DATI GENERALI ED OPZIONI DI CALCOLO

INDICE 1. INTRODUZIONE pag.. DATI GENERALI ED OPZIONI DI CALCOLO pag. 3. EFFETTI DELLE AZIONI pag. 4 4. VERIFICHE AGLI SLU PER CARICHI VERTICALI pag. 5 5. VERIFICHE AGLI SLU PER CARICHI TRASVERSALI pag. 7 6. VERIFICHE AGLI SLE pag. 7 Si allegano: tabulati di calcolo strutturale delle fondazioni 1

RELAZIONE GEOTECNICA SULLE FONDAZIONI 1. INTRODUZIONE Per quanto concerne la definizione della struttura di fondazione, con plinti a bicchiere su monopalo, è stato tenuto conto del modello geologico e geotecnico del sito con presenza di depositi alluvionali di spessore variabile al di sotto dell impronta dell opificio in ampliamento; nel contempo occorre anche considerare che, stante l ampliamento in aderenza a due strutture pre-esistenti, l adozione dei pali consente di limitare i cedimenti di esercizio e, pertanto, l influenza sul comportamento statico e sulla funzionalità dei manufatti limitrofi così come espresso dalla Circolare esplicativa n. 617 al par. C6.4... Per quanto concerne le verifiche agli SLU di tipo GEO saranno svolte, come premesso nella Relazione geotecnica, rispetto al solo Approccio Combinazione 1, seguite dalle verifiche agli SLE in funzione delle rispettive combinazioni di carico.. DATI GENERALI ED OPZIONI DI CALCOLO Numero Condizioni di Carico: 5 Le condizioni di carico sono combinate tra loro mediante fattori di combinazione Numero Combinazioni di Carico: 5 Tipologie delle combinazioni: 13 SLU statiche 1 SLE rara SLE frequenti 1 SLE quasi permanente 8 SLD+SLV sismiche DATI CONDIZIONI DI CARICO: N.Cond. Nome Condizione 1 Peso proprio Permanenti 3 Variabili P.1 4 Variabili Cop. 5 Tamponature OPZIONI DI CALCOLO: Deformazione aste per taglio: Si % Rigidezza a flessione travi: 100 % % Rigidezza a flessione pilastri: 100 % % Rigidezza a torsione: 30 % Effetti P-Delta: Non considerati Condizioni Ambientali: Moderatamente aggressive CARATTERISTICHE DEI MATERIALI Classe conglomerato: C5/30 E c = 314700 dan/cm² ν = 0.0 dan/cm² f cd = 141.6 dan/cm²

f ctd = 11.9 dan/cm² f ctm = 5.6 dan/cm² Coeff. f cd = 0.850 Peso Specifico = 500 dan/m³ Acciaio tipo: E a = 000000 dan/cm² f yd = 3913.0 dan/cm² f td = 3913.0 dan/cm² ß1*ß iniz. = 0.07 ß1*ß fin. = 1.00 CARATTERISTICHE TIPOLOGICHE PLINTI Tipo Plinto: Su Pali Spessore plinto: 0.50 m Numero Pali: 1 Efficienza Pali: 1.00 Classe Congl. Plinto: C5/30 Tipo Acciaio: Copriferro inf. barre dir.x: 4.0 cm Copriferro sup. barre dir.x: 4.0 cm Copriferro inf. barre dir.y: 5.0 cm Copriferro sup. barre dir.y: 5.0 cm CARATTERISTICHE TRAVI DI COLLEGAMENTO Forma Sezione: Rettangolare 0.30 0.95 m (portapannelli) Classe Conglomerato: C5/30 Tipo acciaio per barre: Coprif. Inf. (dal baric. barre) = 4.0 cm Coprif. Sup (dal baric. barre) = 4.0 cm Forma Sezione: Rettangolare 0.30 0.50 m Classe Conglomerato: C5/30 Tipo acciaio per barre: Coprif. Inf. (dal baric. barre) = 4.0 cm Coprif. Sup (dal baric. barre) = 4.0 cm CARATTERISTICHE SEZIONI PALI Forma Sezione: Circolare Classe Conglomerato: C0/5 Tipo acciaio per barre: Diametro = 100.0 cm Copriferro corona di armatura = 5.0 cm Lunghezza totale = 11.50 + 0.5 m Lunghezza interazione ghiaie = 7.0 m Lunghezza interazione substrato = 4.30 m 3

Figura 1: geometrie pali 3. EFFETTI DELLE AZIONI Relativamente alla definizione degli effetti delle azioni (E d ) occorre innanzitutto specificare che secondo le nuove NTC gli stessi devono essere ricondotti alle seguenti combinazioni (Circolare n. 617 - tabella C7.1.I): 1) combinazione fondamentale (statica), da introdurre nelle verifiche agli SLU: γ G + γ G + γ P + γ Q + γ ψ Q + G 1 1 G P Q1 k1 Q 0 k + Q3 ψ 03 Qk 3 +... γ (1) ) combinazione frequente, necessaria per le verifiche agli SLE reversibili ossia relativa alla determinazione dei cedimenti immediati: G1 + G + P + ψ 11 Qk1 + ψ Qk + ψ 3 Qk3 +... () 3) combinazione quasi permanente, pertinente invece alle verifiche agli SLE in relazioni ai cedimenti a lungo termine: G1 + G + P + ψ 1 Qk1 + ψ Qk + ψ 3 Qk3 +... (3) 4) combinazione sismica, valida sia per SLU (nel qual caso è considerata SLV, ossia Stato Limite di Salvaguardia) che per gli SLE (SLD Stato Limite di Danno) connessi all azione sismica E: E + G1 + G 1 1 k + + P + ψ Q k + ψ Q... (4) 4

Nel caso specifico il dimensionamento strutturale dell opera, tenuto conto delle varie combinazioni ed utilizzando i gruppi di coefficienti parziali deducibili dalle tabelle.5.i e.6.i, ha fornito le seguenti massime sollecitazioni in termini di carichi assiali: - E d,slu = 1700.1 kn (Combinazione n. 1) - E d,sle,freq = 1590.5 kn (Combinazione n. 15) - E d,sle,q.p. = 1589.0 kn (Combinazione n. 17) - E d,slv = 35.6 kn (Combinazione n. 18) - E d,sld = 1880.1 kn (Combinazione n. 0) trasversali: - E d,slu = 180.1 kn (Combinazione n. 9) - E d,sle,freq = 35.9 kn (Combinazione n. 16) - E d,sle,q.p. = 36.8 kn (Combinazione n. 17) - E d,slv = 0.6 kn (Combinazione n. 18) - E d,sld = 180.3 kn (Combinazione n. 1) e di momenti flettenti: - E d,slu = 514.5 knm (Combinazione n. 9) - E d,sle,freq = 116.1 knm (Combinazione n. 16) - E d,sle,q.p. = 116.1 knm (Combinazione n. 17) - E d,slv = 73.8 knm (Combinazione n. 1) - E d,sld = 596.43 knm (Combinazione n. 4) mentre per la lettura completa di tutte le combinazione di carico si rimanda ai tabulati di calcolo in allegato dai quali emergono 5 combinazioni di carico. Non resta che confrontare i risultati ottenuti con i valori della resistenza di progetto agli SLU e di verificare la compatibilità dei cedimenti con il comportamento strutturale, la salvaguardia degli elementi architettonici e dei collegamenti impiantistici. 4. VERIFICHE AGLI SLU PER CARICHI VERTICALI Occorre innanzitutto precisare che i calcoli saranno svolti per il solo palo di valle il quale, con riferimento alla figura 1, manifesta una maggiore lunghezza di interazione con i depositi di copertura ed una minore influenza del sottostante substrato roccioso. Nel contempo, nonostante la natura fine dei componenti del substrato i calcoli agli SLU saranno eseguiti relativamente alle sole condizioni drenate, in relazione all elevata rigidezza ed alla particolare struttura interna di tali litotipi (sovraconsolidati e fessurati) che comporta una rapida dissipazione delle sovrappressioni interstiziali generate dall applicazione dei carichi di progetto. L equazione utilizzata è la seguente, relativa al solo Approccio Combinazione 1 di tipo GEO: R d, c = 1 1.7 D 1 D 1.35 π z ( γ γ ) cls π σ v t, base N q 1 + D π z 1.15 ( σ K tgφ ) + v, med 0 (5) 5

nella quale i primi due termini tra parentesi quadre rappresentano i contributi offerti dalla punta e dal fusto mentre l ultimo rappresenta il peso del palo al netto di quello del terreno scavato (W). Nell equazione (5) compaiono inoltre i seguenti fattori: φ π tgφ N q = tan 45 + e (6) ( NC) = 1 φ K 0 sin (7) 0 ( OC) K ( NC) 0 1 sinφ K = OCR (8) con K 0 esprimente il coefficiente di spinta a riposo delle terre il quale, dato dall equazione (7) per le sabbie e ghiaie e dall equazione (8) per il substrato, richiede la preliminare determinazione del grado di sovraconsolidazione (OCR). A tal proposito occorre considerare che essendo lo stesso derivabile unicamente dalle prove edometriche e non essendo queste ultime previste in sede di progettazione delle indagini, viene adottato il valore OCR = 10 ricavato da precedenti interventi sui medesimi litotipi e ritenuto attendibile per un substrato antico di circa 5 milioni di anni. Dall applicazione dell equazione (5), discretizzata in funzione delle lunghezze di interazione del fusto con le sabbie e ghiaie (7. metri) e con il substrato (4.3 metri), si ottiene: - N q = 13. - K 0,all = 0.44 - K 0,sub = 1.9 - σ v,base = (18.50 7.0)+(0.50 4.30) = 1.4 kpa - σ v,med,all = (18.50 7.0)/ = 66.6 kpa - σ v,med,sub = (18.50 7.0)+(0.50 4.30)/ = 177.3 kpa - Q base = 1699.4 kn - Q fusto,all = 388.6 kn - Q fusto,sub = 036.5 kn - Q fusto = (036.5+388.6) = 45.1 kn - Q tot = (1699.4+388.6+036.5) = 414.5 kn - W = 51.9 kn - R d = [(1699.4+388.6+036.5)/1.7]-51.9 = 374.3 kn essendo: - σ v,base = tensione verticale efficace a quota punta - σ v,med,all = tensione verticale efficace a metà strato sabbie e ghiaie - σ v,med,sub = tensione verticale efficace a metà tratto infissione nel substrato Confrontando infine i risultati con gli effetti delle azioni si ottiene: a) SLU Approccio combinazione 1: R d = 374.3 kn > E d,slu = 1700.1 kn b) SLV Approccio combinazione 1: R d = 374.3 kn > E d,slv = 35.6 kn secondo le quali tutte le verifiche agli SLU per carichi assiali risultano soddisfatte. 6

5. VERIFICHE AGLI SLU PER CARICHI TRASVERSALI Per le verifiche rispetto all azione dei carichi trasversali occorre innanzitutto definire il modello di analisi del palo, il quale nel caso specifico può essere considerato come un palo incastrato alla base ed alla testa riconducibile alle sole condizioni drenate. L equazione da utilizzare, tenuto conto dei coefficienti di cui alla tabella 6.4.VI delle NTC, sono allora le seguenti: 1 3 1+ sinφs R d, tr ( A 1 C ) = L D σ v, s 1.7 5. 1 sinφs (9) 3 1+ sinφs M = y( A C1) Rd, tr( A C1) L d L σ v, s 4 1 sinφs (10) nelle quali compaiono: - σ v,s = tensione verticale efficace al passaggio alluvioni - substrato - φ s = angolo di resistenza al taglio delle alluvioni - L = lunghezza di infissione nelle alluvioni essendo basate su una distribuzione triangolare della resistenza offerta dall insieme palo alluvioni relativamente alla sola metà del tratto di interazione di lunghezza L. Tale assunzione comporta che all aumentare della lunghezza di interazione aumenta il carico trasversale di collasso, imponendo, nel caso specifico, lo svolgimento delle verifiche riguardo al palo di monte. Quindi, con riferimento alla figura 1 per la quale vale L = 4.10 metri, le equazioni (9) e (10) conducono ai seguenti risultati: - R d,tr = = 373.3 kn - R d,my = = 119.3 knm - SLU R d,tr = 373.3 kn > E d,slu = 180.1 kn - SLV R d,tr = 373.3 kn > E d,slv = 0.6 kn - SLU R d,my = 119.3 knm > E d,slu = 514.5 knm - SLV R d,tmy = 119.3 knm > E d,slv = 73.8 knm con le verifiche che anche in questo caso risultano soddisfatte. 6. VERIFICHE AGLI SLE Nel caso dei pali di fondazione occorre scindere gli spostamenti nelle componenti verticale ed orizzontale in funzione delle relative componenti dei carichi applicando le sollecitazioni derivanti dalle combinazioni di carico SLE frequente, SLE quasi permanente ed SLD. Il cedimento verticale è calcolato come somma dei contributi dati dalla punta e dal fusto: s = s f + s p (11) con: N f ( 1+ ν ) s f = (1) π L E 7

( 1 ν ) ( 1+ ν ) N p s p = (13) d π E nelle quali compaiono N f ed N p che identificano le componenti laterali e di punta dei carico assiale. Per l utilizzo delle equazioni (1) e (13) occorre dapprima individuare le componenti laterali e di punta deducendoli dalle combinazioni citate ed utilizzando i risultati relativi alle verifiche agli SLU; quindi, essendo: - Q tot = 414.5 kn - Q base = 1699.4 kn (41.%) - Q fusto = 45.1 kn (58.8) ne deriva: - N f,sle,freq = 1590.5 kn 58.8% = 935. kn - N p,sle,freq = 1590.5 kn 41.% = 655.3 kn - N f,sle,q.p. = 1589.0 kn 58.8% = 934.3 kn - N p,sle,q.p. = 1589.0 kn 41.% = 654.7 kn - N f,sle,q.p. = 1880.1 kn 58.8% = 1105.5 kn - N p,sle,q.p. = 1880.1 kn 41.% = 774.6 kn Il passo successivo consiste nell individuazione dei valori caratteristici dei parametri di deformabilità, deducibili dalla Relazione geotecnica e omogeneizzandoli per il fusto in funzione delle rispettive lunghezze di interazione nelle alluvioni e nel substrato: - E u,all E all = 4.000 kpa - ν u,all ν = 0.35 - E u,sub = 73.500 kpa - ν u,sub = 0.50 - E sub = 64.000 kpa - ν sub = 0.5 - E u,fusto = [(4.000 7.0)+(73.500 4.30)]/11.50 53.800 kpa - ν u,fusto = [(0.35 7.0)+(0.50 4.3)]/11.50 0.41 - E fusto = [(4.000 7.0)+(64.000 4.30)]/11.50 50.00 kpa - ν sub = [(0.35 7.0)+(0.5 4.3)]/11.50 0.31 Infine, inserendo i valori ottenuti nelle equazioni (1) e (13) si ottiene: - s i,fusto,freq = 1.4 millimetri - s i,punta,freq = 1.9 millimetri - s i,tot,freq = (1.4+1.9) = 14.3 millimetri - s i,fusto,q.p. = 1.4 millimetri - s i,punta,q.p. = 15.0 millimetri - s i,tot,q.p. = (1.4+15.0) = 16.4 millimetri - s i,fusto,sld = 1.6 millimetri - s i,punta,sld. = 17.8 millimetri - s i,tot,sld = (1.6+17.8) = 19.4 millimetri avendo avuto cura di utilizzare i valori di E e ν in condizioni non drenate per gli SLE frequenti e quelli in condizioni drenate per gli SLE quasi permanenti e gli SLD. 8

In merito agli spostamenti orizzontali (ma non alle rotazioni per i vincoli ad incastro ipotizzati) viene utilizzata la seguente equazione: H e u = IuH + I um E L L (14) nella quale compaiono: - e = 0.50 metri (eccentricità rispetto al plinto a bicchiere) - I uh = 0.45 (incastro) - I um = 0.70 (testa libera) - H = 35.9 kn (freq); 36.8 kn (q.p.); 180.3 kn (SLD) - L = 4.10 metri (palo di monte) - E = 4.000 kpa (alluvioni) conducendo ai seguenti risultati: - u freq = 0.1 millimetri - u q.p. = 0.1 millimetri - u SLD = 0.6 millimetri Una volta definita la compatibilità tra l integrità strutturale ed i cedimenti di esercizio, e pertanto il rispetto della vita utile della struttura, è infine possibile stimare i coefficienti di Winkler verticale (K v ) ed orizzontale (K h ) relativi alle condizioni di carico considerate, i quali sono forniti dal rapporto tra le tensioni normali trasmesse al terreno ed il relativo cedimento: - K v,sle,f = (1590.5 kn / 0.0143 m) 111.00 kn/m 3 ( 111 kg/cm 3 ) - K h,sle,f = (35.9 kn / 0.0001 m) 359.000 kn/m 3 ( 359 kg/cm 3 ) - K v,sle,q.p. = (1589.0 kn / 0.0164 m) 96.890 kn/m 3 ( 97 kg/cm 3 ) - K h,sle,q.p. = (36.8 kn / 0.0001 m) 368.000 kn/m 3 ( 368 kg/cm 3 ) - K v,sld = (1880.1 kn / 0.0194 m) 96.900 kn/m 3 ( 97 kg/cm 3 ) - K h,sle,q.p. = (180.3 kn / 0.0006 m) 300.500 kn/m 3 ( 300 kg/cm 3 ) In conclusione si ritiene che gli spostamento di progetto siano compatibili con la funzionalità dell opera ed il rispetto della vita utile di progetto, considerando praticamente nulli i valori orizzontali e trascurabili quelli verticali, con particolare riferimento ai cedimenti differenziali, stante le condizioni di incastro nel substrato roccioso dei pali di fondazione. * * * * * 9