1.01.10_Relazione Di Calcolo Delle Strutture

8/18/2019 1.01.10_Relazione Di Calcolo Delle Strutture

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Quattro & Partners s.r.l. Comune di Bagolino

Rotatoria di Ponte Caffaro Relazione di calcolo delle strutture

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INDICE

1. GENERALITA’ .............................................................................................. 3 1.1 INQUADRAMENTO GENERALE DELL’INTERVENTO ...................................... 3 1.2 OGGETTO SPECIFICO DELLA RELAZIONE ................................................. 4

1.2.1 Impalcato ......................................................................................... 4 1.2.2

Spalle ............................................................................................... 6

1.2.3

Muri .................................................................................................. 7

2. DOCUMENTI DI RIFERIMENTO .................................................................. 9 2.1 NORMATIVE DI RIFERIMENTO, RACCOMANDAZIONI E LINEE GUIDA ............. 9

2.1.1

Documenti di carattere generale ..................................................... 9

2.1.2 Analisi sismica delle strutture .......................................................... 9 2.1.3 Apparecchi d’appoggio .................................................................... 9 2.1.4 Strutture in acciaio e composte acciaio-calcestruzzo ..................... 9 2.1.5 Normative sui materiali .................................................................... 9

3.

CARATTERISTICHE DEI MATERIALI IMPIEGATI ................................... 11

3.1

CALCESTRUZZO ................................................................................... 11

3.1.1 Soletta impalcato e sbalzi muri ...................................................... 11 3.1.1

Elevazione spalle e muri ............................................................... 11

3.1.2 Solette di fondazione ..................................................................... 11 3.2 ACCIAIO PER ARMATURE STRUTTURE IN C.A. ......................................... 12 3.3 ACCIAIO DA CARPENTERIA ................................................................... 12 3.4 DURABILITÀ DELLE STRUTTURE IN CALCESTRUZZO ARMATO .................. 13

3.4.1 Soletta impalcato e sbalzi dei muri ................................................ 13 3.4.2 Elevazione spalle e muri ............................................................... 13 3.4.1

Solette di fondazione ..................................................................... 14

4. CARICHI DI PROGETTO E AZIONI DI CALCOLO .................................... 15

4.1

CARICHI PERMANENTI STRUTTURALI ..................................................... 15

4.2 CARICHI PERMANENTI PORTATI ............................................................. 15 4.3 CARICHI VARIABILI DA TRAFFICO VEICOLARE ......................................... 16

4.3.1

Carichi verticali .............................................................................. 16

4.3.2 Frenatura e avviamento ................................................................ 16 4.4 RITIRO................................................................................................. 16 4.5 DILATAZIONE TERMICA ......................................................................... 17 4.6 VENTO ................................................................................................ 17 4.7 AZIONE SISMICA .................................................................................. 18

4.7.1 Periodo di riferimento .................................................................... 18 4.7.2

Parametri sismici di riferimento allo SLV ....................................... 18

4.8 ALTRE AZIONI ...................................................................................... 18 4.9 COMBINAZIONE DEI CARICHI ................................................................. 19

5. METODI DI CALCOLO E CRITERI DI VERIFICA ...................................... 21

6. ANALISI STRUTTURALE IMPALCATO .................................................... 22 6.1 INTRODUZIONE AL CALCOLO PER FASI ................................................... 22 6.2 IL MODELLO FE ................................................................................... 22

6.2.1

Descrizione del modello ................................................................ 22

6.2.2 Caratteristiche inerziali delle Travi principali ................................. 24 6.2.3 Applicazione dei carichi ................................................................. 25

6.3 COMBINAZIONE DEI CARICHI SLU ......................................................... 32 6.3.1

Fasi 1 e 2 ....................................................................................... 32

6.3.2

Fase 3 ............................................................................................ 32

6.4

RISULTATI DELL’ANALISI ...................................................................... 33

6.4.1 Diagrammi del Momento Flettente SLU: Fasi 1,2,3 ...................... 33 6.4.2 Diagrammi del Taglio SLU: Fasi 1,2,3 .......................................... 34


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1. GENER LIT ’

1.1 Inquadramento generale dell’intervento

La presente relazione di calcolo costituisce parte integrante del Progetto Definitivodell’infrastruttura denominata “Intervento per la realizzazione di una rotatoria al km 55.800 della

strada provinciale 237 del Caffaro in prossimità del confine tra le Province di Trento e Brescia”. L’immagine riportata di seguito fornisce un inquadramento geografico dell’intervento con

particolare rif erimento all’oggetto specifico della presente relazione, il “Ponte Caffaro”.

Figura 1-1: Inquadramento geografico dell’intervento.


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Nella seguenti figure sono riportate le due sezioni trasversali tipo: (Fig. 3) Diaframmi pieni diappoggio; (Fig. 4) Traversi intermedi.

Figura 1-3 – Sezione trasversale impalcato in corrispondenza dell’appoggio su spalla.

Figura 1-4 – Sezione trasversale impalcato in corrispondenza dei traversi intermedi.


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1.2.2

Spalle

Le spalle del ponte costituiscono di fatto un prolungamento del muro di argine. Esse sonocostituite da un muro detto fusto s=115 cm, basificato su una suola di fondazione su micropalie infine dal muro paraghiaia s=30cm.

La seguente immagine rappresenta una sezione trasversale della spalla.

Figura 1-5 – Sezione trasversale della spalla.


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1.2.3

Muri

Le altre opere costituenti il progetto sono rappresentate da muri di sostegno, anch’essi costruitia prolungamento dell’argine. In particolare, il muro lato Brescia sostiene l’allargamento dellasede stradale, mentre il muro lato Trento e lo sbalzo pedonale lato Brescia costituiscono dei

marciapiedi pedonali in aggetto sul fiume. Le seguenti immagini rappresentano le sezionitrasversali dei muri in oggetto.

Figura 1-6 – Sezione trasversale del muro lato Brescia

Figura 1-7 – Sezione trasversale del muro lato Trento


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Figura 1-8 – Sezione trasversale dello sbalzo pedonale lato Brescia


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2. DOCUMENTI DI RIFERIMENTO

2.1

Normative di riferimento, raccomandazioni e linee guida

In accordo a quanto prescritto dall’art. 21 della Legge 5 novembre 1971 n.1086 (G.U. n.321

del 21.12.1971) per l’esecuzione delle opere in conglomerato cementizio armato, normale eprecompresso ed a struttura metallica, nonché dall’art.1 della Legge 2 febbraio 1974 n.64 (G.U.n. 76 del 21.03.1974), nella progettazione di tutte le strutture trattate in questa relazione si fariferimento alle normative, alle raccomandazioni ed alle linee guida di seguito proposte.

Il calcolo viene condotto nel rispetto delle Normative Nazionali, provvedendo ad integrare leinformazioni in esse contenute, dove necessario, con le indicazioni proposte negli Eurocodici enelle più accreditate normative Internazionali.

2.1.1

Documenti di carattere generale

A livello generale si sono utilizzati i seguenti riferimenti:

D.M. 14.01.2008 “Norme tecniche per le costruzioni “;

Circolare 02.02.2009 Istruzioni per l’applicazione delle “Norme tecniche per lecostruzioni” di cui al Decreto Ministeriale 14 gennaio 2008 costruzioni e dei carichi esovraccarichi”;

Istruzione C.N.R. 10024/86 “Analisi di strutture mediante elaboratore: impostazione eredazione delle relazioni di calcolo”;

2.1.2

Analisi sismica delle strutture

Ad integrazione delle indicazioni proposte nel D.M. 14.01.2008, ove necessario, si è ritenutoopportuno riferirsi ai documenti di seguito indicati:

EN 1998-1:2004 “Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance, Part 1:General rules, seismic actions and rules for buildings”

2.1.3

pparecchi d’appoggio

Istruzione C.N.R. 10018/99 “Apparecchi di appoggio per le costruzioni: istruzioni perl’impiego”;

2.1.4

Strutture in acciaio e composte acciaio-calcestruzzo

Istruzione C.N.R. 10011/88 “Costruzioni di acciaio: istruzioni per il calcolo, l’esecuzione,il collaudo e la manutenzione”;

Istruzione C.N.R. 10016/85 “Strutture composte di acciaio e calcestruzzo: istruzioni perl’impiego nelle costruzioni”;

Istruzione C.N.R. 10030/87 “Anime irrigidite di travi a parete piena”; Eurocodice 3.1.1 “Progettazione delle strutture in acciaio - Parte 1-1: Regole generali e

regole per gli edifici”; Eurocodice 4.1.1 “Progettazione delle strutture composte acciaio-calcestruzzo - Parte 1-

1: Regole generali e regole per gli edifici”; Eurocodice 4.2 “Progettazione delle strutture composte acciaio-calcestruzzo - Parte 2:

Ponti a struttura composta”;

2.1.5

Normative sui materiali

UNI EN 206-1 “Calcestruzzo: specificazione, prestazione, produzione e conformità”;


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UNI EN 10025-2 “Prodotti laminati a caldo di acciai per impieghi strutturali, condizionitecniche di fornitura di acciai non legati per impieghi strutturali”;

UNI EN 10025-6 “Prodotti laminati a caldo di acciai per impieghi strutturali, condizionitecniche di fornitura di acciai per impieghi strutturali con resistenza migliorata allacorrosione atmosferica”;


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3.2

Acciaio per armature strutture in c.a.

Nella soletta dovranno essere poste barre nervate in acciaioB450C

(secondo UNI EN 10080)controllato in stabilimento. Dovranno essere garantite la saldabilità e le caratteristichemeccaniche di seguito indicate: Tensione caratteristica di snervamento: f yk 450 MPa Resistenza di calcolo acciaio: f yd = f yk/s =391.3 MPa Modulo elastico: Ea 210000 MPa

3.3 Acciaio da carpenteria

Per la carpenteria metallica è stata adottata la classeS355

. Le caratteristiche meccanicherichieste per i prodotti utilizzati sono le seguenti:

Resistenza caratteristica a snervamento: f yk = 355 MPa (t 450 MPa Resistenza caratteristica a snervamento: f yk = 350 MPa


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3.4

Durabilità delle strutture in calcestruzzo armato

Per garantire la durabilità delle strutture di calcestruzzo armato ordinario, esposte all’azionedell’ambiente, si devono adottare i provvedimenti atti a limitare gli effetti di degrado indotti dagliattacchi chimico-fisici.

Al fine di ottenere la prestazione richiesta in funzione delle condizioni ambientali, nonché per

la definizione della relativa classe, si fa riferimento alle indicazioni contenute nelle Linee Guidasul calcestruzzo strutturale edite dal Servizio Tecnico Centrale del Consiglio Superiore dei LavoriPubblici ovvero alle norme UNI EN 206-1:2006 ed UNI 11104:2004.

3.4.1 Soletta impalcato e sbalzi dei muri

CONDIZIONI AMBIENTALI CLASSE DI ESPOSIZIONE

Ordinarie X0, XC1, XC2, XC3, XF1

Aggressive XC4, XD1, XS1, XA1, XA2, XF2, XF3Molto aggressive XD2, XD3, XS2, XS3, XA3, XF4

Tabella 1: Descrizione condizioni ambientali.

Dato che sulla soletta del viadotto grava direttamente il traffico veicolare, si considera unaclasse di esposizione “XF4 – Elevata saturazione d’acqua con presenza di agente antigelo oppureacqua di mare - Superfici orizzontali quali strade o pavimentazioni esposte al gelo ed ai salidisgelanti in modo diretto od indiretto, elementi esposti al gelo e soggetti a frequenti bagnaturein presenza di agenti disgelanti o di acqua di mare.” Tale classe di esposizione, in base a quanto previsto da normativa e riportato nella Tabella 1, ricade nella condizione ambientale molto aggressiva, la quale consente di ricavare, in funzioneanche della classe di calcestruzzo (Tabella 2), un copriferro minimo cmin = 40 mm.

Cmin Co ambiente C Co Cmin


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Cmin Co ambiente C Co Cmin


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4.3 Carichi variabili da traffico veicolare

4.3.1 Carichi verticali

Le caratteristiche geometriche definite per la carreggiata comportano la necessità diconsiderare la presenza di

2 corsie convenzionali

di larghezza wl = 3.00 m. I carichi consideratisono quelli definiti nel D.M. 14.01.2008; in particolare, ai fini delle verifiche globali, lo schemadi carico di tipo 1 risulta essere l’unico significativo per l’opera esaminata nella presente nota dicalcolo (non sono infatti previsti marciapiedi bordo strada). La seguente immagine forniscedunque tutte le informazioni necessarie ad individuare il convoglio “tipo” utilizzato ai fini delcalcolo:

Figura 9 – Schema di carico 1 (D.M. 2008):

Definizione del convoglio di calcolo per ponti stradali di prima categoria.

L’opera in esame viene considerata appartenente all’insieme dei ponti stradali di primacategoria

.

4.3.2

Frenatura e avviamento

La forza di frenatura ed avviamento, come prescritto dalla Normativa di riferimento, è funzionedel carico verticale totale agente sulla prima corsia convenzionale. Di conseguenza la risultanteconsiderata nel calcolo risulta essere la seguente:

q3 = 0.6 (2 Q1k) + 0.10 q1k w1 L = 0.6 (2 x 300) + 0.10 x 9 x 3 x 33.5 = 451 kN

La quale si considera applicata all’estradosso della pavimentazione.

4.4 Ritiro

Il fenomeno del ritiro è stato valutato secondo quanto prescritto al punto 11.2.10.6 del D.M.14.01.2008, tramite il calcolo della cd,∞ , la quale risulta pari a 0,224 ∙10-3.

Lo sforzo normale di progetto riferito a ciascuna trave, generato a livello della soletta econsiderato applicato al baricentro della stessa vale:

ΔNg = Nr = 1504 kN

Dove:

Nr= Ec,∞ Ac cd,∞=1253 kN


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Dove:

Ac=0.21 x 8 / 4 = 0.420 m2

Ec,∞= Ecm /(1+ ) = 13317 MPa

Tale sforzo normale si considera applicato nel baricentro della soletta, pertanto genera un

momento flettente, il quale vale Mr =1087 kNm (considerando un braccio er =0.723 m, riferitoal baricentro della composta a lungo termine).

4.5 Dilatazione termica

Le variazioni termiche sono state valutate in termini di gradiente termico differenziale acciaio-cls. Il t di progetto vale 5°, di conseguenza t assume il valore di 6 ∙10-5.

ΔNq = Nt = 629 kN

Dove:

Nt= Ecm Ac t = 873 kNTale sforzo normale si considera applicato nel baricentro della soletta, pertanto genera un

momento flettente, il quale vale Mt=268 kNm (considerando un braccio er =0.426 m, riferito albaricentro della sezione composta a breve termine).

La combinazione di queste azioni con le rimanenti viene condotta secondo l’approccioprevisto dalla Normativa di riferimento, assumendo che il ritiro abbia sempre valore negativo (o,se favorevole, nullo) e che la variazione termica possa invece assumere segno alterno.

4.6 Vento

L’azione del vento è stata considerata applicando a tutte le superfici potenzialmente investiteuna pressione normale di 2.50 kN/m2. L’area assunta a rappresentazione dei carichi transitanti,

come richiesto dalla Normativa di riferimento, viene calcolata fissando una fascia di pertinenzadi altezza pari a 3.00 m rispetto al livello definito dal piano viario. L’altezza dell’impalcato è paria 1.5 m.

Sono in seguito riportati i calcoli delle azioni caratteristiche.

f vento = 2.50 x (3+1.5) = 11.25 kN/m

mvento = 11.25 x 1.50 = 16.88 kNm/m

Fvento = 11.25*33.5= 376.88 kN


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4.7 Azione Sismica

4.7.1 Periodo di riferimento

La progettazione fa riferimento a: Vita nominale: V N = 100 anni Classe d’uso: IV

La classe d’uso ipotizzata è coerente con il tipo di opera in accordo con i criteri definiti dalD.M. 2008. Risulta pertanto un periodo di riferimento definito da:

Coefficiente d’uso: CU = 2 Periodo di riferimento per l’azione sismica: V R = V N x CU = 200 anni

4.7.2 Parametri sismici di riferimento allo SLV

Con riferimento alla categoria di terreno B (Si veda negli elaborati di riferimento) e il sito di

ubicazione dell’opera (Comune Di Bagolino (BS)), si riportano in seguito i parametri sismici perdefinizione degli spettri allo SLV.

Sisma verticale elastico):

ag/g = 0.131

S = SSST = 1.0

= 1.0

FV = 1.509

Sisma orizzontale elastico):

ag/g = 0.211S = SSST = 1.195

= 1.00

F0 = 2.434

In funzione dei valori definiti è possibile computare l’azione sismica associata all’impalcato delponte assumendo un fattore di struttura q unitario. La somma dei pesi strutturali G1 e deisovraccarichi portati G2 porge:

P= 4365 kN

Da cui

Fsisma = 0.211 x 1.195 x 4365 x 1 = 1100 kN

4.8 Altre azioni

Si sono trascurate l’azione della neve e i cedimenti vincolari, in quanto non rilevanti ai fini deldimensionamento


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4.9

Combinazione dei carichi

La determinazione dei valori delle sollecitazioni da utilizzare per l’esecuzione delle verifichestrutturali viene condotta facendo riferimento ai gruppi di azioni ed ai coefficienti di combinazioneriportati nel D.M. 14.01.2008. La seguente Figura, in particolare, mostra i gruppi considerati:

Figura 10 – Definizione dei gruppi di azioni per i carichi variabili da traffico.

I gruppi 3, 4 e 5 sono relativi alle sole verifiche locali; di conseguenza essi risultano rilevantiesclusivamente per la determinazione delle armature da disporre nella soletta (si rimandapertanto alla relazione specifica per maggiori dettagli). Si rileva inoltre che i gruppi di tipo 2a e2b non sono certamente dimensionanti in quanto le sollecitazioni indotte dai carichi variabiliconteggiati secondo valore caratteristico risultano inferiori al 25% di quelle generate dalloschema di tipo 1. Il dimensionamento delle strutture d’impalcato verrà dunque condottoriferendosi al solo

gruppo 1

.I coefficienti di combinazione da utilizzare nei calcoli agli stati limite ultimi (SLU) e quelli

necessari alla valutazione dello stato limite di esercizio (SLE), risultano dunque sintetizzabili comeproposto nelle seguenti Figure:


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Figura 11 – Coefficienti di fattorizzazione dei carichi allo SLU.

Figura 12 – Coefficienti di combinazione azioni allo SLU e SLE.


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5. METODI DI CALCOLO E CRITERI DI VERIFICA

Il calcolo delle sollecitazioni viene condotto facendo riferimento agli usuali metodi propostidalle teorie della Scienza delle Costruzioni. Più precisamente le tipologie strutturali presentate, aseconda della complessità, sono analizzate impiegando schemi statici semplificati o modellazioni

numeriche agli elementi finiti.Il software impiegato nelle simulazioni è il codiceStraus 7

(release 2.4.6) prodotto dalla dittaStrand7 Software - Sydney

e distribuito in Italia da HSH S.r.l. La validazione di tale prodottoderiva da una accreditata documentazione (“Verification Manual”), finalizzata ad attestarel’accuratezza delle soluzioni ottenute in relazione alla modellazione di problematiche fisiche consoluzioni analitiche note.

La verifica degli elementi costituenti le strutture descritte viene dunque effettuata adottando lafilosofia proposta nel

metodo agli stati limite

, sia per gli elementi in calcestruzzo armato che pergli elementi in acciaio.


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6. ANALISI STRUTTURALE IMPALCATO

6.1 Introduzione al calcolo per fasi

Il ponte è stato analizzato con tre modelli distinti per ogni fase di carico, al fine di riprodurrela storia di carico per passi di analisi lineari elastiche. Le tre fasi di carico sono le seguenti:

Fase I – In tale fase le caratteristiche statiche delle travi sono quelle delle sole travi metallichee i carichi sono quelli derivanti dal peso proprio delle strutture di acciaio e del peso della solettain c.a. non ancora collaborante.

Fase II – In tale fase le caratteristiche statiche delle travi sono quelle della sezione compostacon il coefficiente di omogeneizzazione a lungo termine (n = 15,77) mentre i carichi sono quelliderivanti dai pesi dei rimanenti carichi permanenti portati(quali cordoli, barriere, pavimentazioni,…) e dal ritiro del calcestruzzo.

Fase III – In tale fase le caratteristiche statiche della sezione sono quelle della sezionecomposta con il coefficiente di omogeneizzazione a breve termine (n = 6,06) mentre i carichisono le azioni variabili da traffico previste dal D.M. 14.01.2008 per i ponti di prima categoria.In questa fase, particolare attenzione è rivolta alla determinazione delle configurazioni di carico

che massimizzano le sollecitazioni flettenti e taglianti nelle sezioni di verifica. Infine, vieneconsiderato anche un gradiente termico differenziale pari a 5 °C fra acciaio e calcestruzzo.

6.2 Il Modello FE

Il calcolo delle sollecitazioni agenti nella struttura dell’impalcato viene effettuato in riferimentoad una

modellazione tridimensionale agli elementi finiti

condotta impiegando il software Straus7(release 2.4.6).

6.2.1

Descrizione del modello

Le travi in carpenteria metallica sono state modellate impiegando elementi finiti di tipo“beam”. Per la soletta si sono invece impiegati elementi “plate” ortotropi, tali per cui la medesimanon interferisca con la rigidezza flessionale delle travi principali; essa funge da elementoripartitore del carico in senso trasversale.

Tale approccio consente di riprodurre in maniera attendibile il comportamento del sistema. Inparticolare valgono le seguenti considerazioni:

La soletta manifesta esclusivamente un comportamento di ripartizione unidirezionaleverso le travi e non influenza la rigidezza flessionale delle travi. Il modulo elasticoassegnato, a seconda del caso, è quello a breve termine (Ecm) oppure quello a lungotermine (Ec∞)).

Le Travi ricevono i carichi dagli elementi di soletta appena descritti e possiedono lecaratteristiche inerziali equivalenti figlie della collaborazione tra acciaio e calcestruzzo(assegnate manualmente a seconda della natura dei carichi considerati).

Le Figure di seguito proposte aiutano a contestualizzare le informazioni appena presentate:


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Figura 13 – Vista tridimensionale del modello.

Figura 14 – Vista tridimensionale del modello: travi.


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Figura 15 – Vista in pianta del modello: soletta con individuazione delle corsie.

6.2.2 Caratteristiche inerziali delle Travi principali

La larghezza collaborante della soletta, calcolata in accordo con il D.M. 2008, vale 1.7 [m]per le quattro travi principali.

Le caratteristiche geometriche dei piatti sono indicate in figura.

Si valutano le inerzie con riferimento alle vari fasi (nelle successive tabelle si indica con JS l’inerzianel piano forte e con JW l’inerzia nel piano debole). Analisi in FASE 1 (il getto in cls non è ancora collaborante)

Riassunto dati geometrici dei piatti:

htot Apiatto y Jf ,s Jf, w Jt

[ cm ] [ cm ] [ cm ] [ cm2 ] [ cm ] [ cm4 ] [ cm4 ] [ cm4 ]

110,0 75,0 4,0 300,0 2,0 400,0 140625 1600,0

102,0 1,6 163,2 55,0 141494,4 35 139,3

35,0 4,0 140,0 108,0 186,7 14292 746,7

Riassunto dati geometrici intero profilo:

yG,s

As

Av,web

Av,flanges

JS

JW

JT

W +

el,s W -

el,s[ cm ] [ cm2 ] [ cm2 ] [ cm2 ] [ cm4 ] [ cm4 ] [ cm4 ] [ cm3 ] [ cm3 ]

40,9 603,2 163,2 440,0 1.258.826,2 154.951,5 2.485,9 30.746,8 18.228,4

piatti componenti


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6.2.3

Applicazione dei carichi

I carichi verticali e orizzontali agenti sul sistema sono stati applicati al modello in maniera tale

da riprodurne quanto più fedelmente possibile gli effetti statici equivalenti. L’entità delle forzeanalizzate e la loro descrizione dettagliata è già stata trattata al Capitolo 4 della presenterelazioni (cui si rimanda pertanto per ulteriori informazioni).

Le seguenti figure illustrano alcuni casi significativi.

Figura 16 – Fase 1: Peso proprio di travi in acciaio e getto di calcestruzzo.

Il peso proprio delle travi e della soletta non è stato applicato come carico esterno, bensì

assegnando l’accelerazione gravitazionale e il peso specifico di acciaio e calcestruzzo.

An alisi elastica in FASE 2 e 3 (il getto in cls è maturato e collabora alla resistenza finale)

Caratteristiche soletta in calcestruzzo:

bef f hc hp hcls Acls,coll yG,c Jcls,coll,1 Jcls,coll,2

[ cm ] [ cm ] [ cm ] [ cm ] [ cm2 ] [ cm ] [ cm4 ] [ cm4 ]

170,0 21,0 4,0 25,0 3.570,0 124,5 131.197,5 8.597.750,0

Rigidezza torsionale della sola soletta:

a/b 8,10

b 3,25

Jlt 30.690,4 cm4

Jst 79.795,1 cm4

Caratteristiche della sezione composta per carichi di lunga durata: nlt 15,77

Atot yG,comp JS JW S* Jt,trave

[ cm2 ] [ cm ] [ cm4 ] [ cm4 ] [ cm3 ] [ cm4 ]

829,6 63,7 2.416.477,4 700.191,9 13.754,8 1.839.970,2

Caratteristiche della sezione composta per carichi di b reve durata: nst 6,06

Atot yG,comp JS JW S* Jt,trave

[ cm2 ] [ cm ] [ cm4 ] [ cm4 ] [ cm3 ] [ cm4 ]

1.191,8 82,2 3.360.492,3 1.572.576,6 24.893,2 2.059.757,3


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Figura 17 – Fase 2: Cordoli

Figura 18 – Fase 2: Barriere

Figura 19 – Fase 2: Veletta


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Figura 20 – Fase 2: Pavimentazione.

Figura 21 – Fase 3: Carico distribuito Corsia 1.

Figura 22 – Fase 3: Carico distribuito Corsia 2.


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Figura 23 – Fase 3: Carico distribuito Corsia sbalzo.

Figura 24 – Fase 3: Carico distribuito zona rimanente.

Figura 25 – Fase 3: Carico tandem Corsia 1- campata.


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Figura 29 – Fase 3: Carico tandem Corsia sbalzo- sbalzo.

Figura 30 – Fase 3: Carico tandem Corsia 1- appoggio.

Figura 31 – Fase 3: Carico tandem Corsia 2- appoggio.


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Figura 32 – Fase 3: Carico tandem Corsia sbalzo- appoggio.


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6.4

Risultati dell’analisi

Nelle sezioni successive si riportano i risultati delle analisi in termini di sollecitazioni, conriferimento alle combinazioni di carico utilizzate per le verifiche.

6.4.1

Diagrammi del Momento Flettente SLU: Fasi 1 2 3

Figura 33 – Diagramma del Momento Flettente Fase 1.

Figura 34 – Diagramma del Momento Flettente Fase 2


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34 di 82

Figura 35 – Diagramma del Momento Flettente Fase 3 (Inviluppo).

6.4.2

Diagrammi del Taglio SLU: Fasi 1 2 3

Figura 36 – Diagramma del Taglio Fase 1.


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Figura 37 – Diagramma del Taglio Fase 2.

Figura 38 - Diagramma del Taglio Fase 3 (Inviluppo).


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7. VERIFICHE IMPALCATO METALLICO

7.1 Travi principali a sezione mista acciaio-calcestruzzo

Il presente capitolo è dedicato alla presentazione delle principali verifiche strutturali effettuaterelative alle travate.

I risultati delle verifiche sono presentati attraverso tabelle relative al foglio di calcolo utilizzato perla determinazione delle proprietà inerziali della sezione composta nelle fasi I, II e III ed icorrispondenti valori tensionali.La snellezza della sezione di verifica inibisce il calcolo plastico, per tale ragione verrà fattoriferimento al raggiungimento dello

stato limite elastico

.In pratica, la verifica di resistenza flessionale consiste nel verificare che le tensioni ideali (calcolateripercorrendo la storia di carico della trave) siano inferiori o al limite uguali alla tensione disnervamento dell’acciaio.

7.1.1 Sollecitazioni di verifica SLU

Nella seguente tabella sono riportate le sollecitazioni di verifica utilizzate per la verifica delletravi. Esse sono riferite alla trave singola

7.1.2 Verifiche di resistenza allo SLU

Sezione in campata (Mmax)

Campata (Mmax) Appoggio (Vmax)

M1 KNm 3424

N1 KN

V1 KN 431

M2,g KNm 2997

N2,g KN 1504

V2,g KN 292

M2,q KNm 5230

N2,q

KN 629

V2,q KN 912

SEZIONE

III

II

SOLLECITAZIONIFASE

I

a.1) Caratter ist iche dei mater ial i im piegati a.2) Caratter ist iche g eometr iche del la sezione

Soletta beff 1.700 mm

hc 210 mm

Acciaio S 355 N/mm2 hp 40 mm

a 1,05

f yd (t


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Sezione in appoggio (Vmax)

a.4) Sol leci tazioni anal is i elastica (fattorizzate) a.5) Sol leci tazioni anal is i plastica

Fase 1 M1 3.424,0 KNm Coeff G 1,0

V1 0,0 KN Q 1,0

N1 0,0 KN

Fase 2 M2 2.997,0 KNm Fase 1 Msd 3424,0 KNm

V20,0 KN

Nsd 0,0 KN

N2 1.504,0 KN Vsd 0,0 KN

N2 1.504,0 KN

Somma fasi Msd 11651,0 KNm

Fase 3 M3 5.230,0 KNm Nsd 2133,0 KN

V3 0,0 KN Vsd 0,0 KN

N3 629,0 KN

N3 629,0 KN

Torsione totale T1+2+3 0,0 KNm

fattori di combinazione

d.1) Contribu ti elementari

ss,inf ss,inf,anima ss,sup,anima ss,sup sc,inf sc,sup ts

N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

M1, V1, N1 111,36 100,48 -176,96 -187,84 0,00

M2 79,06 74,10 -52,41 -57,37 -3,64 -5,60

M3 127,95 121,72 -37,02 -43,25 -7,13 -13,55

N2 4,213 4,213

N3 1,762 1,762

N2 -18,13 -18,13 -18,13 -18,13 -1,150 -1,150

N3 -5,28 -5,28 -5,28 -5,28 -0,870 -0,870

T + V2+ V3 0,00

d.2) Verifica di resistenza (Criterio di Von M ises)

Flangia inf Flangia Sup

ss,inf sid,s,inf,anima sid,s,sup,anima ss,sup sc,inf sc,sup

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

sid 294,96 272,89 -289,80 -311,86 -6,81 -15,20

f yk 345 345 345 345 - -

f sd & f ad 328,57 328,57 -328,57 -328,57 -21,17 -21,17

Tasso di lavoro 90% 83% 88% 95% 32% 72%

Anima Calcestruzzo

Acciaio Soletta

a.1) Caratteristiche dei materiali imp iegati a.2) Caratteristiche geometriche della sezione

Soletta beff 1.700 mm

hc 210 mm

Acciaio S 355 N/mm2 hp 40 mm

a 1,05

f yd (t


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a.4) Sol leci tazioni anal is i elastica (fattorizzate) a.5) Sol leci tazioni anal is i plastica

Fase 1 M1 0,0 KNm Coeff G 1,0

V1 431,0 KN Q 1,0

N1 0,0 KN

Fase 2 M2 0,0 KNm Fase 1 Msd 0,0 KNm

V2292,0 KN

Nsd 0,0 KN

N2 0,0 KN Vsd 431,0 KN

N2 0,0 KN

Somma fasi Msd 0,0 KNm

Fase 3 M3 0,0 KNm Nsd 0,0 KN

V3 912,0 KN Vsd 1635,0 KN

N3 0,0 KN

N3 0,0 KN

Torsione totale T1+2+3 0,0 KNm

fattori di combinazione

d.1) Contribu ti elementari

ss,inf ss,inf,anima ss,sup,anima ss,sup sc,inf sc,sup ts

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

M1, V1, N1 0,00 0,00 0,00 0,00 26,41

M2 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

M3 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

N2 0,000 0,000

N3 0,000 0,000

N2 0,00 0,00 0,00 0,00 0,000 0,000

N3 0,00 0,00 0,00 0,00 0,000 0,000

T + V2+ V3 73,77

d.2) Verifica di resistenza (Criterio di Von M ises)


ss,inf sid,s,inf,anima sid,s,sup,anima ss,sup sc,inf sc,sup

N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2 N/mm2

sid 0,00 173,52 -173,52 0,00 0,00 0,00

f yk 345 345 345 345 - -

f sd & f ad 328,57 328,57 -328,57 -328,57 -21,17 -21,17

Tasso di lavoro 0% 53% 53% 0% 0% 0%

Acciaio Soletta

Anima Calcestruzzo


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7.1.3

Verifiche dei connettori di collegamento allo SLU

I connettori utilizzati (per garantire il comportamento composto delle travi) sono comuni pioliNelson aventi diametro pari a 19 mm, disposti ad interasse variabile lungo lo sviluppolongitudinale dell’impalcato. In considerazione delle caratteristiche di snellezza locale dei piatticostituenti le sezioni principali degli elementi analizzati si ritiene di condurre il dimensionamentodella piolatura adottando un approccio di tipo elastico.

Il calcolo, come verrà evidenziato negli schemi, è stato condotto facendo riferimento ad unandamento simmetrico del diagramma del taglio (tarato sul massimo sforzo).

Tratto di estremità

A. AZIONI SOLLECITANTI di PROGETTO

Viene analizzata la singola campata della travata in esame per definire la disposizione ideale dei connettori

L = 32,5 m

lsx [m] = 7,5

KN 292 V2,g,sx

KN 912 V2,q,sx

KN 1204 Vsx 157

491 ld [m] =

648

ldx [m] =

MN1 MN2

ls [m] = 16,3 648

157

491 Vdx 1204 KN

V2,g,dx 292 KN

V2,q,dx 912 KN

B. CARATTERISTICHE della CONNESSIONE

Caratteristiche meccaniche del calcestruzzo di soletta:

Cls R ck 45 N/mm2

f ck 38 N/mm2

c 1,50

f cd 21,53 N/mm2

Ecm 38.237 N/mm2

Si ipotizza una connessione a completo ripristino di resistenza:

Pioli Nelson

f u 450 N/mm2 resistenza compatibile

tmin 9,5 mm minim o spessore della lamiera compatibile con il connettore

dpl 19 mm diametro dei connettori

hpl,min 76 mm minim a altezza per connettore duttile

hmin 57 mm minim a altezza per connettore

hpl 200 mm altezza adottata per il connettore

7,5

16,3

duttili


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Tratto Interno

Determinazione della resistenza della connessione:

PRd 65,29 KN

kd 0,80 coefficiente di penalizz azione per effetti dinamici

kl 1,00 coefficiente riduttivo (solo in presenza di lamiera grecata)

b 1,00 coefficiente riduttivo in zona tesa fessurata

Nfila 2 numero di connettori su di una fila

PRd,tot 131 KN

Momenti statici a breve e lungo termine per sezione interamente reagente:

S*q 24.893.187 mm3

mm3

S*g 13.754.831 mm3

mm3

Jq 33.604.922.889 mm4

mm4

Jg 24.164.774.157 mm4

mm4

As 60.320 mm2

mm2

Aid,q 119.183 mm2

mm2

Aid,g 82.960 mm2

mm2

Infittimento SX Infittimento DX

Nterm 629 kN Nterm&rit 629 kN

Nrit 0 kN Nrit 0 kN

beff 1.700 mm beff 1700 mm

Ltrave 32.500 mm Ltrave 32500 mm

b 850 mm b 850 mm

K 0,0030 mm 2 / N K 0,003 mm 2 / N

ls 3089 mm ls 3089 mm

qsd,rit 206 N/mm qsd,rit 206,117848 N/mm

qsd,sx 1048 N/mm qsd,sx 1048 N/mm

isx 100 mm isx 100 mm

s.l.u. s.l.e. s.l.u. s.l.e.

0,80 0,53 0,80 0,53

60.320

24.893.187

13.754.831

33.604.922.889

119.183

82.960

24.164.774.157

verificato verificato

A. AZIONI SOLLECITANTI di PROGETTO

Viene analizzata la singola campata della travata in esame per definire la disposizione ideale dei connettori

L = 17,5 m

lsx [m] = 8,75

KN 145 V2,g,sx

KN 330 V2,q,sx

KN 475 Vsx 0

0 ld [m] =

0

ldx [m] =

MN1 MN2

ls [m] = 8,8 0

0

0 Vdx 475 KN

V2,g,dx 145 KN

V2,q,dx 330 KN

8,75

8,8


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B. CARATTERISTICHE della CONNESSIONE

Caratteristiche meccaniche del calcestruzzo di soletta:

Cls R ck 45 N/mm2

f ck 38 N/mm2

c 1,50

f cd 21,53 N/mm2

Ecm 38.237 N/mm2

Si ipotizza una connessione a completo ripristino di resistenza:

Pioli Nelson

f u 450 N/mm2 resistenza compatibile

tmin 9,5 mm minim o spessore della lamiera compatibile con il connettore

dpl 19 mm diametro dei connettori

hpl,min 76 mm minim a altezza per connettore duttile

hmin 57 mm minim a altezza per connettore

hpl 200 mm altezza adottata per il connettore

Determinazione della resistenza della connessione:

PRd 65,29 KN

kd 0,80 coefficiente di penalizz azione per effetti dinamici

kl 1,00 coefficiente riduttivo (solo in presenza di lamiera grecata)

b 1,00 coefficiente riduttivo in zona tesa fessurata

Nfila 2 numero di connettori su di una fila

PRd,tot 131 KN

Momenti statici a breve e lungo termine per sezione interamente reagente:

,

S*q 24.893.187 mm3

mm3

S*g 13.754.831 mm3

mm3

Jq 33.604.922.889 mm4

mm4

Jg 24.164.774.157 mm4

mm4

As 60.320 mm2

mm2

Aid,q 119.183 mm2

mm2

Aid,g 82.960 mm2

mm2

Infittimento SX Infittimento DX

Nterm 0 kN Nterm&rit 0 kN

Nrit 0 kN Nrit 0 kN

beff 1.700 mm beff 1700 mm

Ltrave 32.500 mm Ltrave 32500 mm

b 850 mm b 850 mm

K 0,0030 mm 2 / N K 0,003 mm 2 / N

ls 3089 mm ls 3089 mm

qsd,rit 0 N/mm qsd,rit 0 N/mm

qsd,sx 327 N/mm qsd,sx 327 N/mm

isx 300 mm isx 300 mm

s.l.u. s.l.e. s.l.u. s.l.e.

0,75 0,50 0,75 0,50

82.960

13.754.831

33.604.922.889

24.164.774.157

verificato verificato

duttili

60.320

119.183

24.893.187


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7.1.4

Verifica di deformabilità allo SLE e calcolo controfrecce di officina

Nel presente paragrafo si riportano alcune informazioni utili a mettere in evidenza lecaratteristiche di

deformabilità dell’opera

ed a giustificare lecontromonte

specificate per lacarpenteria metallica.

I valori delle frecce sono riassunti nella seguente tabella.

I valori di Fase 3 sono riferiti alla combinazione di carico che massimizza il momento inmezzeria nella combinazione SLE Frequente (SLE fase 3 Mmax campata).

Nella seguenti figure sono rappresentate le deformate delle travi nelle tre Fasi nellacombinazione SLE Frequente.

I 11,4

II 2,8

III 5,1

FASE

FRECCE DI MEZZERIA

DA MODELLO FE

[mm]

CAMPATA

(a)

(b)


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Figura 39 – Deformate SLE: (a) Fase 1; (b) Fase 2; (c) Fase 3.

Con riferimento alle frecce dovute ai carichi da traffico in fase 3 si sono estrapolati i valorirelativi ad ogni singola trave perimetrale:

La contromonta viene fissata in maniera tale da compensare la totalità dei carichi permanentied il 25% dei carichi variabili. Di conseguenza si ha:

f perm = 114 + 28 = 142 mm

f var = 51 mm

Contromonta = 142 + 0.25 x 51 = 155 mm Si assume 160 mm

T1 5,1 1/637

T2 4,8 1/677

T3 4,6 1/707

T4 4,3 1/756

Tmedia 4,7 1/692

TRAVE

FRECCE DI MEZZERIA

fase3 [mm]CAMPATA f q/L

(c)


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7.2

Travi oblique a sostegno dello sbalzo

A sostegno degli sbalzi che si vengono a creare in corrispondenza degli allarghidell’impalcato si dispongono delle travi diagonali in acciaio S355 non collaboranti.L’elemento più sollecitato viene individuato nella trave diagonale di luce maggiore, per laquale si riporta la verifica a flessione in mezzeria, in quanto più gravosa.

SEZIONE

Campata (Mmax)

M1 KNm 503

N1 KN 0

V1 KN 0

M2,g KNm 163

N2,g KN 0

V2,g KN 0

M2,q KNm 764

N2,q KN 0

V2,q KN 0

FASE SOLLECITAZIONI

I

II

III

d.2) Verif ica di resistenza (Criterio d i Von Mi ses)


ss,inf sid,s,inf,anima sid,s,sup,anima ss,sup

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

sid 150,93 136,84 -136,84 -150,93

f yk 345 345 345 345

f sd & f ad 328,57 328,57 -328,57 -328,57

Tasso di lavoro 46% 42% 42% 46%

Anima

Acciaio


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7.3

Traversi in campata

Al fine di garantire un idonea ripartizione delle sollecitazioni fra le quattro travi principalicomposte, si realizzano dei traversi HEB 450 S355 disposti lungo l’asse longitudinale del pontead un interasse di 2.5 m.

SEZIONE

Mmax

M1 KNm 82

N1 KN 0

V1 KN 0

M2,g KNm 22

N2,g KN 0

V2,g KN 0

M2,q KNm 85

N2,q KN 0

V2,q KN 0

I

II

III

FASE SOLLECITAZIONI

d.2) Verifica di resistenza (Criterio d i Von M ises)



N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

sid 54,83 48,50 -48,50 -54,83

f yk 345 345 345 345

f sd & f ad 328,57 328,57 -328,57 -328,57


Anima

Acciaio


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7.4

Traversi su appoggi

I traversi in appoggio svolgono la funzione di contrasto nel caso in cui occorra sollevarel’impalcato per svolgere la manutenzione agli apparecchi di appoggio. Si realizzano con traviin acciaio S355 la cui sezione è riportata di seguito.

Si sono confrontate le sollecitazioni in esercizio con quelle dovute al sollevamentodell’impalcato per sostituire gli elementi di appoggio, valutando quest’ultime comedimensionanti. Si riporta lo schema di calcolo per la spalla A:

Figura 40 – Spalla A.

Figura 41 – Modello di calcolo.

Figura 42 – SLU: diagramma del momento flettente.


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Figura 43 – SLU: diagramma del taglio.

Si riportano le sollecitazioni massime che si registrano in fase di sollevamento e le relativeverifiche:

M = 1020 kNm V = 590 kN

d.2) Verifi ca di resistenza (Criterio di Von M ises)



N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

sid 107,66 135,46 -135,46 -107,66

f yk 345 345 345 345

f sd & f ad 328,57 328,57 -328,57 -328,57


Acciaio

Anima


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8. APPARECCHI DI APPOGGIO

Nella immagine seguente si riporta la pianta degli appoggi dalla quale è possibile individuare le diversetipologie di dispositivi adottate.

Figura 44 – Pianta appoggi

Si riportano gli scarichi in corrispondenza degli appoggi precisando che trattasi divalori nominali

.

Scarichi SA

TIPO Vg [kN] Vq,max [kN] HL,fren [kN] HT,vento [kN] HL,sism [kN] HT,sism [kN]

UL 568 797 0 94 0 275

M p 491 797 0 0 0 0

M d 194 197 0 0 0 0

Scarichi SB

TIPO Vg [kN] Vq,max [kN] HL,fren [kN] HT,vento [kN] HL,sism [kN] HT,sism [kN]

F 576 797 113 94 275 275

UT 449 797 113 0 275 0

M 149 197 0 0 0 0


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9. VERIFICHE DELLA SOLETTA IN C.A.

La soluzione adottata prevede che la soletta dell’impalcato venga realizzata con dalletralicciate direttamente appoggiate sulle travi e completate con getto in opera.

In questa sede, la verifica delle lastre tralicciate durante la fase di getto (fase 1) non viene

riportata. Si riporta pertanto la verifica della soletta per i soli carichi di fase 2 e fase 3 definiti aiprecedenti paragrafi per l’analisi del ponte.

9.1 Modello FE

L’analisi è stata condotta attraverso un modello agli elementi finiti simulando la soletta conuna striscia di trave di un metro di larghezza, continua su quattro appoggi definiti incorrispondenza delle travi principali d’impalcato.

Figura 9-1 – Schema statico trave-Soletta e nomenclatura sezioni di verifica.

9.2 Configurazioni trasversali dei carichi

Al fine di massimizzare le sollecitazioni nelle sezioni di verifica si sono utilizzate 3 diverseconfigurazioni di carico trasversale, nelle quali si sono posizionati i carichi da ponte dellanormativa.

I carichi Tandem sono stati applicati agli elementi di soletta, considerando una diffusione a45° fino all’asse geometrico della soletta stessa (sp. pavimentazione + sp./2 soletta). Pertanto l’impronta di carico relativa al pneumatico dello schema tandem risulta con unimpronta di lato 95 cm, si considera pertanto un carico distribuito per ruota pari a:

qcorsia1=150/0,95=158 kN/m

Si è considerata inoltre la condizione di urto sulla barriera, secondo quanto prescritto dalleNTC2008 applicando una forza di 100 kN ad un metro dal piano viario, pensata distribuita suuna lunghezza di 0.5 m. Il momento generato, da riferirsi all’asse della soletta vale circa 135kNm.

Considerando una diffusione a 45° della coppia concentrata applicata all’estremità dellosbalzo fino ad asse appoggio, le forze equivalenti a metro risultano:

Trazione N=100/3.4=29.5 kN/mMomento M=135/3.4 = 40 kNm/m

Contemporaneamente a tale carico si considera agente sullo sbalzo il carico verticale dovuto

allo schema di carico 2. Considerando per quest’ultimo la diffusione in senso verticale dellaforza, il carico a metro applicato su un’impronta di lato 115 cm vale 200/1.15=174 kN/m.

A

B

C


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Nel seguito sono rappresentate le configurazioni di carico trasversale adottate.

Figura 9-2 – Configurazione di carico di Urto necessaria per massimizzare il Momento Negativo nella sezione A.

Figura 9-3 – Configurazione di carico Gruppo 1 necessaria per massimizzare il Momento Negativo nella sezione A.

Figura 9-4 – Configurazione di carico Gruppo 1 necessaria per massimizzare il Momento Positivo nella sezione B.

Figura 9-5 - Configurazione di carico Gruppo 1 necessaria per massimizzare il Momento Negativo nella sezione C.


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Si riporta sotto la tabella di combinazione dei carichi.

9.3

Risultati dell’analisi

Nel seguito s’illustrano alcuni diagrammi delle sollecitazioni relativi agli schemi di carico sopradescritti per le verifiche.

Figura 9-6 – Fase 2-SLE Quasi-permanente: Diagramma Momento

Figura 9-7 – Fase 3-SLU: Diagramma Momento Combinazione M A ,max

SLE

Qp

Max A-

SLE Fr

Max A-

SLE Ra

Max A-

SLU

Max B-

SLE Fr

Max B-

SLE Ra

Max B-

SLU

Max C-

SLE Fr

Max C-

SLE Ra

Max C-

SLU

Max A-

Eccezio

1: G2-Cordolo [2D] 1 1 1 1,5 1 1 1,5 1 1 1,5 1

2: G2-Veletta [2D] 1 1 1 1,5 1 1 1,5 1 1 1,5 1

3: G2-Barriera [2D] 1 1 1 1,5 1 1 1,5 1 1 1,5 14: G2-Pavimentazione [2D] 1 1 1 1,5 1 1 1,5 1 1 1,5 1

5: Q-Tandem Max A [2D] 0 0,75 1 1,35 0 0 0 0 0 0 0

6: Q-Tandem Max B [2D] 0 0 0 0 0,75 1 1,35 0 0 0 0

7: Q-Tandem Max C [2D] 0 0 0 0 0 0 0 0,75 1 1,35 0

8: Q-Distribuito Max A [2D] 0 0,4 1 1,35 0 0 0 0 0 0 0

9: Q-Distribuito Max B [2D] 0 0 0 0 0,4 1 1,35 0 0 0 0

10: Q-Distribuito Max C [2D] 0 0 0 0 0 0 0 0,4 1 1,35 0

11: E-Urto [2D] 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1


54/84



52 di 82

Figura 9-8 – Fase 3-Urto: Diagramma Momento M A ,max

Figura 9-9 – Fase 3: Diagramma Momento Combinazione MB,max

Figura 9-10 – Fase 3: Diagramma Momento Combinazione MC,max


55/84



53 di 82

9.4

Verifiche strutturali

Nelle seguenti tabelle si riportano le verifiche eseguite per le tre sezioni caratteristiche.

Combinazione NSd [kN] MSd [kNm] VSd [kN] Verifica Tensionale s limite

SLE Quasi Permanente 0 10 - Calcestruzzo SLE Quasi Permanente sc [Mpa] = 1,58 < 16,8075

SLE Frequente 0 65 - Calcestruzzo SLE Rara sc [Mpa] = 13,55 < 22,41

SLE Rara 0 86 - Acciaio SLE Rara ss [Mpa] = 277,58 < 360

SLU 0 117 132

SLV 0 0 0 Verifica di fessurazione w limite

Combinazione SLE Quasi permanente wd [mm] = 0,000 < 0,2

Combinazione SLE Frequente wd [mm] = 0,143 < 0,2

Geometria della sezione

Base (ortogonale al Taglio) B [cm] 100

Altezza (parallela al Taglio) H [cm] 24 Sollecitazioni di progetto Num riga m 2

Altezza utile della sezione d [cm] 18,2 Taglio sollecitante = max Taglio(SLU,SLV) VSd [kN] 132,0

Area di calcestruzzo Ac [cm2] 2400 Sforzo Normale concomitante al massimo taglio NSd [kN] 0,0

Armatura longitudinale tesa ρ[%] 0,838 Verifica di resistenza in assenza di armatura specifica

1° STRATO 2° STRATO 3° STRATO Resistenza di progetto senza armatura specifica VRd1 [KN] 150,94

Numero Barre n 10 0 0 Coefficiente di sicurezza VRd1/VSd 1,14

Diametro [mm] 16 0 0

Posizione dal lembo esterno c [cm] 5,8 0 0 Verifica di resistenza dell'armatura specifica

Area strato As [cm2] 20,11 0,00 0,00 CoTan( q ) di progetto cotan(q) 2,5

Distanza dal lembo compresso d [cm] 18,20 0,00 0,00 Resistenza a taglio delle bielle compresse in cls Rd2

598

Resistenza a taglio dell'armaturaRd3

159

Armatura longitudinale compressa ρ'[%] 0,419 Resistenza a taglio di progetto VRd [KN] 159

1° STRATO 2° STRATO 3° STRATO Coefficiente di sicurezza VRd/VSd -

Numero Barre n 5 0 0


Posizione dal lembo esterno c' [cm] 4,80 0,00 0,00

Area strato As' [cm2] 10,05 0,00 0,00 Sollecitazioni di progetto Num riga m #N/D

Momento sollecitante = max Momento(SLU,SLV) MSd [kNm] 117,0

Armatura trasversale Sforzo Normale concomitante al massimo momento NSd [kN] 0,0

1° STRATO 2° STRATO 3° STRATO

Diametro [mm] 16 0 0 Verifica di resistenza

Numero bracci nbi 5 0 0 Momento resistente MRd [kNm] 128,3

Passo sw [cm] 100 0 0 Coefficiente di sicurezza MRd/MSd 1,10

Inclinazione [deg] 45 90 90

Area armatura a metro A sw /s w [cm2/m] 10,05 0,00 0,00

Calcestruzzo

Resistenza cubica a compressione RCK 45

Resistenza cilindrica caratteristica a compressione f ck [Mpa] 37,35

Resistenza cilindrica media a compressione f cm [Mpa] 45,35

Resistenza media a trazione per flessione f cfm [Mpa] 4,02

Resistenza caratteristica a trazione per flessione f cfk [ Mpa] 2,82

Resistenza di progetto a compressione f cd [Mpa] 21,17

Resistenza di progetto delle bielle compresse f cd' [Mpa] 10,58

Acciaio

Resistenza di progetto a snervamento f yd [Mpa] 391,30

CARATTERISTICHE REOLOGICHE DEI MATERIALI

SEZIONE A

CARATTERISTICHE GEOMETRICHE DELLA SEZIONE IN C.A.

INPUT

VERIFICA DI RESISTENZA A TAGLIO

VERIFICHE IN ESERCIZIO

VERIFICA DI RESISTENZA A PRESSO-FLESSIONE

OUTPUT

SOLLECITAZIONI DI VERIFICA

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

-2000 0 2000 4000 6000 8000

M [ k N m ]

N [kN]

Dominio di resistenza M-N


56/84



54 di 82




SLE Rara 0 86 - Acciai o SLE Rara ss [Mpa] = 277,58 < 360

SLU Eccezionale 40 129 101







Altezza utile della sezione d [cm] 18,2 Taglio sollecitante = max Taglio(SLU,SLV) VSd

[ kN] 101,0


Armatura longitudinale tesa ρ[%] 0,838 Verifica di resistenza i n assenza di arm at ura speci fi ca






Distanza dal lembo compresso d [cm] 18,20 0,00 0,00 Resistenza a taglio delle bielle compresse in clsRd2

897


183







Momento sollecitante = max Momento(SLU,SLV) MSd [ kNm] 129,0


1° STRATO 2° STRATO 3° STRATODiametro [mm] 16 0 0 Verifica di resistenza

Numero bracci nbi 5 0 0 Momento resistente MRd [kNm] 150,5




Calcestruzzo



Resistenza cilindrica media a compressione f cm [ Mpa] 45,35

Resistenza media a trazione per flessione f cfm [ Mpa] 4,02

Resistenza caratteristica a trazione per flessione f cfk [Mpa] 2,82


Resistenza di progetto delle bielle compresse f cd' [ Mpa] 15,87

Acciaio



SEZIONE A-URTO


INPUT




OUTPUT


-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

-2000 0 2000 4000 6000 8000 10000

M [ k N m ]

N [kN]



57/84



55 di 82





SLU 0 36 0






Altezza (parallela al Taglio) H [cm] 21 Sollecitazioni di progetto Num riga ma 2



Armatura longitudinale tesa ρ[%] 0,479 V erific a di resiste nza i n assen za di armatura spec ific a


Numero Barre n 5 0 0 Coefficiente di sicurezza VRd1/VSd -





532


45






Area strato As' [cm2] 10,05 0,00 0,00 Sollecitazioni di progetto Num riga ma #N/D





Numero bracci nbi 2,5 0 0 Momento resistente MRd [kNm] 69,6




Calcestruzzo








Acciaio



SEZIONE B


INPUT




OUTPUT


-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

-2000 -1000 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

M [ k N m ]

N [kN]



58/84



56 di 82





SLU 0 52 117






Altezza (parallela al Taglio) H [cm] 24 Sollecitazioni di progetto Num riga ma 2

Altezza utile della sezione d [cm] 18,2 Taglio sollecitante = max Taglio(SLU,SLV) VSd [ kN] 117,0


Armatura longitudinale tesa ρ[%] 0,419 V erific a di resiste nza i n assen za di armatura spec ific a







598


50






Area strato As' [cm2] 10,05 0,00 0,00 Sollecitazioni di progetto Num riga ma #N/D









Calcestruzzo








Acciaio



SEZIONE C


INPUT




OUTPUT


-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

-2000 0 2000 4000 6000 8000

M [ k N m ]

N [kN]



59/84


60/84



58 di 82

10.3

Calcolo delle azioni globali in fondazione

Forze [kN/m] Bracci [m] Momenti [kNm/m]

Peso paraghiaia NG1 = 25x0.3x1.85 = 13.9 -0.85 -11.9

Peso fusto NG1 = 25x1.55 = 38.8 -0.42 -16.3

Peso fondazione NG1 = 25x2.6x0.8 = 52.0 0 0

Peso terreno imbarcato NG1 = 19x0.3x3.4 = 19.4 -1.15 -22.3

Peso impalcato NG1 = 1607/13.95 = 115.2 -0.1 -11.5

Permanenti portatiimpalcato

NG2 = 656/13.95 = 47.0 -0.1 -4.7

Accidentali impalcato NQ=(600+400+3x(9+2.5) x32.5/2)/13.95

=1561/13.95 = 112-0.1 -11.2

Spinta statica terreno VG1 = 19x0.5x4.22/2 = 83.8 4.2/3=1.4 117.4

Frenatura su impalcato VQ = (2x600 +0.1x9x3x33.5)/13.95 = 32.4 2.9 94.0

Spinta accidentale atergo

VQ = 20x0.5x4.2 = 42.0 4.2/2=2.1 88.2

Spinta sismica di Wood VE = 0.252x19 x4.22 = 84.5 4.2/2=2.1 177.5

Inerzia sismicaparaghiaia

VE = 0.252x13.9 = 3.5 3.3 11.6

Inerzia sismica fusto VE = 0.252x38.8 = 9.8 1.6 15.7

Inerzia sismicafondazione

VE = 0.252x52 = 13.1 0.4 5.3

Inerzia sismica terrenoimbarcato

VE = 0.252x19.4 = 4.9 2.5 12.3

Inerzia sismicaimpalcato

VE = 0.252x 4348/13.95= 78.6 2.9 228.0

Condizione sismica:

NEd = 124.1+162.2=286 kN/m V Ed = 83.8 + 194.4 = 279 kN/mMEd = -50.5-11.5-4.7+117.4+450.4 = 502 kNm/m

Condizione SLU statica:

NEd = 124.1 x 1.35 + 115.2 x 1.35 + 47 x 1.5 + 112x 1.35 = 545 kN/m V Ed = ( 83.8 +32.4+ 42) x 1.35 =213.6 kN/mMEd = (-50.5 -11.5 -11.2 +117.4+ 88.2+94) x1.35 – 4.7 x1.5 = 298.6 kNm/m


61/84



59 di 82

10.4

Verifiche strutturali

Data la semplicità delle opere in oggetto (trattasi per lo più di mensole) Il calcolo dellesollecitazioni viene condotto tramite le formulazioni analitiche della scienza della costruzioni.

Le azioni sono le medesime dell’analisi per il calcolo delle azioni in fondazione riportata alparagrafo precedente.

10.4.1

Paraghiaia

Per la verifica del paraghiaia in condizioni statiche, in accordo con quanto prescritto dallacircolare al punto C5.1.3.3.7.2 si considera agente in testa al paraghiaia una forza di frenaturapari a 180 kN concomitante al carico verticale di 300 kN del carico tandem. Tali forze sidiffondono all’interno del muro con un angolo di 45°, spalmandosi su una larghezza di2+0.4+1.85x2 =6.1 m.

Nella seguente tabella è riportato il calcolo delle sollecitazioni a metro riferite alla sezione dibase del paraghiaia.


Peso paraghiaia NG1 = 25x0.3x1.85 = 13.9 0 0

Spinta statica terreno VG1 = 19x0.5x1.852/2 = 16.3 1.85/3= 0.62 10.1

Frenatura in testa VQ = 180/6.1 = 29.5 1.85 54.6

Carico tandem in testaconcomitante afrenatura

NQ = 300/6.1 = 49.2 0 0

Spinta accidentale a

tergoVQ = 20x0.5x1.85 = 18.5 1.85/2=0.93 17.2

Spinta sismica di Wood VE = 0.252x19 x4.2x1.85 = 37.2 1.85/2=0.93 34.5

Inerzia sismicaparaghiaia

VE = 0.252x13.9 = 3.5 1.85/2=0.93 3.3

La seguente tabella sintetizza le sollecitazioni di verifica per le combinazioni di carico diprogetto.

NSd [kN/m] MSd [kNm/m] VSd [kN/m]

SLE Quasi Permanente 13.9 10.1 -

SLE Frequente 13.9+0.75x49.2= 50.810.1+0.75x(54.6+17.2)

=64.0-

SLE Rara 13.9+49.2= 63.1 10.1+54.6+17.2 =81.9 -

SLU 13.9+49.2= 63.11.35x10.1+1.35x(54.6+17.

2) = 110.61.35x16.3+1.35x(29.5+18.

5) = 86.8

SLV 13.9 10.1+34.5+3.3 = 47.9 16.3+37.2+3.5 = 57

La seguente tabella sintetizza gli esiti delle verifiche strutturali.


62/84



60 di 82


SLE Quasi Permanente -13,9 10,1 - Calcestruzzo SLE Quasi Permanente sc [Mpa] = 1,11 < 14,94

SLE Frequente -50,8 64 - Calcestruzzo SLE Rara sc [Mpa] = 8,99 < 19,92

SLE Rara -63,1 81,9 - Acciaio SLE Rara ss [Mpa] = 232,16 < 360

SLU -63,1 110,6 86,8

SLV -13,9 47,9 57 Verifica di fessurazione w limite







Area di calcestruzzo Ac [cm2] 3000 Sforzo Normale concomitante al massimo taglio NSd [kN] -63,1








697


65








Armatura trasversale Sforzo Normale concomitante al massimo momento NSd [kN] -63,1







Calcestruzzo

Resistenza cubica a co mpressione RCK 40





Resistenza di progetto a c ompressione f cd [Mpa] 18,81


Acciaio



PARAGHIAIA


INPUT




OUTPUT


-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

-2000 0 2000 4000 6000 8000

M [ k N m ]

N [kN]



63/84



61 di 82

10.4.2

Fusto

Le forze orizzontali longitudinali trasmesse dall’impalcato al fusto si diffondono all’interno delmuro con un angolo di 45° a partire dai dispositivi d’appoggio fissi, spalmandosi pertanto suuna larghezza di 5.8+1.55x2 =8.9 m.

Nella seguente tabella è riportato il calcolo delle sollecitazioni a metro riferite alla sezione di

base del fusto.


Peso paraghiaia NG1 = 25x0.3x1.85 = 13.9 -0.43 -6.0

Peso fusto NG1 = 25x1.55 = 38.8 0 0

Peso impalcato NG1 = 1607/13.95 = 115.2 0.32 37.9

Permanenti portati

impalcato

NG2 = 656/13.95 = 47.0 0.32 15.1

Spinta statica terreno VG1 = 19x0.5x3.42/2 = 55.0 3.4/3= 1.13 62.2

Accidentali impalcato NQ = 112 0.32 35.9

FrenaturaVQ = (2x600 +0.1x9x3x33.5)/8.9 =50.7

2.05 104.0

Spinta accidentale atergo

VQ = 20x0.5x3.4= 34.0 3.4/2=1.7 57.8

Spinta sismica di Wood VE = 0.252x19 x4.2x3.4 = 68.4 3.4/2=1.7 116.3

Inerzia sismica

paraghiaia VE = 0.252x13.9 = 3.5 1.85/2+1.55=2.48 8.7

Inerzia sismica fusto VE = 0.252x38.8 = 9.8 1.55/2=0.78 7.7

Inerzia sismicaimpalcato

VE = 0.252x 4348/8.9 = 123.2 2.05 252.6

La seguente tabella sintetizza le sollecitazioni di verifica per le combinazioni di carico diprogetto.

NSd [kN/m] MSd [kNm/m] VSd [kN/m]

SLE Quasi Permanente 167.9+47 = 214.9 94.1+15.1 = 109.2 -

SLE Frequente 214.9+0.75x112 = 298.9109.2+

0.75x(35.9+104+57.8) =257.5

-

SLE Rara 214.9+112 = 327109.2+ (35.9+104+57.8) =

306.9-

SLU 32747+35.9+1.35x

(62.2+104+57.8) = 349.81.35 x (55+50.7+34) =

188.6

SLV 214.9 109.2+ 385.3= 494.5 55+ 204.9 = 259.9


64/84



62 di 82


SLE Quasi Permanente -214,9 109,2 - Calcestruzzo SLE Quasi Permanente sc [Mpa] = 0,81 < 14,94

SLE Frequente -298,9 257,5 - Calcestruzzo SLE Rara sc [Mpa] = 2,44 < 19,92

SLE Rara -327 306,9 - Acciaio SLE Rara ss [Mpa] = 72,10 < 360

SLU -327 349,8 188,6

SLV -214,9 494,5 259,9 Verifica di fessurazione w limite






Altezza utile della sezione d [cm] 107,8 Taglio sollecitante = max Taglio(SLU,SLV) VSd [ kN] 259,9

Area di calcestruzzo Ac [cm2] 11500 Sforzo Normale concomitante al massimo taglio NSd [ kN] -214,9



Numero Barre n 5 0 0 Coefficiente di sicurezza VRd1

/VSd

1,55





3178


671








Armatura trasversale Sforzo Normale concomitante al massimo momento NSd [ kN] -214,9



Numero bracci nbi 2,5 0 0 Momento resistente MRd [ kNm] 1043,9



Area armatura a metro A sw /s w [cm

2

/m] 7,07 0,00 0,00

Calcestruzzo

Resistenza cubica a co mpressione RCK 40





Resistenza di progetto a c ompressione f cd [Mpa] 18,81


Acciaio



FUSTO

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1.01.10_Relazione Di Calcolo Delle Strutture