Fig. 8, si considerano i seguenti carichi, oltre al peso proprio della struttura: P 1 = G 21 = 670 g P 2 = G 22 =730 g Nella presente combinazione di carico sono inoltre da tenere in conto dei carichi orizzontali concentrati H 1 e H 2, dati dalla orza sismica. Secondo quanto prescritto dalla normativa in vigore 19), per il sito ove è ubicato l ediicio oggetto d intervento, considerando il caso di Costruzioni il cui uso preveda normali aollamenti (Classe d uso II C U = 1,0) e per una vita nominale di 50 anni, si ricavano i seguenti parametri, validi per lo Stato Limite Ultimo di Salvaguardia della Vita (SLV): a 0,188g (accelerazione orizzontale max) g F 2,423 (attore di ampliicazione max dello spettro) 0 * T 0,307s (periodo di inizio tratto a v = cost. dello spettro) C Considerando inoltre una categoria di sottosuolo B e una categoria topograica T2, come indicato nella Relazione Geologica a irma del dott. geol. Luca D. Venanti, si calcolano: ag S 1,40 0,40 F 1,40 0,40 2,423 0,188 1,218 S 1, 20 S 0 S g S T = 1,20 S = S S S T = 1,20 1,20 = 1,44 C 1,10 C T C * 0,20 1, 393 * T C T 0,428 s C C C 19) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Parr. 3.2 e ss.

21 20 T T C 0,143 3 s B Per tenere conto delle capacità dissipative della struttura, le orze elastiche vengono ridotte mediante il attore di struttura q, che, assumendo α u /α 1 = 1,5 e nel caso di ediici regolari in elevazione, risulta pari a 20) : q = 2,0 α u /α 1 = 3,0. Per la struttura in oggetto si valutano inoltre 21) : H = 10,0 m (altezza della costruzione dal p. di ondazione) C 1 = 0,05 T 1 = C 1 H 3/4 = 0,281 s (periodo del modo di vibrare principale) S d a Il valore dello spettro di risposta di progetto, poiché risulta T g 1 1 S F 0,1881,44 2,423 0,22 0 q 3,00 B T 1 T è quindi pari a: Si ricavano quindi: H 1 = S d (P 1 + G 1 /9) = 0,22 ( /9) = 165 g H 2 = S d (P 2 + G 1 /9) = 0,22 ( /9) = 180 g Gli schemi di carico adottati per la combinazione sismica (sisma orizzontale dx e sx) sono rappresentati di seguito, in Figg. 15 e 16: C Fig. 15 Combinazione sismica (sisma orizzontale dx): schema di carico (valori in g) Fig. 16 Combinazione sismica (sisma orizzontale sx): schema di carico (valori in g) L analisi statica dà luogo ai diagrammi di momento, orza assiale e taglio riportati nelle successive Figg. 17/ /22. 20) cr. Circolare Min. Inrastrutture e trasporti 02/02/2009, n. 617 Par. C ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

22 21 Fig. 17 Combinazione sismica (sisma orizzontale dx): diagramma dei momenti (valori in g m) Fig. 18 Combinazione sismica (sisma orizzontale sx): diagramma dei momenti (valori in g m) Fig. 19 Combinazione sismica (sisma orizzontale dx): diagramma delle orze assiali (valori in g) Fig. 20 Combinazione sismica (sisma orizzontale sx): diagramma delle orze assiali (valori in g) Fig. 21 Combinazione sismica orizzontale dx: diagramma delle orze di taglio (valori in g)

23 22 Fig. 22 Combinazione sismica (sisma orizzontale sx): diagramma delle orze di taglio (valori in g) Le sollecitazioni ricavate nel caso della combinazione sismica risultano evidentemente meno gravose rispetto a quelle ricavate per la combinazione ondamentale, che saranno quindi utilizzate per le successive veriiche Puntoni Veriica a presso-lessione retta Le sollecitazioni di calcolo sono: M Ed = g m N Ed = g Di conseguenza si ricavano i valori delle tensioni di calcolo massime: N Ed 24 g/cmq c, 0, d A 784 M Ed g/cmq m, y, d W y Essendo l elemento soggetto a lessione caratterizzato da altezza ineriore a 600 mm i valori di resistenza possono essere ampliicati mediante il coeiciente: h 600 min h 0,1 600 ;1,1 min 280 0,1 ;1,1 min1,08;1,1 1, 1 Per quanto riguarda i valori della resistenza di calcolo a lessione e a compressione parallela alla ibratura si valutano quindi: 0, ,08 1,45 mod m, g, m, y, d h M 0, ,45 mod c,0, g, c, 0, d crit, c M 152 g/cmq 164 g/cmq La veriica prevede che sia soddisatta la seguente disuguaglianza: c,0, d c,0, d 2 m, y, d m, y, d 1 Con l introduzione del coeiciente riduttivo di tensione critica per instabilità crit,c è soddisatta anche la veriica di instabilità allo svergolamento 22). In generale lo sbandamento può avvenire in entrambe le direzioni principali dell elemento e quindi la veriica di stabilità prevede che crit,c = min ( crit,y,c, crit,z,c ). Nel caso in esame, essendo la sezione quadrata, i 22) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

24 coeicienti sono uguali nelle due direzioni, quindi si può eettuare la veriica di stabilità lungo la direzione dell inlessione. Schematizzando quindi il puntone come una trave su due appoggi si valutano: J y ,08 cm y A 784 β = 1,0 L L = 900 cm 0 L0 900 = 111,4 y 8,08 y Nel caso di legno lamellare il coeiciente di imperezione è pari a 0, 1. Pertanto si ricavano: 0,05 111, y c,0, g, rel, c E 1, ,5 1 0,3 0,5 1 0,1 1,830 0,3 1, 830 2,251 c rel, c rel, c 1 crit, c 2 2 rel, c 2, ,251 1,830 0,281 La veriica a presso-lessione retta è quindi soddisatta, risultando: c 23 crit, c c,0, d c,0, d 2 m, y, d m, y, d 24 0, ,63 1 Veriica a taglio Il taglio di calcolo risulta pari a: V g Ed La tensione massima tangenziale di calcolo, valutata secondo la teoria di Jourawsi, risulta: 1,5 V 1, Ed = 5,4 g/cmq d B H v, d mod M v, g, 0,9027,5 1,45 = 17,1 g/cmq d v, d La veriica a taglio è quindi soddisatta, risultando: Veriica a deormazione Si omette la veriica a deormazione, ampiamente soddisatta Tirante Veriica a trazione Il tirante viene veriicato a trazione semplice, in quanto il contributo della lessione risulta trascurabile. L azione di calcolo risulta pari a: NEd g Di conseguenza si ricava il valore della tensione di calcolo massima:

25 N Ed g/cmq t, 0, d A 784 Essendo inoltre l elemento soggetto a trazione parallela alla ibratura caratterizzato da altezza ineriore a 600 mm i valori di resistenza possono essere ampliicati mediante il coeiciente: 24 h 600 min h 0,1 600 ;1,1 min 280 0,1 ;1,1 min1,08;1,1 1, 08 Per quanto riguarda il valore della resistenza di calcolo a trazione parallela alla ibratura si valuta quindi: t 0, ,08 1,45 mod t,0, g,, 0, d h M 99 g/cmq La veriica a trazione è quindi soddisatta, risultando: t t,0, d,0, d 22 0, Veriica a deormazione Si omette la veriica a deormazione, ampiamente soddisatta Appoggi Le reazioni massime in corrispondenza degli appoggi, che si ricavano nel caso della combinazione ondamentale, sono riportate nella seguente Fig. 23: Fig. 23 Combinazione ondamentale: reazioni agli appoggi (valori in g) Veriica a taglio del tirante Il taglio di calcolo risulta pari a: V g Ed La tensione massima tangenziale di calcolo, valutata secondo la teoria di Jourawsi, risulta: 1,5 V 1, Ed = 13,9 g/cmq d B H v, d mod M v, g, 0,9027,5 1,45 = 17,1 g/cmq d v, d La veriica a taglio è quindi soddisatta, risultando:

26 Veriica a schiacciamento della muratura Si veriica di seguito lo schiacciamento della muratura, in corrispondenza della zona di appoggio della capriata sulla parete. Questa è costituita da una muratura in pietra a spacco con buona tessitura, per la quale, acendo rierimento ai valori di cui al Par. 1.3, si considera una resistenza di calcolo a schiacciamento della muratura pari a: 8,34 g/cmq d Considerando quindi una lunghezza di appoggio L APP = 40 cm e una distribuzione delle tensioni uniorme sulla muratura, il valore della tensione di compressione è pari a: par VEd B L APP ,49 g/cmq < d La veriica a schiacciamento della muratura è quindi soddisatta. Perugia, dicembre 2015 I Progettisti ing. arch. Massimo Mariani ing. Paolo Anderlini

27 26 FONDAZIONE ACCADEMIA BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA ACCADEMIA DI BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE RELAZIONE GEOTECNICA 1 DESCRIZIONE GENERALE DELL'OPERA La presente relazione riguarda le indagini, la caratterizzazione e la modellazione geotecnica del volume signiicativo per l'opera in esame e valuta l'interazione opera/terreno ai ini del dimensionamento delle relative ondazioni. Essa è stata redatta sulla base dei dati risultanti dalle prove di campagna e/o di laboratorio. 2 NORMATIVA DI RIFERIMENTO Per la progettazione strutturale dell opera si è atto rierimento alla seguente normativa: [8] D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni [9] Circolare Min. Inrastrutture e trasporti 02/02/2009, n. 617 Istruzioni per l'applicazione delle "Nuove norme tecniche per le costruzioni" di cui al decreto ministeriale 14 gennaio INDAGINI GEOGNOSTICHE Al ine della determinazione delle caratteristiche geotecniche dei terreni coinvolti nel volume signiicativo dell'opera in esame, sono state condotte delle prove geotecniche, per le quali si accia rierimento alla Relazione Geologica a irma del dott. geol. Luca D. Venanti. 4 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA E PERICOLOSITA' SISMICA DEL SITO Le indagini eettuate, permettono di classiicare il proilo stratigraico, ai ini della determinazione dell'azione sismica, di categoria: B [Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana ina molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la proondità e da valori di Vs, 30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT, 30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu, 30 > 250 Pa nei terreni a grana ina).], basandosi sulla valutazione della velocità delle onde di taglio (V S30 ) e/o del numero di colpi dello Standard Penetration Test (N SPT ) e/o della resistenza non drenata equivalente (c u,30 ). Tutti i parametri che caratterizzano i terreni di ondazione sono riportati nei seguenti paragrai.

28 Caratterizzazione geotecnica La caratterizzazione geotecnica dei terreni è riassunta di seguito: Terreno di riporto (0-3,5 m) Parametro Unità di misura Valore peso di volume KN/m angolo di attrito eicace 25 c coesione eicace Pa 0.0 Deposito luvio deltizi Parametro Unità di misura Valore peso di volume KN/m angolo di attrito eicace 30 c coesione eicace Pa 20.0 cu coesione non drenata Pa Pericolosità sismica Ai ini della pericolosità sismica sono stati analizzati i dati relativi alla sismicità dell'area di interesse e ad eventuali eetti di ampliicazione stratigraica e topograica. Si sono tenute in considerazione anche la classe dell'ediicio e la vita nominale. Per tale caratterizzazione si rimanda al Par della Relazione di Calcolo. 5 SCELTA TIPOLOGICA DELLE OPERE DI FONDAZIONE Nel caso in esame le strutture di ondazione scelte, consone alle caratteristiche meccaniche del terreno deinite in base ai risultati delle indagini geognostiche, sono costituite da pali (ondazioni di tipo proondo). 6 VERIFICHE DI SICUREZZA Nelle veriiche allo stato limite ultimo deve essere rispettata la condizione: E d R d dove: E d è il valore di progetto dell azione o dell eetto dell azione; R d è il valore di progetto della resistenza del sistema geotecnico. Le veriiche di sicurezza delle ondazioni dirette sono state condotte adottando l Approccio 2 indicato dalla normativa vigente (Combinazione A1+M1+R3). Le azioni sono ottenute, applicando ai valori caratteristici delle stesse, i coeicienti parziali F di cui nella tabella 6.2.I delle NTC 2008, che vengono di seguito riportati.

29 28 CARICHI Permanenti Permanenti non strutturali Variabili Coeiciente parziale A1 EFFETTO F (o E ) (STR) Favorevole 1,0 Savorevole G1 1,3 Favorevole 0,0 Savorevole G2 1,3 Favorevole 0,0 Savorevole Qi 1,5 Il valore di progetto della resistenza R d è determinato in modo analitico con rierimento al valore caratteristico dei parametri geotecnici del terreno, diviso per il valore del coeiciente parziale M, speciicato nella tabella 6.2.II delle NTC 2008, e tenendo conto, ove necessario, dei coeicienti parziali R speciici per ciascun tipo di opera. Utilizzando l Approccio 2, i coeicienti parziali M per i parametri geotecnici del terreno relativi alla colonna M1 sono tutti unitari. Per quanto riguarda le veriiche di sicurezza e le valutazioni del carico limite e dei cedimenti nel caso di ondazioni proonde, si rimanda al Par. 3.1 della Relazione sulle Fondazioni. Perugia, dicembre 2015 I Progettisti ing. arch. Massimo Mariani ing. Paolo Anderlini

30 29 FONDAZIONE ACCADEMIA BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA ACCADEMIA DI BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE RELAZIONE SULLE FONDAZIONI 1 PREMESSA Per sostenere le strutture murarie attualmente dissestate a causa di cedimenti ondali dovuti alla diminuzione della portanza del terreno, è stata prevista un opera di supporto alle stesse costituita da un sistema di pali di ondazione in c.a. coronati da una trave rigida, anch essa in c.a.. I pali, tutti di diametro 60 cm e lunghezza 12 m, saranno allineati lungo 2 ile, poste tra loro ad interasse 1,50 m. I pali di ogni ila, salsati a quinconce rispetto a quelli dell altra, saranno disposti ogni 2,0 m lungo la direzione longitudinale. L armatura dei pali sarà costituita da 12 Ø 16 disposti radialmente, oltre ad un elica Ø 8 / 20 cm. La quota della testa dei pali varierà tra 1,0 e 1,5 m al di sotto dell attuale piano di campagna. La trave in testa alla paliicata avrà larghezza pari a 2,40 m ed altezza 0,60 m. Le murature saranno rese solidali alla nuova struttura di supporto per mezzo di travi in acciaio HEB 140, poste ad interasse 1,00 m, che saranno inserite in ori Ø 200, eseguiti con perorazioni a carotaggio continuo. Per la geometria esatta delle nuove ondazioni si rimanda agli elaborati graici strutturali. 2 PARAMETRI GEOTECNICI Di seguito si riportano i parametri geotecnici dei litotipi utilizzati nelle veriiche (valori ricavati dalla Relazione Geologica a irma del dott. geol. Luca D. Venanti): Terreno di riporto (0-3,5 m) Parametro Unità di misura Minimo peso di volume KN/m angolo di attrito eicace 25 c coesione eicace Pa 0.0 Deposito luvio deltizi Parametro Unità di misura Minimo peso di volume KN/m angolo di attrito eicace 30 c coesione eicace Pa 20.0 cu coesione non drenata Pa 80.0

31 3 VERIFICHE LOCALI 3.1 Pali di ondazione: capacità portante Per le veriiche si adotta lo schema di calcolo rappresentato nella successiva Fig. 24, nella quale si analizza il comportamento di una coppia di pali appartenenti rispettivamente alla ila più prossima al abbricato (palo tipo 1 ) e più distante dal abbricato palo tipo 2 ). La lunghezza di inluenza della porzione considerata per le veriiche è pari a 2,0 m (interasse tra due pali della stessa ila in direzione longitudinale). 30 Fig. 24 Pali di ondazione: schema di calcolo capacità portante I carichi agenti sulla struttura sono: G palo = ,28 12,0 = g (peso proprio palo) G terr = ,28 3, ,28 8,50 = g (peso proprio terreno rimosso per ogni palo) G cop = ,0 2,0/2 = g (peso proprio copertura abbricato) G par = ,6 8,5 2,0 = g (peso proprio parete abbricato) G pl = ,4 0,6 2,0 = g (peso proprio platea) Q 1 = ,0 2,0/2 = g (carico accidentale: neve su copertura) Si valutano di seguito le sollecitazioni assiali indotte sui pali tipo 1 rispettivamente dai carichi permanenti e dai carichi accidentali: N 1, perm G palo G terr G cop G 2 par G cop G 1,45 G par pl 1, , g = 401 N 2 1,50 2 N Q Q 1, , ,50 2 1,50 1, acc 2.200g = 22 N Si valutano di seguito le sollecitazioni assiali indotte sui pali tipo 2 rispettivamente dai carichi permanenti e dai carichi accidentali. In particolare, in questo caso caratterizzato da valori negativi (sollevamento), si tiene in conto l intero peso del palo, acendo però aidamento sulla sola resistenza laterale del terreno. N G G 2 G G 1,50 1,45 Gpl , ,50 2 cop par cop par G 2, perm palo 838g = 8 N

32 N Q Q 1, , ,50 2 1,50 2, acc 700g = - 7 N Adottando l Approccio 2 indicato dalla normativa 23), considerando il caso di pali trivellati e un numero di verticali indagate 10, si ricavano i coeicienti 24) : 1,35 1,15 1, 40 b s 3 Per le valutazioni della capacità portante dei pali tipo 1, eettuate secondo le ormule della geotecnica classica sia in condizioni non drenate (breve termine) che in condizioni drenate (lungo termine) e per la valutazione del cedimento del singolo palo della paliicata, si rimanda ai ogli di calcolo Excel in allegato. In ognuno dei casi considerati si ricava un attore di sicurezza FS > 1 e quindi le veriiche risultano soddisatte, mentre il cedimento del singolo palo, che risulta pari a circa 2,60 mm, è pienamente compatibile con la unzionalità della struttura. Si omettono le veriiche relative alla capacità portante dei pali tipo 2, evidentemente soddisatte data la modestia delle sollecitazioni Collegamento murature-ondazioni: travi HEB 140 Geometria e carichi Oggetto del presente paragrao sono le travi in acciaio, per il collegamento delle murature esistenti al nuovo sistema di ondazioni proonde, costituite da proilati UPN 100, posti ad interasse di 1,00 m. Considerando un comportamento a taglio puro, i proilati verranno disposti in maniera da venire caricati nel piano delle ali. Facendo rierimento alla notazione utilizzata nel Par. 3.1 della presente relazione, si valutano di seguito le sollecitazioni agenti sulla singola trave: G cop = ,0 1,0/2 = g (peso proprio copertura abbricato) G par = ,6 8,5 1,0 = g (peso proprio parete abbricato) Q 1 = ,0 1,0/2 = 750 g (carico accidentale: neve su copertura) Combinazioni di calcolo La combinazione più signiicativa, che verrà di seguito impiegata per le veriiche è quella indicata come ondamentale per gli Stati Limite Ultimi (SLU). Considerando il caso di Stato limite di resistenza della struttura (STR) si utilizzano i seguenti valori dei coeicienti parziali per le azioni : γ G1 = 1,3 γ G2 = 1,3 γ Q1 = 1,5 Sulla trave si considera quindi gravante un carico concentrato pari a: Q = (G cop + G par ) γ G2 + Q 1 γ Q1 = , ,5 = g Veriica a taglio Il taglio di calcolo, valutato nella sezione di discontinuità tra la trave in testa alla paliicata e la parete del abbricato, risulta pari a: V Ed = Q = g L area resistente a taglio della sezione (caricata nel piano delle ali) è: 23) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par ) cr. D.M. Inrastrutture e trasporti 14/01/2008 Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni Par

33 32 A V b t 2 14,0 1, 2 33,6 cmq 2 V Il valore del taglio resistente si valuta come: A 33, ,05 V y c, Rd 3 M g V V Ed c, Rd La veriica a taglio è quindi soddisatta, risultando: , Trave in testa alla paliicata Veriica a punzonamento Si omette la veriica a punzonamento, ampiamente soddisatta. Perugia, dicembre 2015 I Progettisti ing. arch. Massimo Mariani ing. Paolo Anderlini

34 33 FONDAZIONE ACCADEMIA BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA ACCADEMIA DI BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE PIANO DI MANUTENZIONE DELLA PARTE STRUTTURALE DELL OPERA 1 PREMESSA Il presente Piano di manutenzione della parte strutturale dell opera è relativo agli interventi di restauro e risanamento conservativo di una porzione posta a Nord-Ovest del Complesso di San Francesco al Prato. Il Piano in oggetto è da considerarsi come elemento complementare al progetto strutturale che ne prevede, pianiica e programma l attività di manutenzione dell intervento al ine di mantenerne nel tempo la unzionalità, le caratteristiche di qualità, l eicienza ed il valore economico. 2 SCHEDA IDENTIFICATIVA DELL OPERA - DESCRIZIONE INTERVENTO STRUTTURALE Gli interventi previsti riguardano essenzialmente il consolidamento statico e il restauro conservativo delle strutture murarie e del tetto dal momento che il previsto utilizzo come deposito di opere d arte non necessita di initure e di impiantistica particolare. Le principali opere di consolidamento riguarderanno, innanzitutto, le ondazioni che sono risultate insuicienti e variamente articolate, nel tempo remoto anche oggetto di interventi di sottoondazione. Il terreno ondale è di riporto antropico per circa 4/5 metri dalla quota del piano di campagna attuale. Per sostenere le strutture murarie attualmente dissestate a causa di cedimenti ondali dovuti alla diminuzione della portanza del terreno, è stata prevista un opera di supporto alle stesse costituita da un sistema di pali di ondazione in c.a. coronati da una trave rigida, anch essa in c.a. Detti pali avranno lo scopo di portare in proondità i carichi della struttura attualmente non adeguatamente sostenuta dal terreno ondale. Le murature saranno rese solidali alla nuova struttura di supporto testé rappresentata, per mezzo di travi in acciaio HEB che saranno inserite in ori eseguiti con perorazioni a carotaggio continuo, prive di martellamenti sulla o dentro la muratura. Si procederà poi al consolidamento delle murature mediante interventi di scuci-cuci e con il riacimento della porzione terminale delle due pareti esterne, la cui omogeneità è stata oesa dalle continue iniltrazioni di acqua meteorica protrattisi nel tempo, dal crollo del tetto. Da ultimo si ricostruirà il tetto, previa realizzazione di capriate e di orditura principale e secondaria in legno, con sovrastante pianellato di laterizio, incluso lo sporto di gronda che resterà a vista. I canali di gronda e i pluviali sono previsti in rame. Sarà inine realizzata un intercapedine ventilata e impermeabilizzata al di sotto del piano di calpestio per garantire la salubrità dei locali. Per ragioni di sicurezza le inestrature esterne saranno murate e le relative soglie saranno realizzate in cemento come quelle esistenti al contorno dell ediicio. È stata prevista inoltre l intonacatura del manuatto con malta di calce e idonei inerti al ine anche di ottenere un adeguata cromia in sintonia con i paramenti esistenti al contorno dell ediicio.

35 3 PROGRAMMA DI MANUTENZIONE DELLE STRUTTURE STRUTTURE IN LEGNO Elementi del sistema edilizio aventi il compito di resistere alle azioni verticali e di trasmetterle alle altre parti strutturali ad essi collegate. 34 LIVELLO MINIMO DELLE PRESTAZIONI - Resistenza ai carichi e alle sollecitazioni previste in ase di progettazione - Coibenza acustica soddisacente CARATTERISTICHE MINIME DEI MATERIALI Legno lamellare: m,g, = 245 g/cmq - t,0,g, = 148 g/cmq c,0,g, = 245 g/cmq - v,g, = 27,5 g/cmq Legno massiccio: m, = 245 g/cmq - t,0, = 143 g/cmq c,0, = 214 g/cmq - v, = 25,5 g/cmq PROBLEMI RISCONTRABILI - Insorgere di elorescenze o comparsa di mue - Attacchi parassitari - Formazione di essurazioni POSSIBILI CAUSE - Anomali incrementi dei carichi da sopportare TIPO DI INTERVENTO (in ogni caso consultare preventivamente un tecnico strutturale) - Prodotti antimua o antiparassitari - Riparazioni localizzate delle parti strutturali STRUMENTI ATTI A MIGLIORARE LA CONSERVAZIONE DELL OPERA - Vernici e trattamenti speciali MANUTENZIONE Non si prescrive alcun intervento periodico. Qualora se ne ravvisi la necessità a causa di attacchi evidenti da parte di mue e/o parassiti si procederà all intervento localizzato mediante l utilizzo di prodotti antimua e/o antiparassitari speciici disponibili in commercio. Generalmente le zone più sensibili sono quelle in cui gli elementi sono poco ventilati e quindi l umidità può ristagnare (ammorsature nelle murature, superici nascoste da piastre in acciaio avvolgenti, giochi acciaio-legno attorno a perni, bulloni, chiodi, ecc.). Sono da considerare naturali e irreversibili (ma non pericolosi dal punto di vista meccanico) storcimenti e spaccature longitudinali del legno massiccio nonché variazioni del colore originale (i pigmenti contenuti negli impregnanti utilizzati tendono a divenire più scuri con l esposizione alla luce); essurazioni longitudinali e variazioni di colore sono possibili, in misura minore, anche sugli elementi in legno lamellare. OPERE DI FONDAZIONE

36 Elementi del sistema edilizio atti a trasmettere al terreno le azioni esterne e il peso proprio della struttura. LIVELLO MINIMO DELLE PRESTAZIONI - Resistenza ai carichi e alle sollecitazioni previste in ase di progettazione 35 CARATTERISTICHE MINIME DEI MATERIALI Calcestruzzo: c = 28 N/mmq = 285 g/cmq Acciaio in barre: y nom = 450 N/mmq = g/cmq t nom = 540 N/mmq = g/cmq PROBLEMI RISCONTRABILI - Formazione di essurazioni o crepe - Corrosione delle armature - Disgregazione del coprierro con evidenza barre di armatura POSSIBILI CAUSE - Alternanza di penetrazione e di ritiro dell acqua TIPO DI INTERVENTO (in ogni caso consultare preventivamente un tecnico strutturale) - Riparazioni localizzate delle parti strutturali - Ripristino di parti strutturali in calcestruzzo armato - Protezione dei calcestruzzi da azioni disgreganti - Protezione delle armature da azioni disgreganti STRUMENTI ATTI A MIGLIORARE LA CONSERVAZIONE DELL OPERA - Vernici, malte e trattamenti speciali - Prodotti contenenti resine idrouganti e altri additivi speciici MANUTENZIONE Si raccomanda un controllo visivo a periodicità decennale, atto a riscontrare possibili anomalie che precedano enomeni di cedimenti strutturali. Perugia, dicembre 2015 I Progettisti ing. arch. Massimo Mariani ing. Paolo Anderlini

37 36 FONDAZIONE ACCADEMIA BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA ACCADEMIA DI BELLE ARTI PIETRO VANNUCCI PERUGIA INTERVENTI DI RESTAURO E RISANAMENTO CONSERVATIVO PER LA REALIZZAZIONE DEL NUOVO DEPOSITO DELLE OPERE VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI DELLA STRUTTURA Si riportano di seguito i carichi principali agenti sulla struttura allo stato attuale e allo stato di progetto: STATO ATTUALE Peso proprio solaio di copertura capriate g/mq piccola e grande orditura in legno g/mq pianellato g/mq cretonato g/mq manto di copertura in coppi ed embrici g/mq CARICHI PERMANENTI 250 g/mq PROGETTO Peso proprio solaio di copertura capriate g/mq travicelli legno massiccio g/mq arcarecci legno lamellare g/mq pianellato g/mq soletta in cls alleggerito (h = 5 cm) g/mq isolante + impermeabilizzazione g/mq manto di copertura in coppi ed embrici g/mq CARICHI PERMANENTI 250 g/mq Dai valori sopra indicati si evince come gli interventi di progetto non producano per la struttura sostanziali incrementi dei carichi globali. Gli interventi di progetto inoltre non modiicano il comportamento né di altre parti rispetto a quelle oggetto d intervento, né della struttura nel suo insieme. Si ritiene pertanto che l uso della costruzione possa continuare senza ulteriori interventi rispetto a quelli di progetto e che, in conseguenza della realizzazione di questi ultimi, essa non debba essere soggetta a declassamenti, cambi di destinazioni d uso, imposizione di limitazioni o cautele nell uso. Perugia, dicembre 2015 I Progettisti ing. arch. Massimo Mariani ing. Paolo Anderlini

38 ALL. A 1/7 ALLEGATO A TABULATI DI CALCOLO CAPRIATA