Regione Friuli-Venezia Giulia. Stadio Friuli

Regione Friuli-Venezia Giulia Provincia di Udine Comune di Udine Stadio Friuli PROGETTO PER LA REALIZZAZIONE MEDIANTE DEMOLIZIONE E RICOSTRUZIONE DELLE STRUTTURE DELLE DUE CURVE E DELLA TRIBUNA DISTINTI DELLO STADIO FRIULI DI UDINE PROGETTO ESECUTIVO RELAZIONE TECNICA STRUTTURALE 1

Sommario 1 PREMESSA... 3 2 DESCRIZIONE DELLE STRUTTURE E CALCOLI STRUTTURALI... 5 2.1 SCALA A... 25 2.2 SCALA B... 26 2.3 SCALA C... 27 2.4 STRUTTURA DI CHIUSURA TRA CURVA NORD E ARCO ESISTENTE... 27 2.5 STRUTTURA DI CHIUSURA TRA CURVA SUD E ARCO ESISTENTE... 28 3 RELAZIONE SISMICA... 30 3.1 PERICOLOSITÀ SISMICA... 30 3.2 LIVELLO DI PROTEZIONE SISMICA... 31 3.3 PARAMETRI DI RISPOSTA LOCALI... 31 4 RELAZIONE GEOTECNICA... 32 5 NORMATIVA DI RIFERIMENTO... 33 6 MATERIALI... 33 7 ANALISI DEI CARICHI... 35 2

1 PREMESSA La ricerca della soluzione strutturale che potesse accomunare velocità esecutiva e comportamento performante, sia dal punto di vista statico che dal punto di vista sismico, ha richiesto una serie di valutazioni di natura tanto ingegneristica quanto economica. Per prima cosa si è cercato di suddividere le strutture in una serie di blocchi giuntati che garantissero sia il soddisfacimento delle verifiche strutturali, richieste dal D.M. 14/01/2008, per gli Stati Limite di Esercizio Sismici - ovvero lo SLO (Stato Limite di Operatività) e lo SLD (Stato Limite di Danno) - sia i requisiti di resistenza e deformabilità nei confronti delle azioni nelle combinazioni SLU (Stato Limite Ultimi Combinazione Fondamentale) e SLV (Stato Limite di Salvaguardia). La scelta e il posizionamento dei giunti strutturali sono stati condizionati anche dal soddisfacimento dei requisiti prestazionali per effetto delle variazioni termiche agenti sulle strutture, il tutto cercando di arrecare il minor disturbo possibile agli aspetti di natura architettonica. È per tali motivi che, in definitiva, si è pensato di suddividere la nuova porzione di stadio sostanzialmente in 3 blocchi: il Blocco Curva Nord, il blocco Tribuna Distinti ed il blocco Curva Sud. Fig.1 Struttura costituita da 3 blocchi giuntati: Viste CURVA NORD Fig.2 Struttura costituita da 3 blocchi giuntati: Viste TRIBUNA DISTINTI 3

Fig.3 Struttura costituita da 3 blocchi giuntati: Viste CURVA SUD Per la realizzazione delle strutture dei nuovi settori dello stadio si è pensato di ricorrere ad un importante sistema di prefabbricazione sia per quanto concerne le strutture che accolgono le gradinate sia per quello che riguarda le coperture. In particolare la sottostruttura portante, sia delle Curve che della Tribuna Distinti, è prevista in struttura a telai in c.a. prefabbricata (blocchi Curva Nord e Curva Sud e blocco Tribuna Distinti); la copertura delle suddette zone è altresì prevista in struttura metallica sempre prefabbricata. L ottima natura dei terreni ha dato la possibilità di ricorrere a fondazioni dirette per le strutture principali dello Stadio. Le nuove strutture di copertura sono state progettate secondo uno schema che prevede l utilizzo di travi reticolari binate in acciaio a sbalzo da colonne φ 120 cm in calcestruzzo armato prefabbricato, bilanciate posteriormente sempre da colonne φ 120 cm (anch esse in c.a.v.), e collegate trasversalmente da un sistema di travature reticolari secondarie. Il manto di copertura è realizzato in lamiera grecata ed in policarbonato alveolare grecato per la parte anteriore (due campi frontali), mentre per la parte inferiore si è previsto il posizionamento di una rete metallica romboidale (due campi frontali) e di un controsoffitto a doghe metalliche nella parte restante. Tale configurazione architettonica, estremamente elegante, ha comportato dal punto di vista strutturale un attento studio del comportamento della copertura applicando, nelle combinazioni di carico più gravose (come vedremo più avanti), le azioni da vento in maniera da massimizzare le caratteristiche di sollecitazione, dovute ai carichi agenti, sulle membrature sia principali che secondarie della stessa. 4

2 DESCRIZIONE DELLE STRUTTURE E CALCOLI STRUTTURALI Oggetto del presente progetto esecutivo è la realizzazione, mediante demolizione e ricostruzione, di entrambe le curve e della tribuna distinti dello Stadio Friuli di Udine. Il progetto prevede la completa ridistribuzione, a meno della zona tribuna al di sotto della attuale copertura ad arco, delle strutture dello Stadio. Le modifiche più consistenti riguarderanno, come detto, la realizzazione, previo abbattimento delle strutture esistenti dell attuale tribuna distinti e delle due curve, degli spazi destinati ad accogliere il pubblico, prevedendone la completa copertura. Nelle zone in prossimità dell imposta dell arco esistente saranno previste strutture giuntate rispetto allo stesso, a chiudere anche lateralmente le due curve. Fig.4 CURVA NORD: Struttura di chiusura tra l Arco Esistente e la Curva Nord Fig.5 CURVA SUD: Struttura di chiusura tra l Arco Esistente e la Curva Sud 5

La scelta progettuale, come detto, prevede la demolizione completa delle strutture e la loro ricostruzione mediante un sistema prefabbricato tanto per la parte in c.a. in elevazione quanto per la copertura metallica (blocchi Curve Nord/Sud e blocco Tribuna Distinti). Il progetto esecutivo, dal punto di vista strutturale, è stato redatto nel rispetto della vigente normativa (D.M. LL.PP. 14 gennaio 2008) nel seguito indicata come NTC 08. Le Curve e i Distinti verranno ricostruiti mediante l utilizzo di un sistema prefabbricato intelaiato, costituito da travi e pilastri, a realizzare strutture a telaio con collegamenti a cerniera (par. 7.4.5.1. e 7.4.5.2. NTC 08 e C7.4.5.1. circolare n 617 del 02/02/2009) dotate di significativa duttilità grazie all esecuzione di collegamenti gerarchizzati nei nodi trave-colonna in modo da garantire una idonea ripartizione delle azioni sismiche sia in direzione longitudinale che in quella trasversale posticipando la formazione dei meccanismi fragili rispetto a quelli duttili. Tale soluzione, vista la notevole dimensione degli elementi sismo-resistenti, consentirà di abbattere le sollecitazioni di natura sismica alla base delle colonne sfruttando la deformabilità laterale del sistema allo Stato Limite di Salvaguardia (spostando la risposta sismica nella zona dei periodi alti), nel rispetto degli spostamenti limite da norma, allo Stato Limite di Operatività e di Danno, nonché degli effetti del secondo ordine per eccessivo drift, il tutto come definito dalle NTC 08 ai punti 7.3.1, 7.3.7.1 e 7.3.7.2. Fig.6 RISPOSTA DINAMICA DELLE STRUTTURE: Strategia dell aumento del periodo T per mitigare le accelerazioni in ingresso Ovviamente, come meglio riscontrabile nelle relazioni di calcolo strutturale, viste le masse in gioco, la classe d uso utilizzata (classe d uso III) e la pericolosità locale del sito, le Azioni Sismiche risultano dimensionanti (rispetto alle azioni da vento e all effetto delle azioni termiche) per gli elementi sismo-resistenti verticali (pilastri) e per le strutture di fondazione. 6

La progettazione strutturale è stata quindi veicolata dallo studio del comportamento dinamico dal punto di vista sismico, per le strutture principali dei tre nuovi blocchi dello stadio, seguendo i seguenti passi: 1. Predimensionamento delle strutture per carichi verticali; 2. Ottimizzazione degli elementi strutturali sotto l azione indotta dalle masse inerziali agenti sulle strutture prefabbricate in c.a.v. e c.a.p.; 3. Valutazione della risposta dinamica delle strutture sismo-resistenti nei confronti del massimo drift di interpiano valutato per lo SLO (par. 7.3.7.2 NTC 08) progettazione legata al conferimento di opportuna rigidezza agli elementi strutturali sismoresistenti al fine di non produrre danni agli elementi costruttivi senza funzione strutturale tali da rendere temporaneamente non operativa la costruzione ; Fig.7 VERIFICA SLO: Curva Nord, Tribuna Distinti, Curva Sud 4. Valutazione della resistenza degli elementi strutturali in presenza delle azioni sismiche allo SLD (par. 3.2.1 e par. 3.2.3.2 NTC 08): tale verifica risulta in questo caso, anche se è stata condotta, non determinante in quanto lo spettro di progetto allo SLV, desunto dallo Spettro 7

Elastico ridotto del fattore di struttura q considerato, presenta ordinate spettrali più elevate ovunque rispetto allo Spettro Elastico dello SLD; Fig.8 SPETTRO PROGETTO SLV e SPETTRO SLD: Le ordinate dello spettro SLV risultano sempre maggiori di quelle allo SLD 5. Valutazione degli effetti delle non linearità geometriche attraverso la calibrazione del fattore θ (par. 7.3.1 NTC 08), al fine di scongiurare incrementi degli effetti dell azione sismica orizzontale e di modulare la dimensione dei pilastri secondo quanto previsto al punto 7.4.6.1.2 NTC 08, dove si richiede di dimensionare l altezza della sezione della colonna, qualora tale fattore risultasse θ>0.1, pari a un decimo della maggiore tra le distanze in cui sia annulla il momento flettente e le estremità del pilastro in tal caso, avendo un comportamento a mensola dei montanti, tale valore risulta identico e pari all altezza totale degli stessi e pertanto si dovrebbero avere sezioni ben più elevate di quelle progettate; Fig.9 VALUTAZIONE EFFETTI DEL SECONDO ORDINE: Curva Nord, Tribuna Distinti, Curva Sud 8

6. Calibrazione delle rigidezze finalizzate all ottimizzazione delle dimensioni dei giunti, tra i diversi corpi strutturali, per spostamenti allo SLV valutati secondo quanto previsto al punto 7.3.3.3 delle NTC 08 si è considerato chiaramente il moto delle strutture in opposizione di fase, sommando quindi gli spostamenti in valore assoluto. Gli elementi verticali dei telai così formati (per tutte le tre strutture principali) saranno realizzati mediante pilastri in c.a.v. avente tutti sezioni 120x120 nella zona centrale, ovvero quella di sostegno delle coperture, e sezione 90x90 per i pilastri che si elevano un solo livello. I solai saranno realizzati a mezzo di tegoli prefabbricati a doppio T, affiancati e solidarizzati mediante getto di completamento in calcestruzzo armato di spessore pari a 10 cm a formare un diaframma rigido in grado di riportare le azioni sismiche sugli elementi strutturali in ragione della loro rigidezza flessionale. I telai prefabbricati avranno, in direzione longitudinale, un interasse massimo di 10 m per garantire l appoggio di gradoni prefabbricati di idonee dimensioni e di modesta deformabilità. Per sostenere le terre retrostanti e, ove necessario, costituire l appoggio delle passerelle d ingresso allo stadio, verranno realizzati muri di sostegno in c.a.o. dove si appoggeranno con vincoli a carrello le strutture prefabbricate di impalcato, in modo da non interferire con la deformata strutturale del telaio prefabbricato. Le fondazioni, viste le ottime caratteristiche geomeccaniche dei terreni di fondazione, saranno realizzate mediante l utilizzo di plinti in c.a.o. collegati a mezzo di travi trasversali dimensionate secondo quanto previsto al punto 7.2.5.1 delle NTC 08. I collegamenti dei pilastri in fondazione saranno realizzati mediante l utilizzo di sistemi di connessione che prevedono l inserimento di tubi metallici all interno del plinto e che sono in grado di accogliere le armature fuoriuscenti dai pilastri prefabbricati mediante successivo getto di inghisaggio. La copertura, come detto, è prevista a struttura reticolare metallica impostata sulle colonne circolari in c.a.v. emergenti ed in continuità con i pilastri a sezione quadrata di lato 120 cm. La struttura metallica - dal punto di vista dei modelli di calcolo, degli elementi verificati e delle ipotesi assunte - sarà descritta meglio nella relazione di calcolo degli elementi in acciaio. La struttura principale della copertura, come detto, è stata pensata mediante una reticolare binata a sbalzo su doppio appoggio realizzato con colonne circolari in c.a.v. prefabbricate di sezione φ 120 cm, aventi le stesse dimensioni e altezze, in modo da garantire un adeguato comportamento 9

strutturale sotto le azioni laterali al fine di non avere elementi sismo-resistenti sollecitati in maniera disuniforme. Il tutto è avvalorato dalle analisi dinamiche condotte che evidenziano come, nonostante il piano di copertura sia stato modellato come piano deformabile, tale impalcato abbia comportamento rigido indotto dalle reticolari di controventamento di piano. Come si può notare, infatti, la distribuzione e l entità dei momenti flettenti è tale da mostrare una distribuzione del taglio sismico a piano rigido. Fig.10 INVILUPPO MOMENTI FLETTENTI ASTE: Curva Nord, Tribuna Distinti Si può notare come i momenti agenti sulle colonne circolari siano pressoché equivalenti e omogenei anche per strutture diverse 10

La reticolare principale è costituita dall affiancamento di doppi profili a doppio T connessi tra loro. Le strutture secondarie, in virtù della configurazione della trave principale, sono state invece pensate attraverso una serie di reticolari disposte in luce alle briglie superiore ed inferiore delle reticolari principali. Al di sopra delle travature secondarie è previsto il montaggio di una terza orditura sulla quale insisterà la chiusura orizzontale, realizzata tramite termo pannello con finitura alluminio, con sovrastante pannello fotovoltaico sulla gran parte della superficie, ad esclusione della zona di estremità dello sbalzo, dove saranno posizionati pannelli trasparenti in policarbonato alveolare grecato (due campi frontali). Inferiormente la copertura sarà completamente rivestita tramite il posizionamento di una rete metallica romboidale (due campi frontali) e di un controsoffitto a doghe metalliche nella parte restante. Come già anticipato, tale configurazione architettonica, estremamente elegante, ha comportato dal punto di vista strutturale un attento studio del comportamento della copertura applicando, nelle combinazioni di carico più gravose (come vedremo più avanti anche per i modelli globali), le azioni da vento in maniera da massimizzare le caratteristiche di sollecitazione, dovute ai carichi agenti, sulle membrature sia principali che secondarie della stessa. Per mantenere un idoneo comportamento nel piano della copertura - sotto azioni orizzontali - sono stati inseriti controventi a croce di Sant Andrea, sia sulla superficie inferiore che su quella superiore della stessa, mediante l utilizzo di tondi metallici di adeguata sezione. Sono state effettuate modellazioni numeriche per comprendere il comportamento sia statico che dinamico della soluzione prevista al fine di stabilire le sezioni strutturali dell elevazione e delle fondazioni. Attraverso software dedicato sono stati implementati modelli 3D ai quali sono state assegnate le condizioni di carico più gravose dopo avere eseguito una attenta analisi dei carichi degli orizzontamenti effettuata seguendo le indicazioni riportate nel progetto architettonico. Dalle condizioni di carico si è poi passati all assegnazione delle combinazioni di carico ritenute più gravose e maggiormente indicative per il dimensionamento strutturale degli elementi sia agli SLU che agli SLE, tanto di natura statica quanto di natura sismica. Si sono eseguite analisi dinamiche modali lineari con masse concentrate sui nodi, in modo da tenere in conto dell effettiva deformabilità degli impalcati a livello della copertura metallica e dei gradoni inclinati degli spalti e, contestualmente, considerare come impalcato infinitamente rigido 11

quello della zona piana delle strutture, realizzato seguendo i dettami normativi previsti al punto 7.2.6 delle NTC 08. Per quanto concerne la scelta del fattore di struttura q, si è deciso di adoperare un valore pari a quello previsto dalle NTC 08 al punto 7.4.3.2 per le strutture a telaio ad un piano non regolari né in pianta né in altezza e quindi pari a 2,52. La scelta sembra congruente per il fatto che le colonne al di sopra della porzione intelaiata prefabbricata, a sostegno della grande copertura metallica, sono state pensate in continuità con la parte sottostante, in modo da garantire ottime performance in ambito anelastico e capacità dissipative più che adeguate nei confronti del fattore di struttura sopra individuato. I modelli globali studiati tengono conto delle reali dimensioni geometriche delle strutture di copertura per quanto riguarda le reticolari principali binate, le reticolari secondarie e i sistemi di controventamento nel piano di falda. Fig.11 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Esempio di modello completo Come si può notare, la copertura è stata fedelmente modellata utilizzando le aste delle travi reticolari principali binate, delle reticolari secondarie e dei sistemi di controventamento Tale discretizzazione di affinamento è stata impostata per valutare le interazioni tra strutture prefabbricate intelaiate in c.a. e c.a.p. e strutture metalliche di copertura. Le interazioni più significative possono ricondursi agli effetti delle azioni sismiche. 12

N.B. Si evidenzia che le aste metalliche di copertura sono state inserite tutte come elemento elastico ; tale modellazione fa sì che, avendo effettuato una analisi dinamica modale lineare con masse concentrate nei nodi per gli impalcati privi di nodo master come la copertura, le azioni sismiche inerziali agenti sulla stessa sono quelle associabili alle accelerazioni dello spettro elastico (fattore di struttura unitario). Il programma consente, quando si definisce l elemento come elastico, di verificare le aste - aventi questa proprietà assegnata - con sollecitazioni rimoltiplicate per il fattore di struttura introdotto nella maschera iniziale dei parametri sismici, fattore di struttura che governa la progettazione delle strutture intelaiate in c.a. e c.a.p. In questo modo si vuole mantenere la struttura di copertura a comportamento non dissipativo congruentemente con quanto ipotizzato nel modello locale. I modelli globali consentono in più, in fase sismica, di tener conto delle interazioni della grande copertura metallica con le strutture prefabbricate in c.a. e c.a.p., che hanno anche funzione di sostegno della stessa, ed in particolar modo nelle zone (Curva Nord e Curva Sud) dove gli impalcati di piano del secondo livello subiscono una brusca interruzione per la presenza della Scala Monumentale (Scala B giuntata rispetto al corpo principale). N.B. Ovviamente i controventi di falda sono stati modellati come elementi asta aventi rigidezza dimezzata per non falsare l analisi modale; per la verifica del controvento si è quindi considerata una azione assiale raddoppiata rispetto a quella derivante dall analisi. Si riportano i bitmap delle azioni assiali agenti sulle aste metalliche della copertura per la condizione Sisma X (dir 0 ) e per quella Sisma Y (dir 90 ) a seguito della combinazioni delle sollecitazioni derivanti dall analisi modale nodale lineare mediante Combinazione Quadratica Completa CQC. 13

Fig.12 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Valore dello sforzo normale agente sulle aste di copertura per la condizione Sisma 1 (dir 0 ) Fig.13 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Valore dello sforzo normale agente sulle aste di copertura per la condizione Sisma 1 (dir 0 ) massima sollecitazione agente nei controventi pari a 8.4x2=16.8 ton 14

Fig.14 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Valore dello sforzo normale agente sulle aste di copertura per la condizione Sisma 2 (dir 90 ) Fig.15 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Valore dello sforzo normale agente sulle aste di copertura per la condizione Sisma 2 (dir 90 ) massima sollecitazione agente nei controventi pari a 14.1x2=28.2 ton 15

Fig.16 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Sollecitazioni agenti sulle briglie della reticolare principale binata, in fase sismica, al fine di definire nella zona di collegamento tra gli appoggi sulle colonne in c.a. l entità degli sforzi normali dovuti ai mutui spostamenti in opposizione di fase tra i pilastri per la condizione Sisma 1 (dir 0 ) max trazione 8x2=16 ton (valori estremamente modesti nei confronti delle sollecitazioni agenti in combinazione SLU per carichi statici ) Fig.16 MODELLO DI CALCOLO GLOBALE CURVA NORD: Sollecitazioni agenti sulle briglie della reticolare principale binata, in fase sismica, al fine di definire nella zona di collegamento tra gli appoggi sulle colonne in c.a. l entità degli sforzi normali dovuti ai mutui spostamenti in opposizione di fase tra i pilastri per la condizione Sisma 2 (dir 90 ) max trazione 5.4x2=10.8 ton (valori estremamente modesti nei confronti delle sollecitazioni agenti in combinazione SLU per carichi statici ) 16

Dai report delle analisi effettuate le strutture proposte risultano ben dimensionate sia in termini di resistenza che di deformabilità. Vale però la pena, oltre a quanto già detto per ciò che concerne il comportamento sismico delle strutture, approfondire gli aspetti metodologici che hanno governato la progettazione strutturale della copertura metallica agli SLE e agli SLU. E sicuramente superfluo porre l attenzione sul fatto che una trave reticolare a sbalzo di grande luce come quella proposta possa essere investita da notevoli carichi da vento; infatti, è la stessa normativa tecnica nella parte della circolare esplicativa n 617 del 02/02/2009 a penalizzare a mezzo di coefficienti di pressione significativamente gravosi le cosiddette tettoie e pensiline aperte sia per quanto concerne i c p in pressione e depressione a livello globale sia, soprattutto, quando si parla di effetti locali sulle porzioni perimetrali. Si riportano i calcoli effettuati per la definizione dei carichi da vento sulle strutture. Fig.17 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni e Depressioni calcolate per la copertura dello Stadio Friuli (tratto α = 0 ) 17

Fig.18 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni e Depressioni calcolate per la copertura dello Stadio Friuli (tratto α = 4 ) Fig.19 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni e Depressioni calcolate per la copertura dello Stadio Friuli (tratto α = 12 ) 18

Fig.20 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Distribuzione delle pressioni locali più gravose nella copertura dello Stadio Friuli Le applicazioni degli stessi carichi sulle strutture di copertura sono evidenziate qui sotto. Fig.21 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Distribuzione delle pressioni e depressioni per effetto del vento sugli elementi trasversali di collegamento (travi reticolari tra le principali binate ) 19

Le condizioni sopra descritte sono state implementate in combinazioni di carico tali da valutare singolarmente, per la parte superiore, l effetto combinato dei carichi variabili da neve e da vento in pressione e, per la parte inferiore, l effetto del carico da vento in depressione combinato con le amplificazioni locali sempre in depressione nelle zone più esterne della tettoia. Tale schematizzazione dei carichi dovuti a vorticosità locali, in assenza di specifiche prove in galleria del vento e come previsto al par. C3.3.10.8 (collegato al par. C3.3.10.3) della circolare esplicativa n 617 del 02/02/2009, risulta sicuramente - allo stato dell arte - la più gravosa ipotizzabile. Correlata a tale assunzione è stata effettuata un'analisi preliminare, effettuata tramite software di fluido dinamica computazionale, che ha permesso di verificare la bontà dei coefficienti di pressione ipotizzati in sede di progetto. Le simulazioni sono state effettuate su due sezioni piane, longitudinale e trasversale, nell ipotesi di flusso turbolento con velocità di riferimento pari a 40 m/sec alla quota di sommità della nuova copertura. Per la sezione longitudinale è stata eseguita, stante la simmetria, una sola simulazione. Per la sezione trasversale sono state, invece, effettuate due simulazioni con opposta direzione di provenienza del vento. I coefficienti di pressione possono essere stimati mediante il rapporto: in cui rappresenta la pressione locale, la pressione di riferimento, assunta uguale a zero, la densità dell aria pari a 1.25 kg/m 3. Nell ipotesi di assumere un coefficiente di pressione unitario,, si otterrebbe una pressione di 1000 N/m 2. Il confronto di tale valore con quelli illustrati nelle immagini seguenti conferma che i coefficienti di pressione attualmente ipotizzati nel calcolo sono generalmente cautelativi, ad eccezione di alcune limitate zone in cui effetti locali (zone di bordo, canali di gronda, ecc.) producono rilevanti depressioni. 20

Fig.22 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: vista di insieme Fig. 23 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sopravento Fig. 24 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione longitudinale con v = 40 m/sec: particolare tribuna sottovento 21

Fig.25 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: vista d insieme Fig.26 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da destra: particolare nuova tribuna sopravento Fig.27 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: vista di insieme 22

Fig.28 CALCOLO DELL AZIONE DEL VENTO: Pressioni su sezione trasversale con v = 40 m/sec proveniente da sinistra: particolare nuova tribuna sottovento. Stesse valutazioni di dettaglio, per il dimensionamento delle strutture e dei giunti, sono state eseguite anche per le azioni termiche agenti sulle strutture. Sono stati presi in considerazione, per tali analisi strutturali, i valori dei T previsti nella Tab. 3.5.II delle NTC 08; tali valori indicano che per strutture in acciaio esposte (copertura) il valore T è pari a + 25 C, mentre per strutture in c.a. e c.a.p. risulta essere T + 15 C. Fig.29 VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DELL AZIONE TERMICA: Carichi applicati ( T) in copertura e a livello degli elementi in c.a. 23

Fig.30 VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DELL AZIONE TERMICA: Spostamenti indotti dalle azioni termiche di modesta entità Fig.31 VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DELL AZIONE TERMICA: Andamento Sforzi Normali agenti nelle aste Fig.32 VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DELL AZIONE TERMICA: Andamento Momenti Flettenti agenti nelle aste pari a circa ¼ di quelli massimi di inviluppo 24

Da quanto sopra riportato, risulta chiaro come la situazione più gravosa per le strutture resistenti (pilastri) sia quella indotta dalle azioni sismiche. In aggiunta a quanto fino ad ora descritto, a completamento dell analisi dei tre blocchi principali, si descrivono le ulteriori strutture calcolate nel progetto esecutivo. 2.1 SCALA A La scala A è presente all interno delle strutture Curva Nord e Tribuna Distinti, ha struttura in c.a.o. ed è costituita da pareti in entrambe le direzioni. Questa configurazione garantisce ottime performance strutturali sia in termini di resistenza che di deformabilità laterale. Tale scala risulta svincolata sismicamente dalle strutture principali sia della Curva Nord che della Tribuna Distinti. L analisi strutturale è stata affrontata, in virtù della tipologia strutturale, considerando la stessa non dissipativa (fattore di struttura q=1). Le dimensioni degli appoggi per i tegoli dell impalcato di solaio sono stati dimensionati tenendo conto dell appoggio minimo che deve essere loro fornito più il giunto necessario, valutato in opposizione di fase, per effetto delle azioni sismiche agenti sulle strutture suddette. Tale scelta ha fatto sì che i setti potessero essere dimensionati ed armati secondo quanto previsto al cap.4 delle NTC 08. Fig.33 MODELLO DI CALCOLO SCALA A: tale tipologia strutturale è presente nei corpi della Curva Nord e della Tribuna Distinti 25

2.2 SCALA B La scala B è presente all interno delle strutture Curva Nord e Curva Sud, ha struttura in c.a.o. ed è costituita da pareti in entrambe le direzioni. Questa configurazione garantisce ottime performance strutturali sia in termini di resistenza che di deformabilità laterale. Tale scala risulta svincolata sismicamente dalle strutture principali sia della Curva Nord che della Curva Sud. L analisi strutturale è stata affrontata, in virtù della tipologia strutturale, considerando la stessa non dissipativa (fattore di struttura q=1). Le dimensioni degli appoggi per i tegoli dell impalcato di solaio sono stati dimensionati tenendo conto dell appoggio minimo che deve essere loro fornito più il giunto necessario, valutato in opposizione di fase, per effetto delle azioni sismiche agenti sulle strutture suddette. Tale scelta ha fatto sì che i setti potessero essere dimensionati ed armati secondo quanto previsto al cap.4 delle NTC 08. Fig.34 MODELLO DI CALCOLO SCALA B: tale tipologia strutturale è presente nei corpi della Curva Nord e della Curva Sud 26

2.3 SCALA C La scala C è presente all interno della struttura Curva Sud, ha struttura in c.a.o. ed è costituita da pareti in entrambe le direzioni. Questa configurazione garantisce ottime performance strutturali sia in termini di resistenza che di deformabilità laterale. Tale scala risulta svincolata sismicamente dalle strutture principali della Curva Sud. L analisi strutturale è stata affrontata, in virtù della tipologia strutturale, considerando la stessa non dissipativa (fattore di struttura q=1). Le dimensioni degli appoggi per i tegoli dell impalcato di solaio sono stati dimensionati tenendo conto dell appoggio minimo che deve essere loro fornito più il giunto necessario, valutato in opposizione di fase, per effetto delle azioni sismiche agenti sulle strutture suddette. Tale scelta ha fatto sì che i setti potessero essere dimensionati ed armati secondo quanto previsto al cap.4 delle NTC 08. Fig.35 MODELLO DI CALCOLO SCALA C: tale tipologia strutturale è presente nel corpo della Curva Sud 2.4 STRUTTURA DI CHIUSURA TRA CURVA NORD e ARCO ESISTENTE La struttura di chiusura suddetta è presente tra la nuova Curva Nord e l arco esistente, ha struttura in c.a.o. ed è costituita da pareti in entrambe le direzioni. 27

Questa configurazione garantisce ottime performance strutturali sia in termini di resistenza che di deformabilità laterale. Tale struttura risulta svincolata sismicamente dalle strutture sia della Curva Nord che dell Arco esistente. L analisi strutturale è stata affrontata, in virtù della tipologia strutturale, considerando la stessa non dissipativa (fattore di struttura q=1). Tale scelta ha fatto sì che i setti potessero essere dimensionati ed armati secondo quanto previsto al cap.4 delle NTC 08. Fig.36 MODELLO DI CALCOLO ZONA CHIUSURA CURVA NORD - ARCO ESISTENTE 2.5 STRUTTURA DI CHIUSURA TRA CURVA SUD e ARCO ESISTENTE La struttura di chiusura suddetta è presente tra la nuova Curva Sud e l arco esistente, ha struttura in c.a.o. ed è costituita da pareti in entrambe le direzioni. Questa configurazione garantisce ottime performance strutturali sia in termini di resistenza che di deformabilità laterale. 28

Tale struttura risulta svincolata sismicamente dalle strutture sia della Curva Sud che dell Arco esistente. L analisi strutturale è stata affrontata, in virtù della tipologia strutturale, considerando la stessa non dissipativa (fattore di struttura q=1). Tale scelta ha fatto sì che i setti potessero essere dimensionati ed armati secondo quanto previsto al cap.4 delle NTC 08. Fig.37 MODELLO DI CALCOLO ZONA CHIUSURA CURVA SUD - ARCO ESISTENTE Nelle relazioni di calcolo allegate verranno riportate in dettaglio tutte le verifiche condotte per tutte le strutture valutate. Dall esame dei tabulati è possibile evincere come tutte le strutture soddisfino i requisiti di sicurezza minimi previsti dalle NTC 08 nelle combinazioni di carico valutate e ritenute più gravose per le stesse. 29

3 RELAZIONE SISMICA L azione sismica viene definita in termini di spettro di risposta in accelerazione, elastico o di progetto, definito a partire: - dalla pericolosità sismica del sito dove sorge la costruzione; - dal livello di protezione sismica che si vuole garantire all opera; - dai parametri di risposta locali, come il sottosuolo e la topografia, che modificano l input sismico. Per le valutazioni preliminari, oggetto della presente, si riportano le assunzioni fatte. 3.1 Pericolosità Sismica Le coordinate geografiche del sito dove sorge lo Stadio Friuli sono: Latitudine = N 46.0815722 Longitudine = E 13.2000255 da cui si ricavano i tre parametri che caratterizzano gli spettri di risposta al variare del periodo di ritorno dell evento sismico: a g, F o, T * c. Fig.38 Spettri Elastici per i diversi stati limite e coordinate sito 30

3.2 Livello di Protezione Sismica In accordo con il paragrafo 2.4 delle NTC 08 e del paragrafo C2.4.2 della circolare C.S.LL.PP. n 617 del 02/02/2009, si assume una vita nominale dell opera (V N ) pari a 50 anni e, data l importanza dell opera, una classe d uso corrispondente alla III (C U =1.5). La vita di riferimento dell opera V R risulta pari a: V R = V N x C U = 50 x 1.5 = 75 anni. Fig.39 Tabelle parametri a g, F o, T c* 3.3 Parametri di Risposta Locali Per la caratterizzazione dei parametri inerenti alla risposta locale si fa riferimento a quanto riportato nella relazione geologica allegata. Per la caratterizzazione si è fatto riferimento ai risultati ottenuti dalle prove penetrometriche. Da quanto riportato nella relazione suddetta è possibile collocare il sito in esame, secondo quanto previsto al paragrafo 3.2.3 delle NTC 08, nella categoria di suolo di fondazione B. Dal punto di vista delle condizioni topografiche, data la morfologia pianeggiante ed estremamente regolare, il sito in esame è stato inserito in categoria topografica T1. 31

4 RELAZIONE GEOTECNICA A seguito degli studi effettuati dal punto di vista geologico-geotecnico risulta che nell ambito dell area interessata dagli interventi in progetto non sono presenti situazioni di rischio o problematiche riconducibili alla natura geologico-tecnica dei terreni. Fig.40 Fondazioni dirette con plinti in c.a.o. e travi di collegamento Per le verifiche geotecniche delle strutture, essendo le stesse impostate all interno delle ghiaie, si sono considerate le seguenti caratteristiche per lo strato fondale: Unità ghiaiosa Densità: γ = 18.5 kn/m 3 Angolo di attrito: φ = 40 Coesione drenata: c = 0 kg/cm 2 32

Fig.41 FONDAZIONI DIRETTE CON PLINTI IN C.A.O. E TRAVI DI COLLEGAMENTO: Moltiplicatori di collasso La verifica geotecnica risulta positiva in quanto il carico capacitivo è stato calcolato con l Approccio 2 delle NTC 08 ed è risultato pari a 7.8 Kg/cm 2, maggiore della pressione massima all interfaccia terreno struttura pari a 5.01 Kg/cm 2. Infine, ai fini della determinazione della risposta sismica locale per la valutazione dell azione sismica di progetto, utilizzando l approccio speditivo previsto al punto 3.2.2 delle NTC 08, dalle prove penetrometriche effettuate e dalle MASW, il sito in studio può essere inserito nella categoria di suolo di fondazione B; mentre il fattore topografico S t è pari ad 1 (categoria topografica T1). 5 NORMATIVA DI RIFERIMENTO DM 14/01/2008 Nuove norme tecniche per le costruzioni ; Circolare 617/2009: Istruzioni per l'applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al decreto ministeriale 14 gennaio 2008. 6 MATERIALI Cls per piastre di fondazione, travi di collegamento e setti in opera -R ck = 35 MPa (resistenza caratteristica cubica a compressione) -f ck = 28 MPa (resistenza caratteristica cilindrica a compressione) Cls per pilastri prefabbricati -R ck = 50 MPa (resistenza caratteristica cubica a compressione) -f ck = 40 MPa (resistenza caratteristica cilindrica a compressione) Cls travi di elevazione prefabbricate, solai e gradoni prefabbricati -R ck = 55 MPa (resistenza caratteristica cubica a compressione) -f ck = 45 MPa (resistenza caratteristica cilindrica a compressione) Acciaio per barre d armatura -f tk = 540 MPa (resistenza caratteristica a rottura) -f yk = 450 MPa (tensione caratteristica di snervamento) 33

-E s = 210.000 MPa (modulo elastico istantaneo) Acciaio per carpenteria metallica S 275 J0 -f tk = 430 MPa (resistenza caratteristica a rottura) -f yk = 275 MPa (tensione caratteristica di snervamento) E s = 210.000 MPa 34

7 ANALISI DEI CARICHI G 1 (kg/mq) G 2 (kg/mq) Q (kg/mq) Solaio 1 livello 670 150 500 Solaio 2 livello 670 300 600 Gradinata 500 100 500 Estradosso copertura (con fotovoltaico) Estradosso copertura (senza fotovoltaico) 0 55 120 0 35 120 Intradosso copertura 0 35 0 Fondazione 1 0 500 500 Fondazione 2 (lato campo) 0 1000 500 Scala 625 300 500 Sbalzo solaio 1 livello 670 150 500 Sbalzo solaio 2 livello 670 300 600 Soletta solaio 1 livello 0 150 500 Soletta solaio 2 livello 0 300 600 Soletta scala 0 300 500 Copertura vano ascensore 0 80 50 Baraccatura zona arco esistente 25 100 0 Tamponatura perimetrale 70 0 0 Parapetto c.a. 375 60 0 Pannelli prefabbricati 300 0 0 35

Si precisa che in corrispondenza del solaio del 1 livello è stato considerato, cautelativamente, un sovraccarico permanente non strutturale pari a 150 kg/mq uniformemente distribuito a simulare la presenza delle pareti prefabbricate di spessore pari a 12 cm. 36