Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 1 Relazione specialistica calcolo strutturale Normative di riferimento - Legge nr. 1086 del 05/11/1971. Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica. - Legge nr. 64 del 02/02/1974. Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche. - D.M. LL.PP. del 11/03/1988. Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione. - D.M. LL.PP. del 14/02/1992. Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche. - D.M. 9 Gennaio 1996 Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche. - D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche relative ai 'Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi'. - D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche. - Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio 1996. - Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16 Gennaio 1996. - Norme Tecniche per le Costruzioni 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008) - Circolare 617 del 02/02/2009 Istruzioni per l'applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 2 Metodo di analisi Calcolo della profondità di infissione Nel caso generale l'equilibrio della paratia è assicurato dal bilanciamento fra la spinta attiva agente da monte sulla parte fuori terra, la resistenza passiva che si sviluppa da valle verso monte nella zona interrata e la controspinta che agisce da monte verso valle nella zona interrata al di sotto del centro di rotazione. Nel caso di paratia tirantata nell'equilibrio della struttura intervengono gli sforzi dei tiranti (diretti verso monte); in questo caso, se la paratia non è sufficientemente infissa, la controspinta sarà assente. Pertanto il primo passo da compiere nella progettazione è il calcolo della profondità di infissione necessaria ad assicurare l'equilibrio fra i carichi agenti (spinta attiva, resistenza passiva, controspinta, tiro dei tiranti ed eventuali carichi esterni). Nel calcolo classico delle paratie si suppone che essa sia infinitamente rigida e che possa subire una rotazione intorno ad un punto (Centro di rotazione) posto al di sotto della linea di fondo scavo (per paratie non tirantate). Occorre pertanto costruire i diagrammi di spinta attiva e di spinta (resistenza) passiva agenti sulla paratia. A partire da questi si costruiscono i diagrammi risultanti. Nella costruzione dei diagrammi risultanti si adotterà la seguente notazione: K am K av K pm K pv diagramma della spinta attiva agente da monte diagramma della spinta attiva agente da valle sulla parte interrata diagramma della spinta passiva agente da monte diagramma della spinta passiva agente da valle sulla parte interrata. Calcolati i diagrammi suddetti si costruiscono i diagrammi risultanti D m =K pm -K av e D v =K pv -K am Questi diagrammi rappresentano i valori limiti delle pressioni agenti sulla paratia. La soluzione è ricercata per tentativi facendo variare la profondità di infissione e la posizione del centro di rotazione fino a quando non si raggiunge l'equilibrio sia alla traslazione che alla rotazione. Per mettere in conto un fattore di sicurezza nel calcolo delle profondità di infissione si può agire con tre modalità : 1. applicazione di un coefficiente moltiplicativo alla profondità di infissione strettamente necessaria per l'equilibrio 2. riduzione della spinta passiva tramite un coefficiente di sicurezza 3. riduzione delle caratteristiche del terreno tramite coefficienti di sicurezza su tan(φ) e sulla coesione Calcolo della spinte Metodo di Culmann (metodo del cuneo di tentativo) Il metodo di Culmann adotta le stesse ipotesi di base del metodo di Coulomb: cuneo di spinta a monte della parete che si muove rigidamente lungo una superficie di rottura rettilinea o spezzata (nel caso di terreno stratificato).
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 3 La differenza sostanziale è che mentre Coulomb considera un terrapieno con superficie a pendenza costante e carico uniformemente distribuito (il che permette di ottenere una espressione in forma chiusa per il valore della spinta) il metodo di Culmann consente di analizzare situazioni con profilo di forma generica e carichi sia concentrati che distribuiti comunque disposti. Inoltre, rispetto al metodo di Coulomb, risulta più immediato e lineare tener conto della coesione del masso spingente. Il metodo di Culmann, nato come metodo essenzialmente grafico, si è evoluto per essere trattato mediante analisi numerica (noto in questa forma come metodo del cuneo di tentativo). I passi del procedimento risolutivo sono i seguenti: - si impone una superficie di rottura (angolo di inclinazione ρ rispetto all'orizzontale) e si considera il cuneo di spinta delimitato dalla superficie di rottura stessa, dalla parete su cui si calcola la spinta e dal profilo del terreno; - si valutano tutte le forze agenti sul cuneo di spinta e cioè peso proprio (W), carichi sul terrapieno, resistenza per attrito e per coesione lungo la superficie di rottura (R e C) e resistenza per coesione lungo la parete (A); - dalle equazioni di equilibrio si ricava il valore della spinta S sulla parete. Questo processo viene iterato fino a trovare l'angolo di rottura per cui la spinta risulta massima nel caso di spinta attiva e minima nel caso di spinta passiva. Le pressioni sulla parete di spinta si ricavano derivando l'espressione della spinta S rispetto all'ordinata z. Noto il diagramma delle pressioni si ricava il punto di applicazione della spinta. Spinta in presenza di sisma Per tenere conto dell'incremento di spinta dovuta al sisma si fa riferimento al metodo di Mononobe-Okabe (cui fa riferimento la Normativa Italiana). Il metodo di Mononobe-Okabe considera nell'equilibrio del cuneo spingente la forza di inerzia dovuta al sisma. Indicando con W il peso del cuneo e con C il coefficiente di intensità sismica la forza di inerzia valutata come F i = W*C Indicando con S la spinta calcolata in condizioni statiche e con S s la spinta totale in condizioni sismiche l'incremento di spinta è ottenuto come DS= S- S s L'incremento di spinta viene applicato a 1/3 dell'altezza della parete stessa(diagramma triangolare con vertice in alto).
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 4 Analisi ad elementi finiti La paratia è considerata come una struttura a prevalente sviluppo lineare (si fa riferimento ad un metro di larghezza) con comportamento a trave. Come caratteristiche geometriche della sezione si assume il momento d'inerzia I e l'area A per metro lineare di larghezza della paratia. Il modulo elastico è quello del materiale utilizzato per la paratia. La parte fuori terra della paratia è suddivisa in elementi di lunghezza pari a circa 5 centimetri e più o meno costante per tutti gli elementi. La suddivisione è suggerita anche dalla eventuale presenza di tiranti, carichi e vincoli. Infatti questi elementi devono capitare in corrispondenza di un nodo. Nel caso di tirante è inserito un ulteriore elemento atto a schematizzarlo. Detta L la lunghezza libera del tirante, A f l'area di armatura nel tirante ed E s il modulo elastico dell'acciaio è inserito un elemento di lunghezza pari ad L, area A f, inclinazione pari a quella del tirante e modulo elastico E s. La parte interrata della paratia è suddivisa in elementi di lunghezza, come visto sopra, pari a circa 5 centimetri. I carichi agenti possono essere di tipo distribuito (spinta della terra, diagramma aggiuntivo di carico, spinta della falda, diagramma di spinta sismica) oppure concentrati. I carichi distribuiti sono riportati sempre come carichi concentrati nei nodi (sotto forma di reazioni di incastro perfetto cambiate di segno). Schematizzazione del terreno La modellazione del terreno si rifà al classico schema di Winkler. Esso è visto come un letto di molle indipendenti fra di loro reagenti solo a sforzo assiale di compressione. La rigidezza della singola molla è legata alla costante di sottofondo orizzontale del terreno (costante di Winkler). La costante di sottofondo, k, è definita come la pressione unitaria che occorre applicare per ottenere uno spostamento unitario. Dimensionalmente è espressa quindi come rapporto fra una pressione ed uno spostamento al cubo [F/L 3 ]. È evidente che i risultati sono tanto migliori quanto più è elevato il numero delle molle che schematizzano il terreno. Se (m è l'interasse fra le molle (in cm) e b è la larghezza della paratia in direzione longitudinale (b=100 cm) occorre ricavare l'area equivalente, A m, della molla (a cui si assegna una lunghezza pari a 100 cm). Indicato con E m il modulo elastico del materiale costituente la paratia (in Kg/cm 2 ), l'equivalenza, in termini di rigidezza, si esprime come k m A m =10000 x E m Per le molle di estremità, in corrispondenza della linea di fondo scavo ed in corrispondenza dell'estremità inferiore della paratia, si assume una area equivalente dimezzata. Inoltre, tutte le molle hanno, ovviamente, rigidezza flessionale e tagliante nulla e sono vincolate all'estremità alla traslazione. Quindi la matrice di rigidezza di tutto il sistema paratia-terreno sarà data dall'assemblaggio delle matrici di rigidezza degli elementi della paratia (elementi a rigidezza flessionale, tagliante ed assiale), delle matrici di rigidezza dei tiranti (solo rigidezza assiale) e delle molle (rigidezza assiale). Modalità di analisi e comportamento elasto-plastico del terreno
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 5 A questo punto vediamo come è effettuata l'analisi. Un tipo di analisi molto semplice e veloce sarebbe l'analisi elastica (peraltro disponibile nel programma PAC). Ma si intuisce che considerare il terreno con un comportamento infinitamente elastico è una approssimazione alquanto grossolana. Occorre quindi introdurre qualche correttivo che meglio ci aiuti a modellare il terreno. Fra le varie soluzioni possibili una delle più praticabili e che fornisce risultati soddisfacenti è quella di considerare il terreno con comportamento elasto-plastico perfetto. Si assume cioè che la curva sforzi-deformazioni del terreno abbia andamento bilatero. Rimane da scegliere il criterio di plasticizzazione del terreno (molle). Si può fare riferimento ad un criterio di tipo cinematico: la resistenza della molla cresce con la deformazione fino a quando lo spostamento non raggiunge il valore X max ; una volta superato tale spostamento limite non si ha più incremento di resistenza all'aumentare degli spostamenti. Un altro criterio può essere di tipo statico: si assume che la molla abbia una resistenza crescente fino al raggiungimento di una pressione p max. Tale pressione p max può essere imposta pari al valore della pressione passiva in corrispondenza della quota della molla. D'altronde un ulteriore criterio si può ottenere dalla combinazione dei due descritti precedentemente: plasticizzazione o per raggiungimento dello spostamento limite o per raggiungimento della pressione passiva. Dal punto di vista strettamente numerico è chiaro che l'introduzione di criteri di plasticizzazione porta ad analisi di tipo non lineare (non linearità meccaniche). Questo comporta un aggravio computazionale non indifferente. L'entità di tale aggravio dipende poi dalla particolare tecnica adottata per la soluzione. Nel caso di analisi elastica lineare il problema si risolve immediatamente con la soluzione del sistema fondamentale (K matrice di rigidezza, u vettore degli spostamenti nodali, p vettore dei carichi nodali) Ku=p Un sistema non lineare, invece, deve essere risolto mediante un'analisi al passo per tener conto della plasticizzazione delle molle. Quindi si procede per passi di carico, a partire da un carico iniziale p0, fino a raggiungere il carico totale p. Ogni volta che si incrementa il carico si controllano eventuali plasticizzazioni delle molle. Se si hanno nuove plasticizzazioni la matrice globale andrà riassemblata escludendo il contributo delle molle plasticizzate. Il procedimento descritto se fosse applicato in questo modo sarebbe particolarmente gravoso (la fase di decomposizione della matrice di rigidezza è particolarmente onerosa). Si ricorre pertanto a soluzioni più sofisticate che escludono il riassemblaggio e la decomposizione della matrice, ma usano la matrice elastica iniziale (metodo di Riks). Senza addentrarci troppo nei dettagli diremo che si tratta di un metodo di Newton-Raphson modificato e ottimizzato. L'analisi condotta secondo questa tecnica offre dei vantaggi immediati. Essa restituisce l'effettiva deformazione della paratia e le relative sollecitazioni; dà informazioni dettagliate circa la deformazione e la pressione sul terreno. Infatti la deformazione è direttamente leggibile, mentre la pressione sarà data dallo sforzo nella molla diviso per l'area di influenza della molla stessa. Sappiamo quindi quale è la zona di terreno effettivamente plasticizzato. Inoltre dalle deformazioni ci si può rendere conto di un possibile meccanismo di rottura del terreno.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 6 Analisi per fasi di scavo L'analisi della paratia per fasi di scavo consente di ottenere informazioni dettagliate sullo stato di sollecitazione e deformazione dell'opera durante la fase di realizzazione. In ogni fase lo stato di sollecitazione e di deformazione dipende dalla 'storia' dello scavo (soprattutto nel caso di paratie tirantate o vincolate). Definite le varie altezze di scavo (in funzione della posizione di tiranti, vincoli, o altro) si procede per ogni fase al calcolo delle spinte inserendo gli elementi (tiranti, vincoli o carichi) attivi per quella fase, tendendo conto delle deformazioni dello stato precedente. Ad esempio, se sono presenti dei tiranti passivi si inserirà nell'analisi della fase la 'molla' che lo rappresenta. Indicando con u ed u 0 gli spostamenti nella fase attuale e nella fase precedente, con s ed s 0 gli sforzi nella fase attuale e nella fase precedente e con K la matrice di rigidezza della 'struttura' la relazione sforzi-deformazione è esprimibile nella forma s=s 0 +K(u-u 0 ) In sostanza analizzare la paratia per fasi di scavo oppure 'direttamente' porta a risultati abbastanza diversi sia per quanto riguarda lo stato di deformazione e sollecitazione dell'opera sia per quanto riguarda il tiro dei tiranti.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 7 Verifica alla stabilità globale La verifica alla stabilità globale del complesso paratia+terreno deve fornire un coefficiente di sicurezza non inferiore a 1,10. È usata la tecnica della suddivisione a strisce della superficie di scorrimento da analizzare. La superficie di scorrimento è supposta circolare. In particolare il programma esamina, per un dato centro 3 cerchi differenti: un cerchio passante per la linea di fondo scavo, un cerchio passante per il piede della paratia ed un cerchio passante per il punto medio della parte interrata. Si determina il minimo coefficiente di sicurezza su una maglia di centri di dimensioni 6x6 posta in prossimità della sommità della paratia. Il numero di strisce è pari a 50. Si adotta per la verifica di stabilità globale il metodo di Bishop. Il coefficiente di sicurezza nel metodo di Bishop si esprime secondo la seguente formula: dove il termine m è espresso da c i b i +(W i -u i b i )tgφ i Σ i ( ) m η = Σ i W i sinα i tgφ i tgα i m = (1 + ) cosα i η In questa espressione n è il numero delle strisce considerate, b i e α i sono la larghezza e l'inclinazione della base della striscia i esima rispetto all'orizzontale, W i è il peso della striscia i esima, c i e φ i sono le caratteristiche del terreno (coesione ed angolo di attrito) lungo la base della striscia ed u i è la pressione neutra lungo la base della striscia. L'espressione del coefficiente di sicurezza di Bishop contiene al secondo membro il termine m che è funzione di η. Quindi essa è risolta per successive approsimazioni assumendo un valore iniziale per η da inserire nell'espressione di m ed iterare finquando il valore calcolato coincide con il valore assunto.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 8 Geometria paratia Tipo paratia: Paratia di pali Altezza fuori terra 4,50 [m] Profondità di infissione 10,50 [m] Altezza totale della paratia 15,00 [m] Lunghezza paratia 100,00 [m] Numero di file di pali 1 Interasse fra i pali della fila 1,70 [m] Diametro dei pali 100,00 [cm] Numero totale di pali 59 Numero di pali per metro lineare 0.59 Geometria cordoli Simbologia adottata n numero d'ordine del cordolo Y posizione del cordolo sull'asse della paratia espresso in [m] Cordoli in calcestruzzo B Base della sezione del cordolo espresso in [cm] H Altezza della sezione del cordolo espresso in [cm] Cordoli in acciaio A Area della sezione in acciaio del cordolo espresso in [cmq] W Modulo di resistenza della sezione del cordolo espresso in [cm^3] n Y Tipo B H A W 1 0,00 Calcestruzzo 150,00 80,00 -- -- Geometria profilo terreno Simbologia adottata e sistema di riferimento (Sistema di riferimento con origine in testa alla paratia, ascissa X positiva verso monte, ordinata Y positiva verso l'alto) N numero ordine del punto X ascissa del punto espressa in [m] Y ordinata del punto espressa in [m] A inclinazione del tratto espressa in [ ] Profilo di monte N X Y A 2 3,00 2,00 33,69 3 10,50 2,00 0,00 Profilo di valle
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 9 N X Y A 1-10,00-6,50 11,31 2-5,00-5,50 11,31 3 0,00-4,50 0,00 Descrizione terreni Simbologia adottata n numero d'ordine dello strato a partire dalla sommità della paratia Descrizione Descrizione del terreno γ peso di volume del terreno espresso in [kg/mc] γ s peso di volume saturo del terreno espresso [kg/mc] φ angolo d'attrito interno del terreno espresso in [ ] δ angolo d'attrito terreno/paratia espresso in [ ] c coesione del terreno espressa in [kg/cmq] n Descrizione γ γ s φ δ c 1 Riporto 1900,00 2000,00 16,00 0,00 0,040 2 Form marina alterata 1900,00 2000,00 24,00 15,00 0,500 3 Formazione inalterata 2000,00 2100,00 26,00 16,00 0,500 Descrizione stratigrafia Simbologia adottata n numero d'ordine dello strato a partire dalla sommità della paratia sp spessore dello strato in corrispondenza dell'asse della paratia espresso in [m] kw costante di Winkler orizzontale espressa in Kg/cm 2 /cm α inclinazione dello strato espressa in GRADI( ) Terreno Terreno associato allo strato n sp α kw Terreno 1 5,00 0,00 1,00 Riporto 2 2,50 0,00 1,00 Form marina alterata 3 12,00 0,00 1,00 Formazione inalterata Caratteristiche materiali utilizzati Calcestruzzo Peso specifico 2500 [kg/mc] Classe di Resistenza C25/30 Resistenza caratteristica a compressione R ck 306 [kg/cmq]
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 10 Tensione di progetto a compressione σ c 99 [kg/cmq] Tensione tangenziale ammissibile τ c0 6,1 [kg/cmq] Tensione tangenziale ammissibile τ c1 18,5 [kg/cmq] Acciaio Tipo B450C Tensione di snervamento f yk 4589 [kg/cmq] Caratteristiche acciaio cordoli in c.a. Tipo B450C Tensione di snervamento f yk 4589 [kg/cmq] Condizioni di carico Simbologia e convenzioni adottate Le ascisse dei punti di applicazione del carico sono espresse in [m] rispetto alla testa della paratia Le ordinate dei punti di applicazione del carico sono espresse in [m] rispetto alla testa della paratia F x Forza orizzontale espressa in [kg], positiva da monte verso valle F y Forza verticale espressa in [kg], positiva verso il basso M Momento espresso in [kgm], positivo ribaltante Q i, Q f Intensità dei carichi distribuiti sul profilo espresse in [kg/mq] V i, V s Intensità dei carichi distribuiti sulla paratia espresse in [kg/mq], positivi da monte verso valle R Risultante carico distribuito sulla paratia espressa in [kg] Condizione n 1 Carico distribuito sul profilo X i = 3,00 X f = 10,50 Q i = 2000 Q f = 2000
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 11 Combinazioni di carico Nella tabella sono riportate le condizioni di carico di ogni combinazione con il relativo coefficiente di partecipazione. Combinazione n 1 [DA1 - A1M1] Spinta terreno Combinazione n 2 [DA1- A2M2] Spinta terreno Combinazione n 3 [DA1 - A1M1] Spinta terreno Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00 Combinazione n 4 [DA1- A2M2] Spinta terreno Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00 Combinazione n 5 [DA1 - A1M1] Spinta terreno Combinazione n 6 [DA1- A2M2] Spinta terreno Combinazione n 7 Spinta terreno Condizione 1 (Condizione 1) x 0.20 Combinazione n 8 Spinta terreno Condizione 1 (Condizione 1) x 0.50 Combinazione n 9 Spinta terreno Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00 Impostazioni di progetto Spinte e verifiche secondo : Norme Tecniche sulle Costruzioni 14/01/2008 Coefficienti di partecipazione combinazioni statiche Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole γ Gfav 1,00 1,00
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 12 Permanenti Sfavorevole γ Gsfav 1,30 1,00 Variabili Favorevole γ Qfav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole γ Qsfav 1,50 1,30 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito γ tanφ' 1,00 1,25 Coesione efficace γ c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata γ cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale γ qu 1,00 1,60 Peso dell'unità di volume γ γ 1,00 1,00 Coefficienti di partecipazione combinazioni sismiche Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole γ Gfav 1,00 1,00 Permanenti Sfavorevole γ Gsfav 1,00 1,00 Variabili Favorevole γ Qfav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole γ Qsfav 1,00 1,00 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito γ tanφ' 1,00 1,25 Coesione efficace γ c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata γ cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale γ qu 1,00 1,60 Peso dell'unità di volume γ γ 1,00 1,00 TIRANTI DI ANCORAGGIO Coefficienti parziali γ R per le verifiche dei tiranti Resistenza Tiranti Laterale γ st 1,20 Coefficienti di riduzione ξ per la determinazione della resistenza caratteristica dei tiranti. Numero di verticali indagate 2 ξ 3 =1,80 ξ 4 =1,80 Verifica materiali : Stato Limite Ultimo Impostazioni di analisi
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 13 Analisi per Combinazioni di Carico. Rottura del terreno: Pressione passiva Influenza δ (angolo di attrito terreno-paratia): Nel calcolo del coefficiente di spinta attiva Ka e nell'inclinazione della spinta attiva (non viene considerato per la spinta passiva) Stabilità globale: Metodo di Bishop
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 14 Impostazioni analisi sismica Identificazione del sito Latitudine 43.649441 Longitudine 13.048432 Comune Corinaldo Provincia Ancona Regione Marche Punti di interpolazione del reticolo 20751-20529 - 20528-20750 Tipo di opera Tipo di costruzione Opera ordinaria Vita nominale 50 anni Classe d'uso III - Affollamenti significativi e industrie non pericolose Vita di riferimento 75 anni Combinazioni/Fase SLU SLE Accelerazione al suolo [m/s^2] 2.122 0.782 Massimo fattore amplificazione spettro orizzontale F 0 2.478 2.510 Periodo inizio tratto spettro a velocità costante Tc* 0.315 0.287 Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.000 1.000 Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (Ss) 1.379 1.500 Coefficiente di riduzione per tipo di sottosuolo (α) 0.847 0.847 Spostamento massimo senza riduzione di resistenza Us [m] 0.075 0.075 Coefficiente di riduzione per spostamento massimo (β) 0.425 0.425 Coefficiente di intensità sismica (percento) 10.730 4.304 Rapporto intensità sismica verticale/orizzontale (kv) 0.00 Influenza sisma nella spinta attiva da monte Forma diagramma incremento sismico : Triangolare con vertice in alto.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 15 Analisi della paratia L'analisi è stata eseguita per combinazioni di carico La paratia è analizzata con il metodo degli elementi finiti. Essa è discretizzata in 90 elementi fuori terra e 210 elementi al di sotto della linea di fondo scavo. Le molle che simulano il terreno hanno un comportamento elastoplastico: una volta raggiunta la pressione passiva non reagiscono ad ulteriori incremento di carico. La costante di Winkler si assume costante su ogni strato. Altezza fuori terra della paratia 4,50 [m] Profondità di infissione 10,50 [m] Altezza totale della paratia 15,00 [m] Forze agenti sulla paratia Tutte le forze si intendono positive se dirette da monte verso valle. Esse sono riferite ad un metro di larghezza della paratia. Le Y hanno come origine la testa della paratia, e sono espresse in [m] Simbologia adottata n Indice della Combinazione/Fase Tipo Tipo della Combinazione/Fase Pa Spinta attiva, espressa in [kg] Is Incremento sismico della spinta, espressa in [kg] Pw Spinta della falda, espressa in [kg] Pp Resistenza passiva, espressa in [kg] Pc Controspinta, espressa in [kg] n Tipo Pa Y Pa Is Y Is Pw Y Pw Pp Y Pp Pc Y Pc 1 [A1-M1] 24292 3,15 -- -- -- -- -36682 6,60 12390 13,37 2 [A2-M2] 21187 3,14 -- -- -- -- -32219 6,65 11032 13,38 3 [A1-M1] 30714 3,02 -- -- -- -- -47499 6,68 16785 13,38 4 [A2-M2] 27722 2,98 -- -- -- -- -44969 7,01 17248 13,49 5 [A1-M1] S 17585 3,28 4513 3,00 -- -- -33155 6,61 11058 13,38 6 [A2-M2] S 21083 3,21 5220 3,00 -- -- -40689 6,80 14386 13,42 7 [SLEQ] 18587 3,17 -- -- -- -- -27996 6,60 9409 13,37 8 [SLEF] 19744 3,15 -- -- -- -- -29804 6,60 10060 13,37 9 [SLER] 21997 3,08 -- -- -- -- -33425 6,59 11428 13,36 Simbologia adottata n Indice della Combinazione/Fase Tipo Tipo della Combinazione/Fase Rc Risultante carichi esterni applicati, espressa in [kg] Rt Risultante delle reazioni dei tiranti (componente orizzontale), espressa in [kg] Rv Risultante delle reazioni dei vincoli, espressa in [kg] Rp Risultante delle reazioni dei puntoni, espressa in [kg] n Tipo Rc Y Rc Rt Y Rt Rv Y Rv Rp Y Rp
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 16 1 [A1-M1] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 2 [A2-M2] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 3 [A1-M1] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 4 [A2-M2] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 5 [A1-M1] S 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 6 [A2-M2] S 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 7 [SLEQ] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 8 [SLEF] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- 9 [SLER] 0 0,00 -- -- -- -- -- -- Simbologia adottata n Indice della Combinazione/Fase Tipo Tipo della Combinazione/Fase P NUL Punto di nullo del diagramma, espresso in [m] P INV Punto di inversione del diagramma, espresso in [m] C ROT Punto Centro di rotazione, espresso in [m] MP Percentuale molle plasticizzate, espressa in [%] R/R MAX Rapporto tra lo sforzo reale nelle molle e lo sforzo che le molle sarebbero in grado di esplicare, espresso in [%] Pp Portanza di punta, espressa in [kg] n Tipo P NUL P INV C ROT MP R/R MAX Pp 1 [A1-M1] 4,99 5,05 10,38 5.21 7,70 344618 2 [A2-M2] 4,99 5,50 10,40 9.95 10,44 217996 3 [A1-M1] 4,99 5,75 10,40 12.32 10,15 344618 4 [A2-M2] 4,99 6,40 10,67 26.07 15,58 217996 5 [A1-M1] S 4,99 5,05 10,40 5.21 8,33 344618 6 [A2-M2] S 5,00 6,15 10,51 16.11 13,43 217996 7 [SLEQ] 4,99 5,05 10,38 5.21 7,02 344618 8 [SLEF] 4,99 5,05 10,38 5.21 7,49 344618 9 [SLER] 4,99 5,05 10,35 5.21 8,45 344618
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 17 Valori massimi e minimi sollecitazioni per metro di paratia Simbologia adottata n Indice della combinazione/fase Tipo Tipo della combinazione/fase Y ordinata della sezione rispetto alla testa espressa in [m] M momento flettente massimo e minimo espresso in [kgm] N sforzo normale massimo e minimo espresso in [kg] (positivo di compressione) T taglio massimo e minimo espresso in [kg] n Tipo M Y M T Y T N Y N 1 [A1-M1] 66269 6,95 24291 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,50-12390 10,35 0 0,00 MIN 2 [A2-M2] 58831 7,00 21187 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,50-11032 10,40 0 0,00 MIN 3 [A1-M1] 89581 7,00 30714 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,20-16785 10,35 0 0,00 MIN 4 [A2-M2] 88489 7,30 27721 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,10-17248 10,65 0 0,00 MIN 5 [A1-M1] S 58942 7,00 22097 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,00-11058 10,40 0 0,00 MIN 6 [A2-M2] S 75578 7,10 26303 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,00-14386 10,50 0 0,00 MIN 7 [SLEQ] 50299 6,95 18587 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,60-9409 10,35 0 0,00 MIN 8 [SLEF] 53829 6,95 19744 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,60-10060 10,35 0 0,00 MIN 9 [SLER] 61322 6,95 21997 4,95 17377 15,00 MAX -- -- 0 0,40-11428 10,35 0 0,00 MIN
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 18 Spostamenti massimi e minimi della paratia Simbologia adottata n Indice della combinazione/fase Tipo Tipo della combinazione/fase Y ordinata della sezione rispetto alla testa della paratia espressa in [m] U spostamento orizzontale massimo e minimo espresso in [cm] positivo verso valle V spostamento verticale massimo e minimo espresso in [cm] positivo verso il basso n Tipo U Y U V Y V 1 [A1-M1] 4,3492 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,4876 15,00 0,0000 0,00 MIN 2 [A2-M2] 3,8848 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,4371 15,00 0,0000 0,00 MIN 3 [A1-M1] 5,9252 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,6638 15,00 0,0000 0,00 MIN 4 [A2-M2] 6,3575 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,7398 15,00 0,0000 0,00 MIN 5 [A1-M1] S 3,8864 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,4385 15,00 0,0000 0,00 MIN 6 [A2-M2] S 5,1361 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,5884 15,00 0,0000 0,00 MIN 7 [SLEQ] 3,3015 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,3706 15,00 0,0000 0,00 MIN 8 [SLEF] 3,5294 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,3955 15,00 0,0000 0,00 MIN 9 [SLER] 4,0065 0,00 0,0088 0,00 MAX -- -- -0,4465 15,00 0,0000 0,00 MIN
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 19 Stabilità globale Metodo di Bishop Numero di cerchi analizzati 100 Simbologia adottata n Indice della combinazione/fase Tipo Tipo della combinazione/fase (X C ; Y C ) Coordinate centro cerchio superficie di scorrimento, espresse in [m] R Raggio cerchio superficie di scorrimento, espresso in [m] (X V ; Y V ) Coordinate intersezione del cerchio con il pendio a valle, espresse in [m] (X M ; Y M ) Coordinate intersezione del cerchio con il pendio a monte, espresse in [m] FS Coefficiente di sicurezza n Tipo (X C, Y C ) R (X V, Y V ) (X M, Y M ) FS 2 [A2-M2] (-9,00; 13,50) 29,89 (-27,48; -9,99) (18,59; 2,00) 2,79 4 [A2-M2] (-10,50; 13,50) 30,37 (-29,31; -10,35) (17,62; 2,00) 2,67 6 [A2-M2] S (-10,50; 13,50) 30,37 (-29,31; -10,35) (17,62; 2,00) 2,07 Simbologia adottata Le ascisse X sono considerate positive verso monte Le ordinate Y sono considerate positive verso l'alto Origine in testa alla paratia (spigolo contro terra) Le strisce sono numerate da monte verso valle N numero d'ordine della striscia W peso della striscia espresso in [kg] α angolo fra la base della striscia e l'orizzontale espresso in gradi (positivo antiorario) φ angolo d'attrito del terreno lungo la base della striscia c coesione del terreno lungo la base della striscia espressa in [kg/cmq] b larghezza della striscia espressa in [m] L sviluppo della base della striscia espressa in [m] (L=b/cosα) u pressione neutra lungo la base della striscia espressa in [kg/cmq] Ctn, Ctt contributo alla striscia normale e tangenziale del tirante espresse in [kg] Combinazione n 2 Numero di strisce 51,00 Caratteristiche delle strisce N W α( ) Wsinα L φ c u (Ctn; Ctt) 1 744,53-37,13-449,39 1,12 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 2 2221,17-35,01-1274,39 1,09 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 3 3611,27-32,95-1964,19 1,06 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 4 4920,91-30,94-2529,67 1,04 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 5 6155,25-28,96-2980,54 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 6 7318,66-27,03-3325,52 1,00 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 7 8414,88-25,12-3572,54 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0)
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 20 8 9447,10-23,25-3728,90 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 9 10418,11-21,40-3801,32 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 10 11330,29-19,57-3796,09 0,95 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 11 12185,71-17,77-3719,11 0,94 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 12 12986,16-15,98-3575,96 0,93 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 13 13733,18-14,21-3371,92 0,92 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 14 14428,10-12,46-3112,07 0,91 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 15 15085,87-10,71-2803,54 0,91 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 16 15665,45-8,97-2443,20 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 17 16195,58-7,24-2041,99 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 18 16676,89-5,52-1604,41 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 19 17109,86-3,80-1134,86 0,89 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 20 17494,87-2,09-637,70 0,89 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 21 17832,12-0,38-117,21 0,89 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 22 18121,71 1,34 422,32 0,89 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 23 18363,60 3,05 976,61 0,89 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 24 18557,64 4,76 1541,39 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 25 18703,51 6,48 2112,32 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 26 18800,81 8,21 2685,03 0,90 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 27 18848,94 9,94 3255,07 0,91 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 28 18847,20 11,69 3817,88 0,91 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 29 17544,90 13,38 4060,75 0,86 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 30 17457,11 15,03 4527,23 0,86 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 31 17326,29 16,69 4976,47 0,87 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 32 27449,97 18,47 8694,12 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 33 27935,42 20,35 9716,93 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 34 28355,57 22,27 10745,20 1,00 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 35 28380,89 24,21 11637,73 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 36 27595,78 26,18 12174,31 1,04 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 37 26707,93 28,18 12613,54 1,05 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 38 25741,44 30,22 12957,96 1,08 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 39 24691,45 32,31 13197,63 1,10 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 40 23552,21 34,45 13321,51 1,13 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 41 22316,84 36,64 13317,16 1,16 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 42 20977,10 38,89 13170,45 1,19 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 43 19522,90 41,22 12864,97 1,24 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 44 17941,78 43,64 12381,45 1,28 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 45 16247,67 46,16 11718,10 1,34 19,61 0,400 0,000 (0; 0) 46 14453,72 48,79 10874,24 1,41 19,61 0,400 0,000 (0; 0) 47 12481,01 51,58 9778,73 1,50 16,26 0,216 0,000 (0; 0) 48 10292,73 54,55 8384,87 1,60 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 49 7837,95 57,76 6629,42 1,74 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 50 5037,76 61,28 4418,19 1,93 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 51 1769,60 65,11 1605,26 2,21 12,92 0,032 0,000 (0; 0) Resistenza a taglio paratia= 0,00 [kg] ΣW i = 805837,37 [kg] ΣW i sinα i = 186592,30 [kg] ΣW i tanφ i = 308143,71 [kg]
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 21 Σtanα i tanφ i = 3.64 Combinazione n 4 Numero di strisce 50,00 Caratteristiche delle strisce N W α( ) Wsinα L φ c u (Ctn; Ctt) 1 846,77-37,13-511,15 1,20 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 2 2534,41-34,91-1450,26 1,16 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 3 4118,15-32,74-2227,15 1,13 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 4 5605,62-30,62-2855,50 1,11 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 5 7003,23-28,55-3347,44 1,09 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 6 8316,36-26,52-3713,86 1,07 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 7 9549,58-24,53-3964,62 1,05 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 8 10706,79-22,57-4108,73 1,03 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 9 11791,35-20,63-4154,56 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 10 12806,10-18,72-4109,86 1,01 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 11 13753,52-16,83-3981,92 1,00 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 12 14635,72-14,96-3777,63 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 13 15454,49-13,10-3503,54 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 14 16211,36-11,26-3165,94 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 15 16907,60-9,43-2770,86 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 16 17678,88-7,61-2339,75 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 17 18247,22-5,78-1837,22 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 18 18756,09-3,96-1294,60 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 19 19205,95-2,14-717,56 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 20 19597,12-0,33-111,69 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 21 19929,71 1,49 517,43 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 22 20203,66 3,30 1164,23 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 23 20418,74 5,12 1823,13 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 24 20574,54 6,95 2488,47 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 25 20670,45 8,78 3154,54 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 26 20705,67 10,62 3815,51 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 27 20679,20 12,47 4465,38 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 28 20589,78 14,34 5098,00 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 29 17723,59 16,09 4911,94 0,87 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 30 17565,11 17,73 5350,01 0,87 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 31 17362,49 19,39 5764,73 0,88 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 32 27333,65 21,16 9867,94 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 33 27724,00 23,05 10855,41 1,01 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 34 28046,89 24,97 11838,24 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 35 29824,23 26,91 13499,13 1,04 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 36 29510,98 28,89 14258,50 1,06 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 37 28521,73 30,91 14651,50 1,08 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 38 27449,19 32,97 14938,77 1,11 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 39 26287,52 35,08 15109,35 1,13 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 40 25029,79 37,25 15150,85 1,16 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 41 23667,63 39,48 15049,18 1,20 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 42 22190,83 41,79 14787,95 1,24 21,32 0,400 0,000 (0; 0)
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 22 43 18956,68 44,18 13211,79 1,29 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 44 16449,09 46,68 11966,67 1,35 20,46 0,400 0,000 (0; 0) 45 14628,65 49,29 11089,31 1,42 19,61 0,400 0,000 (0; 0) 46 12631,69 52,06 9961,58 1,51 16,26 0,216 0,000 (0; 0) 47 10417,41 55,00 8533,89 1,62 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 48 7933,94 58,19 6742,18 1,76 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 49 5100,65 61,69 4490,71 1,96 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 50 1792,07 65,50 1630,68 2,24 12,92 0,032 0,000 (0; 0) Resistenza a taglio paratia= 0,00 [kg] ΣW i = 1649483,25 [kg] ΣW i sinα i = 388835,46 [kg] ΣW i tanφ i = 631241,03 [kg] Σtanα i tanφ i = 7.61 Combinazione n 6 Numero di strisce 50,00 Caratteristiche delle strisce N W α( ) Wsinα L φ c u (Ctn; Ctt) 1 846,77-37,13-511,15 1,20 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 2 2534,41-34,91-1450,26 1,16 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 3 4118,15-32,74-2227,15 1,13 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 4 5605,62-30,62-2855,50 1,11 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 5 7003,23-28,55-3347,44 1,09 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 6 8316,36-26,52-3713,86 1,07 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 7 9549,58-24,53-3964,62 1,05 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 8 10706,79-22,57-4108,73 1,03 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 9 11791,35-20,63-4154,56 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 10 12806,10-18,72-4109,86 1,01 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 11 13753,52-16,83-3981,92 1,00 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 12 14635,72-14,96-3777,63 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 13 15454,49-13,10-3503,54 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 14 16211,36-11,26-3165,94 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 15 16907,60-9,43-2770,86 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 16 17678,88-7,61-2339,75 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 17 18247,22-5,78-1837,22 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 18 18756,09-3,96-1294,60 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 19 19205,95-2,14-717,56 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 20 19597,12-0,33-111,69 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 21 19929,71 1,49 517,43 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 22 20203,66 3,30 1164,23 0,96 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 23 20418,74 5,12 1823,13 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 24 20574,54 6,95 2488,47 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 25 20670,45 8,78 3154,54 0,97 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 26 20705,67 10,62 3815,51 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 27 20679,20 12,47 4465,38 0,98 21,32 0,400 0,000 (0; 0)
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 23 28 20589,78 14,34 5098,00 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 29 17723,59 16,09 4911,94 0,87 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 30 17565,11 17,73 5350,01 0,87 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 31 17362,49 19,39 5764,73 0,88 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 32 27333,65 21,16 9867,94 0,99 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 33 27724,00 23,05 10855,41 1,01 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 34 28046,89 24,97 11838,24 1,02 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 35 27980,86 26,91 12664,78 1,04 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 36 27100,14 28,89 13093,68 1,06 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 37 26110,89 30,91 13413,06 1,08 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 38 25038,35 32,97 13626,71 1,11 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 39 23876,68 35,08 13723,66 1,13 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 40 22618,95 37,25 13691,54 1,16 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 41 21256,79 39,48 13516,23 1,20 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 42 19779,99 41,79 13181,37 1,24 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 43 18175,93 44,18 12667,65 1,29 21,32 0,400 0,000 (0; 0) 44 16449,09 46,68 11966,67 1,35 20,46 0,400 0,000 (0; 0) 45 14628,65 49,29 11089,31 1,42 19,61 0,400 0,000 (0; 0) 46 12631,69 52,06 9961,58 1,51 16,26 0,216 0,000 (0; 0) 47 10417,41 55,00 8533,89 1,62 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 48 7933,94 58,19 6742,18 1,76 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 49 5100,65 61,69 4490,71 1,96 12,92 0,032 0,000 (0; 0) 50 1792,07 65,50 1630,68 2,24 12,92 0,032 0,000 (0; 0) Resistenza a taglio paratia= 0,00 [kg] ΣW i = 2473629,14 [kg] ΣW i sinα i = 580000,30 [kg] ΣW i tanφ i = 946729,72 [kg] Σtanα i tanφ i = 11.59
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 24 Descrizione armatura pali e caratteristiche sezione Diametro del palo 100,00 [cm] Area della sezione trasversale 7853,98 [cmq] Copriferro 5,00 [cm] Le sezioni più sollecitate del palo hanno una armatura longitudinale costituita da 24φ24 (A f =108,52 cmq) longitudinali e staffe φ10/12,0 cm. Il resto del palo ha una armatura longitudinale costituita da 12φ24 (A f = 52,26 cmq) longitudinali e staffe φ10/25,0 cm.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 25 Verifica armatura paratia (Sezioni critiche) Simbologia adottata n Indice della combinazione/fase Tipo Tipo della Combinazione/Fase Y ordinata della sezione rispetto alla testa della paratia espressa in [m] M momento flettente espresso in [kgm] N sforzo normale espresso in [kg] (positivo di compressione) Mu momento ultimo di riferimento espresso in [kgm] Nu sforzo normale ultimo di riferimento espresso in [kg] FS fattore di sicurezza (rapporto fra la sollecitazione ultima e la sollecitazione di esercizio) T taglio espresso in [kg] Tr taglio resistente espresso in [kg] FS T fattore di sicurezza a taglio n Tipo Y M N 1 [A1-M1] 6,95 112320 13646 2 [A2-M2] 6,95 99701 13646 3 [A1-M1] 6,95 151819 13646 4 [A2-M2] 7,30 149981 14334 5 [A1-M1] S 6,95 99886 13646 6 [A2-M2] S 7,10 128098 13941 n Tipo Y T 1 [A1-M1] 4,95 41172 2 [A2-M2] 4,95 35910 3 [A1-M1] 4,95 52057 4 [A2-M2] 4,95 46985 5 [A1-M1] S 4,95 37452 6 [A2-M2] S 4,95 44581 Viene pertanto considerata la verifica della sezione con le massime sollecitazioni soprariportate. M = 151819 kgm; T= 52057 kg; N= 13646 kg.
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 26 VERIFICA SEZIONE PALO A PRESSOFLESSIONE Software: www.ingegneriasoft.com OPZIONI: Metodo di calcolo: Stati Limite; Normativa Tecnica: Norme Tecniche per le Costruzioni 2008; Sismicità: edif. non in zona sismica; Elemento costr.: trave in elevazione; Posiz. sezione: fuori dalla zona critica; Carico conc.: No Armatura inferiore a taglio: Si; Eccentricità aggiuntiva: No; Trasl. momento flett.: No; Non inserire staffe: No; Considera solo staffe: No; Cond. Ambientali: ordinarie; Sensibilità armature: poco sensibili. MATERIALI: Calcestruzzo: C25/30; Rck=30.00; Ec= 31447.16; N/mm²; GammaC: 1.50 fck=24.90; fcd=14.11; fctk=1.79; fctd=1.19; fctm=2.56; fcfm=3.07; (in N/mm²) Grafico tensioni/deformazioni cls: f2=14.11 N/mm²; epscu2=0.0035; epsc2=0.0020 Acciaio barre: B450C; GammaS : 1.15 fyk=450.00; fyd=391.30; fbd=2.69; Es=206010.00; (in N/mm²); Grafico tensioni/deformazioni acciaio: epssu=0.0675; k=1.15 Nelle verifiche delle tensioni SLE trascura sempre la resistenza a trazione del cls: Si Acciaio staffe: fyks=431.64, fyds=375.34 (in N/mm²) Percent. torsione limite (TorSoll/TorRes)*100=20.00 % FORMA DELLA SEZIONE: Circolare Raggio : R = 50.00 cm Area totale acciaio : Ast = 108.57 cm² Copriferro di progetto : c = 5.00 cm Diametro staffe : ds = 10 mm GEOMETRIA DELLE MASSE SEZIONE IN CALCESTRUZZO: Area: Acls = 7853.98 cm²; Baricentro: XgCls = 0.00 cm; YgCls = 0.00 cm Momenti d'inerzia: Jx = 4856260.95 cm^4; Jy = 4856260.95 cm^4; Jxy = -0.00 cm^4; Momenti principali d'inerzia: Jcsi = 4856260.95 cm^4; Jeta = 4856260.95 cm^4; Angolo tra l'asse principale d'inerzia csi e l'asse x: Theta = 0.00 rad; COMBINAZIONI DI CARICO: Azione normale (positiva se di compressione). Azioni rispetto x e y baricent. paralleli agli assi x e y (N, N*m). Combinazioni stati limite ultimi: comb N Mx Vx My Vy Mt 1 13646 151819 0 0 0 0 VERIFICA PRESSO-TENSOFLESSIONE (comb. di carico N.ro 1): Equaz. asse neutro ax+by+c=0 : a=0.000000; b=2000.000000; c=-48027.839413 Angolo asse neutro-asse x : alfa= 0.00000 gradi sessadec. in senso antiorario Deformazioni a rottura (valore positivo se di accorciamento) Sezione parzializzata Deformazione massima cls : epsilon c = 3.50000 / 1000 Deformazione massima acciaio : epsilon f = -9.13369 / 1000 Deformazione minima acciaio : epsilon f'= 2.66494 / 1000 Azioni sollecitanti rispetto agli assi principali d'inerzia (N, N*m): NS=13646.00; MxiS=151819.00; MyiS=-0.00; TxiS=0.00; TyiS=0.00 Azioni resistenti a rottura rispetto agli assi principali d'inerzia (N, N*m): NR=13720.32; MxiR= 1580092.96; MyiR= 0.00 Mxi0=-0.17, Myi0=-0.00 - Punto base nel grafico Mxi-Myi sul piano NS=cost. MR=((MxiR-Mxi0)²+(MyiR-Myi0)²)½=1580092.79; MS=((MxiS-Mxi0)²+(MyiS-Myi0)²)½=151818.83
Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 27 Fattore di sicurezza ad N costante: MR/MS = 10.4078 > 1 VERIFICA POSITIVA VALORI DI DELTA (p 4.1.1.1 NTC2008) (x/d= 0.2770) Delta = 0.44 + 1.25*(0.6 + 0.0014/epsCu)*x/d = 0.7863 VERIFICA AZIONE ASSIALE MASSIMA Comb. n.ro: 1; NS=13646.00 < Nrd=12945607.34 N VERIFICA POSITIVA VERIFICA QUANTITA' ARMATURA LONGITUDINALE (AfTot=108.57 cm²; AreaCls=7853.98 cm²) Armatura tesa (comb. 1): Aft=76.91 cm² > 0.26*fctm*bt*d/fyk=11.44 cm² Aft=76.91 cm² > 0.0013*bt*d=10.25 cm² con: bt=84.06 cm; d=93.80 cm Aftesa max (comb. 1)=76.91 cm² e Afcompr max (comb. 1)=31.67 cm² < 0.04*AreaCls=314.16 cm² VERIFICHE POSITIVE VERIFICHE POSITIVE ooooooooooooooooooooo VERIFICHE TUTTE POSITIVE oooooooooooooooooo BARRE LONGITUDINALI: Nf X (cm) Y (cm) diametro(mm) epsilon f x1000 1 0.00 43.80 24.00 2.66 2 11.34 42.31 24.00 2.46 3 21.90 37.93 24.00 1.87 4 30.97 30.97 24.00 0.94 5 37.93 21.90 24.00-0.28 6 42.31 11.34 24.00-1.71 7 43.80 0.00 24.00-3.23 8 42.31-11.34 24.00-4.76 9 37.93-21.90 24.00-6.18 10 30.97-30.97 24.00-7.41 11 21.90-37.93 24.00-8.34 12 11.34-42.31 24.00-8.93 13-0.00-43.80 24.00-9.13 14-11.34-42.31 24.00-8.93 15-21.90-37.93 24.00-8.34 16-30.97-30.97 24.00-7.41 17-37.93-21.90 24.00-6.18 18-42.31-11.34 24.00-4.76 19-43.80-0.00 24.00-3.23 20-42.31 11.34 24.00-1.71 21-37.93 21.90 24.00-0.28 22-30.97 30.97 24.00 0.94 23-21.90 37.93 24.00 1.87 24-11.34 42.31 24.00 2.46 INTERSEZIONI TRA ASSE NEUTRO E PROFILO DELLA SEZIONE: Ni X (cm) Y (cm) 1-43.82 24.01 2 43.82 24.01 Fattore di sicurezza SLU per sforzo normale e flessione per tutte le combinazioni NS, MSxi, MSyi: azioni sollecitanti rispetto agli assi principali di inerzia NR, MRxi, MRyi: azioni resistenti '' '' '' '' sic.: fattore Resistenza/Sicurezza a pressoflessione (o per la compressione assiale) SLU Aft, Afc: armatura in zona tesa e compressa a pressoflessione T: tipo N = pressofles. ad N costante; M = pressofles. ad M/N costante;, C = il fattore NRd/NS risulta piu' sfavorevole (NRd= 12945.61 KN) V : verifiche - con un asterisco viene indicata la sezione non verificata, con un N se la combinazione non converge cb NS MSxi MSyi NR MRxi MRyi sic. Aft Afc T V n.ro (KN) (KNm) (KNm) (KN) (KNm) (KNm) (cm²) (cm²) 1 13.65 151.82-0.00 13.72 1580.09 0.00 10.408 76.91 31.67 N Tutte le combinazioni sono verificate a sforzo normale e flessione SLU
Resistenza a taglio di una sezione rettangolare in c.a. Elemento strutturale n. 1 Riepilogo Verifica senza armatura a taglio Occorre armatura a taglio V Ed = 520.57 kn, V Rd = 288.71 kn, C s = 0.55. In corrispondenza degli appoggi SODDISFATTA V Ed = 520.57 kn, V Rd = 2113.04 kn, C s = 4.06. Verifica con armatura a taglio SODDISFATTA V Ed = 520.57 kn, V Rd = 814.39 kn, C s = 1.56. Elementi senza armature trasversali resistenti a taglio b w 707.00 mm Larghezza minima della sezione. h 1111.00 mm Altezza della sezione. d 707.00 mm Altezza utile. N Ed 136.46 kn Sforzo normale di progetto (positivo se di compressione). V Ed 520.57 kn Taglio di progetto (in valore assoluto). σ cp 0.17 MPa Tensione media nella sezione (positiva se di compressione). σ cp = N Ed /A c 0.2 f cd. A sl 5400.00 mm 2 Area dell armatura longitudinale. ρ l 1.08 % Rapporto geometrico di armatura longitudinale. ρ l = A sl /(b w d) 2%. f ck 25.00 MPa Resistenza cilindrica caratteristica a compressione. γ c 1.50 - Coefficiente parziale di sicurezza del calcestruzzo. k 1.53 - k = 1 + (200/d). v min 0.33 - v min = 0.035 k 3/2 f 1/2 ck. V Rd 288.71 kn Resistenza di calcolo a taglio. V Rd = [0.18 k (100 ρ l f ck ) 1/3 /γ c +0.15 σ cp ] b w d (v min +0.15 σ cp ) b w d. C s 0.55 - Coefficiente di sicurezza di elementi senza armature a taglio. 1
Verifica in corrispondenza degli appoggi In corrispondenza degli appoggi le armature longitudinali devono assorbire uno sforzo pari al taglio sull appoggio. V Ed 520.57 kn Taglio di progetto (in valore assoluto). V Rd 2113.04 kn Resistenza di calcolo delle armature longitudinali in corrispondenza degli appoggi. V Rd = A sl f yd. C s 4.06 - Coefficiente di sicurezza in corrispondenza degli appoggi. Elementi con armature trasversali resistenti a taglio b w 707.00 mm Larghezza minima della sezione. h 1111.00 mm Altezza della sezione. d 707.00 mm Altezza utile. N Ed 136.46 kn Sforzo normale di progetto (positivo se di compressione). V Ed 520.57 kn Taglio di progetto (in valore assoluto). σ cp 0.17 MPa Tensione media nella sezione (positiva se di compressione). σ cp = N Ed /A c. f yk 450.00 MPa Resistenza caratteristica dell acciaio. γ s 1.15 - Coefficiente parziale di sicurezza dell acciaio. f yd 391.30 MPa Resistenza di progetto dell acciaio. f ck 25.00 MPa Resistenza cilindrica caratteristica a compressione. γ c 1.50 - Coefficiente parziale di sicurezza del calcestruzzo. f cd 14.17 MPa Resistenza di calcolo a compressione. f cd = α cc f ck /γ c (dove α cc è il coeff. riduttivo per le resistenze di lunga durata: α cc = 0.85). α c 1.01 - Coefficiente maggiorativo pari a: 1 per membrature non compresse; 1 + σ cp /f cd per 0 σ cp 0.25 f cd ; 1.25 per 0.25 f cd σ cp 0.5 f cd ; 2.5 (1 σ cp /f cd ) per 0.5f cd σ cp f cd. A sw 157.00 mm 2 Area dell armatura trasversale. s 120.00 mm Interasse tra due armature trasversali consecutive. α 90.00 Angolo di inclinazione dell armatura trasversale rispetto all asse della trave. ctg θ 2.50 - Inclinazione θ dei puntoni di calcestruzzo rispetto all asse della trave, che deve rispettare i seguenti limiti: 1 ctg θ 2.5 (cioè: 21.8 θ 45 ). Nella zona critica di una trave di una struttura in CD A si assume invece ctg θ = 1; per le ulteriori condizioni di verifica, vedere il 7.4.4.1.2.2 del D.M. 14/01/2008. V Rsd 814.39 kn Resistenza di calcolo a taglio trazione (con rifermento all armatura trasversale). V Rsd = 0.9 d A sw /s f yd (ctg α + ctg θ) sin α. 2