D.01-CALCOLI ESECUTIVI STRUTTURE - comune.rimini.it · valutazione degli elementi non strutturali e degli impianti, requisiti delle fondazioni e collegamenti tra fondazioni, vincolamenti

COMUNE DI RIMINI DIREZIONE LAVORI PUBBLICI E QUALITA’ URBANA

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PROGETTO ESECUTIVO Relativo a:

Intervento finalizzato al Miglioramento Sismico dell’Edificio Scolastico denominato Scuola Elementa re

“Decio Raggi”

D.01) CALCOLI

ESECUTIVI DELLE

STRUTTURE

Data:

Dicembre 2014

Il Progettista strutturale

Ing. Daniela Gentilini

Il Responsabile del Procedimento

Arch. Federico Pozzi

Il Responsabile della Sicurezza

Geom. Giuseppe Savoretti

Intervento finalizzato al Miglioramento Sismico della Scuola Elementare “Decio Raggi”, via G. Matteotti n.28 - Rimini

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Daniela Gentilini, ingegnere via Cignani ,7/A Rimini - Tel/fax 0541.783151

1

INDICE

1 ILLUSTRAZIONE SINTETICA DEGLI ELEMENTI ESSENZIALI DEL PROGETTO

STRUTTURALE ..................................................................................................................................... 2

2 PREMESSA ED ELENCO DEI DOCUMENTI PRODOTTI ....................................................... 75

3 INQUADRAMENTO GENERALE .............................................................................................. 77

4 NORME DI RIFERIMENTO ......................................................................................................... 82

5 RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE ............................................................................... 83

5.1 Esame della documentazione disponibile ed analisi storico-critica ....................................... 83

5.2 Dati dimensionali e schemi plano-altimetrici ........................................................................ 85

5.3 Dissesti e degradi ................................................................................................................... 96

5.4 Rilievo materico e dei particolari costruttivi ......................................................................... 97

5.5 Sintesi delle vulnerabilità riscontrate e possibili interventi ................................................... 98

6 TERRENO DI FONDAZIONE ...................................................................................................... 99

6.1 Caratteristiche geomorfologiche ............................................................................................ 99

6.2 Parametri geotecnici ............................................................................................................. 100

6.3 Caratterizzazione sismica ..................................................................................................... 101

7 AZIONE SISMICA DI RIFERIMENTO ..................................................................................... 102

8 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI E INDAGINI SPECIALISTICHE ............................ 106

9 VERIFICHE NUMERICHE ........................................................................................................ 106

9.1 Analisi dei carichi e parametri per azioni sismiche ............................................................. 109

9.2 Verifiche nei confronti dei carichi statici ............................................................................ 116

9.2.1 Strutture verticali .......................................................................................................... 116

9.2.2 Strutture orizzontali ...................................................................................................... 131

9.3 Verifiche nei confronti delle azioni sismiche ...................................................................... 159

9.3.1 Analisi dei meccanismi locali ...................................................................................... 159

9.3.2 Analisi dei meccanismi globali .................................................................................... 176

9.4 Verifiche geotecniche .......................................................................................................... 199

10 CONCLUSIONI ....................................................................................................................... 202

10.1 Sintesi del percorso conoscitivo ........................................................................................... 202

10.1.1 Elementi salienti del percorso conoscitivo................................................................... 202

10.1.2 Descrizione della struttura ........................................................................................... 202

10.2 Vulnerabilità riscontrate e possibili rimedi .......................................................................... 205

10.2.1 Sintesi e commento dei risultati delle verifiche condotte ............................................ 205

10.2.2 Eventuali limitazioni all’uso ........................................................................................ 205


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10.2.3 Vulnerabilità non quantificabili ................................................................................... 206

10.2.4 Livelli di sicurezza nei confronti dell’azione sismica .................................................. 206

1 ILLUSTRAZIONE SINTETICA DEGLI ELEMENTI ESSENZIALI D EL PROGETTO STRUTTURALE

La presente “Relazione di Calcolo Strutturale” è redatta secondo quanto previsto dall’art.93 commi n.3, 4 e 5 del D.P.R. n.380/2001 e dal capitolo 10 delle Norme Tecniche per le Costruzioni approvate con D.M. 14 gennaio 2008 (NTC’08) ed è stata allegata all’istanza di Autorizzazione Sismica per l’esecuzione di opere strutturali concorrenti al miglioramento nel comportamento sismico della struttura esistente di cui trattasi.

Tale documento prevede in apertura, come richiesto dalla D.G.R.E-R n.1373 del 26/09/2011, il capitolo ”Illustrazione sintetica degli elementi essenziali del progetto strutturale” con i contenuti descritti al punto B.2.2. della suddetta Delibera.

a – “Descrizione del contesto edilizio e delle caratteristiche geologiche, morfologiche e

idrogeologiche del sito oggetto di intervento e con l’indicazione, per entrambe le tematiche, di eventuali problematiche riscontrate e delle soluzioni ipotizzate, tento conto anche delle indicazioni degli strumenti di pianificazione territoriale e urbanistica”

L'area oggetto di intervento è situata nel centro abitato del Comune di Rimini - via G. Matteotti n.28 - nella zona interna alla cinta muraria compresa tra i corsi del Fiume Marecchia ed il suo deviatore artificiale; l'area è intensamente urbanizzata, pianeggiante ed ha una quota assoluta sul livello del mare di circa 4 metri.

L’edificio esistente è isolato all’interno del lotto. Quest’ultimo ha forma all’incirca rettangolare, delimitato su tre lati da vie pubbliche e sul quarto (retro) confinante con terreno di altra proprietà.

Nella pianificazione urbanistica ci si riferisce alla zona c.d. “centro storico”. Dal punto di vista geologico, le specifiche indagini condotte hanno posto in luce un sottosuolo

formato da sedimenti alluvionali prevalentemente fini in profondità e ghiaiosi in superficie, probabilmente di paleoalveo e di zona di foce negli strati più superficiali. Non si esclude che gli orizzonti grossolani e detritici superficiali possano essere stati rimaneggiati o avere, in parte, origine antropica. (vds. B.01- RELAZIONE SPECIALISTICA GEOLOGICA)

b – “Descrizione generale della struttura, sia in elevazione che in fondazione, e della tipologia

di intervento, con indicazione delle destinazioni d’uso previste per la costruzione, dettagliate per ogni livello entro e fuori terra, e dei vincoli imposti dal progetto architettonico”

Per la descrizione generale della struttura vedasi il successivo § 3. “INQUADRAMENTO GENERALE”.

L’uso a cui è destinato l’immobile è unico per tutti i suoi ambienti in quanto sede esclusiva della scuola elementare comunale “Decio Raggi”.

Gli interventi strutturali, come richiesto dalla Committenza pubblica proprietaria dell’immobile, hanno l’obiettivo del miglioramento al comportamento sismico della struttura dell’edificio; in pratica essi consistono in :

- formazione di giunti strutturali - adeguamento di giunti strutturali già in essere - riallineamento con le finestrature sottostanti di parte delle aperture finestra all’ultimo piano

dell’edificio (nella parte sopraelevata negli anni ’70) con conseguente formazione di maschi murari di facciata anche a questo livello.

Il progetto architettonico non pone alcun vincolo all’esecuzione degli interventi strutturali previsti, posto che per quanto riguarda la “ridefinizione” (riallineamento) delle aperture finestra nella


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parte “sopraelevazione anni ‘70”, occorrerà acquisire preliminarmente il benestare della Sovrintendenza ai Beni Architettonici.

c – “Normativa tecnica e riferimenti tecnici utilizzati, tra cui le eventuali prescrizioni sismiche

contenute negli strumenti di pianificazione territoriale e urbanistica” Vedasi § 4. “NORME DI RIFERIMENTO” d – “ Definizione dei parametri di progetto che concorrono alla definizione dell’azione sismica

di base del sito (vita nominale VN, classe d’uso, periodo di riferimento VR, categoria del sottosuolo, categoria topografica, amplificazione topografica, zona sismica del sito, coordinate geografiche del sito), delle azioni considerate sulla costruzione e degli eventuali scenari di azioni eccezionali” d1 - Azione sismica vita nominale VN=50 anni classe d’uso CU(”III”)=1.5 periodo di riferimento VR=75 anni categoria del sottosuolo – cat. “C” categoria topografica – cat. “T1” amplificazione topografica – ST=1.0 zona sismica del sito – “2” coordinate geografiche del sito – Lat. 44°,066451 N, Long. 12°,564154 E SLV – TR=712 anni ag=0.212 (*g) FO=2.506 TC*=0.304 sec CC=1.555 SS=1.381 S=SSST= 1.381 d2 – Azione del vento Zona ventosa – “2” qb=390 N/m2 classe di rugosità – “B” categoria di esposizione – “III” kr=0.20 z0=0.10 zmin= 5 m. d3 – Azione della neve Zona nevosa – “I - Mediterranea” qsk=1.50 kN/m2 (as<200 m) coefficiente di esposizione – CE=1.0 coefficiente termico – Ct=1.0 coefficiente di forma – µ1(α1)= µ1(α2)= 0.8 → qs=1.20 kN/m2

e – “Descrizione dei materiali e dei prodotti per uso strutturale, dei requisiti di resistenza

meccanica e durabilità considerati” Opere in carpenteria metallica - Acciaio laminato a caldo in piatti e profili a sezione commerciale corrente tipo S275 (UNI EN 10025-2) - Bulloneria ad alta resistenza secondo UNI EN ISO 898-1 2001, vite Ccl.8.8 con dado Cl.8 - Saldature a piena penetrazione con materiali di apporto conformi all’art.11.3.4 del D.M. Infrastrutture del 14/01/2008 (NTC’08) Opere in c.c.a. - Calcestruzzo Cl.25/30 - Acciaio in barre tipo B450C Opere in muratura laterizia Elementi pieni o semipieni (tab. 4.5.Ia NTC’08) conformi alla norma UNI EN771 CAT.I. Malta a prestazione garantita con classe di resistenza a compressione non inferiore a M10 (11.10.2.1 NTC’08). Materiali FRP (Fiber reinforced Polymer) Rete in GFRP (Glass Fiber Reinforced Polymer) a maglia quadrata costituita da fibra di vetro AR (Alcalino Resistente), avente modulo elastico a trazione medio N/mm2 23000, sezione della singola barra mm2 10, resistenza a trazione della singola barra kN 3,5, allungamento a rottura 3%. Resina di tipo termoindurente al vinilestere-epossidico.


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f – “Illustrazione dei criteri di progettazione e di modellazione: classe di duttilità (CD),

regolarità in pianta ed in alzato, tipologia strutturale, fattore di struttura “q” e relativa giustificazione, stati limite indagati, giunti di separazione fra strutture contigue, criteri per la valutazione degli elementi non strutturali e degli impianti, requisiti delle fondazioni e collegamenti tra fondazioni, vincolamenti interni e/o esterni, schemi statici adottati”

La struttura d’elevazione verticale é costituita da muratura laterizia (due tipologie), quella orizzontale da solai laterocementizi (due tipologie) ad eccezione della copertura che é in carpenteria lignea. Le fondazioni sono del tipo superficiale, costituite da un reticolo di travi in calcestruzzo a sezione corrente rettangolare poco o niente armate. Trattasi dunque di struttura portante in muratura laterizia ordinaria.

Il modello con il quale é stata risolta in 3D, sia in fase statica che dinamica (sismica), ha considerato le murature resistenti dell’elevazione nella loro effettiva configurazione - coerente con la definizione geometrica data dall’architettonico - ed in continuità con il reticolo di fondazione; i solai sono stati considerati infinitamente rigidi nel proprio piano e dunque in grado di rendere partecipi alla resistenza, soprattutto in riferimento all’azione sismica, tutte le pareti comunque orientate. Ciascuna parete (allineamento murario) é stata considerata, per la combinazione di carico sismico, come costituita da un “telaio equivalente”, con i piedritti rappresentati dai maschi murari ed i traversi dalle “fasce” (sovrafinestra) e dalle “strisce” (sottofinestra”) e con “nodi” infinitamente rigidi individuati nei pannelli murari ottenuti dall’intersezione piedritto-traverso. Sono stati calcolati i giunti strutturali, tenendo presente che la distanza fra costruzioni contigue deve essere tale da evitare fenomeni di martellamento. Pertanto in base al §7.2.2. delle Norme Tecniche per le costruzioni del DM Infrastrutture del 14/01/2008, la distanza fra costruzioni contigue non può essere inferiore alla somma degli spostamenti determinati per lo SLV, calcolati per ciascun corpo di fabbrica secondo il §7.4.3 (analisi non lineare). Tali spostamenti vengono vengono riassunti nella tabella seguente per ogni corpo di fabbrica: CORPO LATO

EST CORPO

CENTRALE (SCUOLA)

CORPO CENTRALE (PALESTRA)

CORPO LATO OVEST

CORPO AMPLIAMENTO

SPOSTAMENTO MASSIMO [mm]

32,36 29,83 9,28 20,19 10,58

• Calcolo del giunto strutturale tra i corpi laterali ed il corpo centrale della scuola e tra la parte

originaria della scuola e l'ampliamento anni '70 Viene calcolato il giunto strutturale tra il corpo laterale ed il corpo centrale della scuola e tra la parte originaria della scuola e l'ampliamento anni '70, in base al §7.2.2. delle Norme Tecniche per le costruzioni del DM Infrastrutture del 14/01/2008, come somma degli spostamenti massimi determinati per lo SLV:

d1 = 32,36+29,83 = 62,19mm ≅ 6,22cm (corpo lato est-corpo centrale scuola)

d2 = 20,19+29,83 = 50,02mm ≅ 5,00cm (corpo lato ovest-corpo centrale scuola) d3 = 20,19+10,58 = 30.77mm ≅ 3,08cm (corpo lato ovest-corpo ampliamento)

In ogni caso la distanza tra due punti che si fronteggiano non può essere inferiore a:

d4 = 1/100 H*( a

g *S)/0,5 g

dove: H= 1857 cm (altezza della costruzione misurata dal piano di fondazione) S = 1.381 (coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni

topografiche) a

g = 0.212 g (accelerazione orizzontale massima al sito)

g = 9.80665 m/s² (accelerazione di gravità) Ne segue che:


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5

d4 = 1/100 H*( ag *S)/0.5 g = 1857/100*0,212*1.318/0.5 ≅ 10.87cm

Verrà progettato l'adeguamento del giunto esistente ampliandolo a 11cm, come meglio evidenziato negli elaborati grafici allegati.

• Calcolo del giunto strutturale tra il corpo centrale della scuola ed il corridoio della palestra

Viene calcolato il giunto strutturale tra il corpo laterale ed il corpo centrale della scuola, in base al §7.2.2. delle Norme Tecniche per le costruzioni del DM Infrastrutture del 14/01/2008 come somma degli spostamenti massimi determinati per lo SLV:

d5 = 29,83+9,28 = 39,11mm ≅ 3,91cm (corpo centrale scuola- corpo centrale palestra) In ogni caso la distanza tra due punti che si fronteggiano non può essere inferiore a:

d6 = 1/100 H*( ag *S)/0,5 g

dove: H= 933 cm (altezza della costruzione misurata dal piano di fondazione) S = 1.381 (coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni

topografiche) a

g = 0.212 g (accelerazione orizzontale massima al sito)

g = 9.80665 m/s² (accelerazione di gravità) Ne segue che:

d6 = 1/100 H*( ag *S)/0.5g = 933/100*0.212*1.381/0,5 ≅ 5.46cm

Verrà progettato l'adeguamento del giunto esistente ampliandolo a 6cm, come meglio evidenziato negli elaborati grafici allegati. g – “Indicazione delle principali combinazioni delle azioni in relazione agli SLU e SLE

indagati; coefficienti parziali per le azioni, coefficienti di combinazione” (da codice di calcolo automatico)

COMBINAZIONI DI CONDIZIONI DI CARICO

Le CCC (Combinazioni di Condizioni di Carico elementari) consentono la generazione di caratteristiche di sollecitazione e di

deformazione per le combinazioni delle condizioni di carico elementari ai fini delle analisi statiche (la combinazione di carico

sismica viene generata automaticamente dal software, vd. oltre).

Ogni CCC è caratterizzata anzitutto da una descrizione sintetica, e poi dai parametri qui di seguito elencati.

Tipo di Combinazione Statica [§2.5.3] : specifica la tipologia della singola Combinazione, secondo la convenzione qui di

seguito riportata:

1) Generica

2) Fondamentale (SLU) (2.5.1),§2.5.3

3) Caratteristica (rara) (SLE) (2.5.2),§2.5.3

4) Frequente (SLE) (2.5.3),§2.5.3

5) Quasi permanente (SLE) (2.5.4),§2.5.3

In ogni CCC sono prese in considerazione tutte le CCE, e per ognuna delle CCE sono riportati i seguenti parametri:

Coefficiente γγγγ (gamma), (moltiplicatore) ;

Variabile, dominante : se affermativo, indica che, nella CCC, la CCE assume il ruolo dominante svolto, nella combinazione, da

un carico variabile. Il dato è ininfluente per le CCE corrispondenti a carichi permanenti;

ψψψψ (psi) = coefficiente di combinazione dell'azione variabile; il valore coincide con il corrispondente dato definito nelle CCE, e si

riferisce a: ψ0 per i carichi variabili (non dominanti) delle combinazioni di tipo fondamentale o caratteristica (rara) (per il

variabile dominante: ψ=1.0); ψ1 per il variabile dominante della combinazione di tipo frequente; ψ2 per i variabili non dominanti

della combinazione frequente e per tutti i variabili della combinazione quasi permanente.


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Moltiplicatore di calcolo .

L'organizzazione dei dati permette le seguenti valutazioni:

(a) effetti di combinazioni delle CCE con moltiplic atori generici (senza diretti riferimenti a combinazioni di tipo statico o

sismico, o alla tipologia della struttura, che può essere o meno in muratura). In tal caso:

la CCC è una combinazione Generica (tipo 1 nella convenzione di PC.E); i coefficienti γ sono trattati come moltiplicatori

generici (il molt. di calcolo di ogni singola CCE è direttamente uguale al γ (molt.) della CCE);

(b) combinazioni di CCE di tipo fondamentale per l' analisi statica e le corrispondenti verifiche di si curezza di edifici in

muratura a SLU , secondo (2.5.1),§2.5.3. In tal caso:

la CCC è una combinazione di tipo Fondamentale (tipo 2 nella convenzione di PC.E). PC.E esegue le verifiche statiche a SLU

(per la muratura), secondo §4.5.6, in corrispondenza delle sole CCC Fondamentali; il coefficiente γ coincide con il coefficiente

parziale per le azioni γG o γQ (§2.6.1, Tab.2.6.I); il moltiplicatore di calcolo di ogni CCE è pari a γ*ψ0. Si osservi che: per le

CCE di tipo G1, G2 e P, ψ0 è automaticamente posto pari a 1.0; per le CCC dove è dominante un tipo di azione variabile, per

essa viene trascurata la riduzione dovuta a ψ0 (il che equivale a porlo = 1.0).

(c) combinazioni di CCE di tipo raro, frequente o q uasi permanente per l'analisi statica a SLE , secondo §2.5.3. In tal

caso:

la CCC è una combinazione relativa ad uno Stato Limite di Esercizio (la combinazione è identificata da uno dei tipi 3,4 o 5 nella

convenzione di PC.E). Per tali combinazioni viene eseguita l'analisi, e quindi sono forniti spostamenti e sollecitazioni, ma non

vengono eseguite verifiche di sicurezza. Per gli edifici in muratura, secondo §4.5.6.3 non è generalmente necessario eseguire

verifiche nei confronti degli SLE quando siano soddisfatte le verifiche nei confronti degli SLU. I risultati dell'analisi per SLE

possono essere convenientemente utilizzati ad esempio per verifiche a parte di SLE riguardanti elementi in altra tecnologia

(c.a., acciaio) presenti in una struttura in muratura mista.

Le combinazioni per SLE sono caratterizzate dai seguenti parametri:

- non sono considerati coefficienti parziali per le azioni γG o γQ, specifici per combinazioni SLU (in pratica: γG=γQ=1.0);

- i coefficienti ψ di combinazione delle CCE corrispondenti ad azioni variabili dipendono dal tipo di combinazione.

Il moltiplicatore di calcolo di ogni CCE è pari a ψ. Si osservi che: per le CCE di tipo G1, G2 e P, ψ è sempre posto pari a 1.0;

per le CCC rare (analogamente alle fondamentali) dove è dominante un tipo di azione variabile, per tale azione viene trascurata

la riduzione dovuta a ψ0 (il che equivale a porlo = 1.0).

PC.E consente la generazione automatica di combinazioni SLE desiderate a partire da combinazioni fondamentali selezionate.

In ogni caso, l'elenco delle CCC si riferisce alla risoluzione di combinazioni di tipo statico (non sismico) , e vengono

quindi processate solo se è stata selezionata l'Analisi Statica Lineare NON Sismica.

COMBINAZIONI DI CARICO per ANALISI STATICA: SLU per Ver ifiche di sicurezza di Edifici in Muratura

Per quanto sopra descritto, le combinazioni di carico processate da PC.E in Analisi Statica non sismica, finalizzate alle

Verifiche di sicurezza di Edifici in muratura, sono le combinazioni di tipo fondamentale, impiegate per gli stati limite ultimi SLU

(2.5.1) §2.5.3, espresse dalla formulazione:

γγγγG1 * G,1 + γγγγG2 * G,2 + γγγγP * P + γγγγQ1 * Qk,1 + γγγγQ2 * ψψψψ0,2 Qk,2 + γγγγQ3 * ψψψψ0,3 Qk,3 + ...

La definizione delle azioni rispetta quanto formulato in §2.5.1.3 e §2.5.2; in particolare Qk,1 è l'azione variabile dominante,

mentre Qk,2, Qk,3, ..., sono azioni variabili che possono agire contemporaneamente a quella dominante. Le azioni variabili Qk,j

vengono combinate con i coefficienti di combinazione ψ i cui valori sono forniti in §2.5.3, Tab.2.5.I.

Come già osservato, in base a quanto espressamente indicato per gli edifici in muratura in §4.5.6.3: "Non è generalmente

necessario eseguire verifiche nei confronti di stati limite di esercizio (SLE) di strutture in muratura, quando siano soddisfatte le

verifiche nei confronti degli stati limite ultimi (SLU)", le combinazioni fondamentali (2.5.1) sono esaustive nei confronti delle

verifiche in Analisi Statica non sismica.


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COMBINAZIONI DI CARICO per ANALISI SISMICA

Per quanto riguarda le azioni competenti al calcolo sismico, la combinazione sismica (§3.2.4) viene creata automaticamente e

quindi non richiede una sua identificazione specifica nell'elenco delle combinazioni di PC.E. La combinazione sismica

esaminata è quindi la seguente:

G,1 + G,2 + P + E + ΣΣΣΣ(ψψψψ2,j * Qk,j)

Conformemente a §2.5.3, la combinazione sismica viene impiegata per gli Stati Limite Ultimi connessi all'azione sismica E.

Le verifiche di sicurezza sismiche a SLU vengono condotte con riferimento allo stato limite di salvaguardia della vita (SLV). Per

quanto riguarda lo stato limite di collasso (SLC), le Norme precisano:

- in §7.1 che le verifiche nei confronti di tutti gli stati limite ultimi sono soddisfatte quando lo siano le verifiche relative al solo

SLV;

- in §C7.1 che le verifiche a SLC devono essere effettuate di necessità sulle sole costruzioni provviste di isolamento sismico.

Inoltre, per gli edifici esistenti in §C8.7.1.1 si afferma che "il soddisfacimento della verifica a SLV implica anche il

soddisfacimento della verifica a SLC". Per tali motivi in PC.E le verifiche di sicurezza sismiche per stati limite ultimi si

riferiscono al solo SLV.

Verifiche sismiche per Stati Limite di Esercizio riguardano, in generale, la deformazione per SLD (stato limite di danno); nel

caso degli edifici esistenti, tali verifiche non sono obbligatorie qualora si valuti la sicurezza con riferimento ai soli SLU (§8.3).

Per edifici di classe III o IV per i quali si vogliano limitare i danneggiamenti strutturali, si devono svolgere ulteriori verifiche per

stati limite di esercizio: in SLD si eseguono verifiche di resistenza utilizzando la combinazione sismica e calcolando lo spettro di

risposta con la posizione η=2/3 (§7.3.7.1); in SLO (stato limite di operatività) si eseguono verifiche degli spostamenti secondo

§7.3.7.2.

h – “Indicazione motivata del metodo di analisi seguito per l’esecuzione della stessa: analisi

lineare o non lineare (precisazione del fattore Θ=Pd/Vh), analisi statica o dinamica (periodo T1<2.5 TC o TD, regolarità in altezza). Nel dettaglio deve essere specificato se trattasi di :

- analisi lineare statica - analisi lineare dinamica - analisi non lineare statica - analisi non lineare dinamica - altro

riportando la sintesi dei principali risultati. I metodi di analisi utilizzati per lo studio del comportamento sismico sono - l’analisi statica non lineare per la valutazione dei meccanismi d’insieme dell’intera struttura

(capacità globale) - l’analisi statica lineare al limite dell’equilibrio per la valutazione dei meccanismi locali (analisi

cinematica lineare) La prima è espressamente consigliata dalla norma (vds. C8.7.1.4), la seconda è poi dalla stessa

prescritta per gli edifici esistenti in muratura. I risultati delle analisi sono dettagliatamente riportati nei paragrafi a seguire nei peraltro si

indicano le sintesi significative. i – “Criteri di verifica agli stati limite indagati, in presenza di azione sismica: - stati limite ultimi,in termini di resistenza, di duttilità e di capacità di deformazione

- stati limite di esercizio, in termini di resistenza e di contenimento del danno agli elementi non strutturali”

Gli stati limite indagati sono quelli ultimi (SLU) rispetto alle condizioni di salvaguardia della vita (SLV), come previsto al punto 8.3 delle NTC’08.


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Lo SL é valutato in termini di capacità di spostamento ultimo (analisi non lineare statica), con controllo in termini di resistenza del taglio alla base del sistema equivalente ad un grado di libertà (7.8.1.6 NTC’08).

j – “Rappresentazione delle configurazioni deformate e delle caratteristiche di sollecitazione

delle strutture più significative, così come emergenti dai risultati dell’analisi, sintesi delle verifiche di sicurezza, e giudizio motivato di accettabilità dei risultati”

Nel seguito vengono riportate le deformate modali, i valori di tensione normale in fase statica, la sintesi delle verifiche di sicurezza, in riferimento alla configurazione di progetto (5 corpi di fabbrica)

1) EDIFICIO LATO EST - DEFORMATE MODALI (PRIMI TRE MODI)


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2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - DEFORMATE MODALI (PRIMI TRE MODI)


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3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - DEFORMATE MODALI (PRIMI TRE MODI)


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4) CORPO LATO OVEST - DEFORMATE MODALI (PRIMI TRE MODI)


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5) CORPO AMPLIAMENTO - DEFORMATE MODALI (PRIMI TRE MODI)


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1) EDIFICIO LATO EST- DIAGRAMMI TENSIONI


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2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - DIAGRAMMI TENSIONI


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3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - DIAGRAMMI TENSIONI


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4) CORPO LATO OVEST - DIAGRAMMI TENSIONI


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5) CORPO AMPLIAMENTO - DIAGRAMMI TENSIONI


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1) EDIFICIO LATO EST- REPORT STATICA (PROGETTO)


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2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT STATICA (PROGETTO)


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3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - REPORT STATICA (PROGETTO)


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4) CORPO LATO OVEST - REPORT STATICA (PROGETTO)


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5) CORPO AMPLIAMENTO - REPORT STATICA (PROGETTO)


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1) EDIFICIO LATO EST- REPORT SISMICA (PROGETTO)

2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT SISMICA (PROGETTO)


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3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - REPORT SISMICA (PROGETTO)

4) CORPO LATO OVEST - REPORT SISMICA (PROGETTO)


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5) CORPO AMPLIAMENTO - REPORT SISMICA (PROGETTO)

k – “Caratteristiche di affidabilità del codice di calcolo” Il codice di calcolo utilizzato denominato “PC.E”, prodotto dalla sw house AEDES, costituisce

uno dei codici maggiormente utilizzati per la verifica degli edifici in muratura esistenti. Si ritiene che le caratteristiche di affidabilità siano ampiamente garantite, stante le numerose referenze acquisite dal codice, il quale peraltro possiede le certificazioni di prodotto relative alla qualità.

l – “Con riferimento alle strutture geotecniche o di fondazione: fasi di realizzazione dell’opera

(se pertinenti), sintesi delle massime pressioni attese, cedimenti e spostamenti assoluti/differenziali, distorsioni angolari, verifiche di stabilità terreno-fondazione eseguite, ed altri aspetti e risultati significativi della progettazione di opere particolari”

Si riportano i diagrammi delle massime pressioni sul terreno di fondazione in riferimento alle

condizioni di progetto, suddivise per ciascun corpo di fabbrica considerato e a riguardo della fase statica e di quella sismica.


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1) EDIFICIO LATO EST- TENSIONI SUL TERRENO (STATICA)


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2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - TENSIONI SUL TERRENO (STATICA)


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50

3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - TENSIONI SUL TERRENO (STATICA)


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4) CORPO LATO OVEST - TENSIONI SUL TERRENO (STATICA)


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5) CORPO AMPLIAMENTO - TENSIONI SUL TERRENO (STATICA)


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53

1) EDIFICIO LATO EST- TENSIONI SUL TERRENO (SISMICA)


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54

2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - TENSIONI SUL TERRENO (SISMICA)


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55

3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - TENSIONI SUL TERRENO (SISMICA)


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4) CORPO LATO OVEST - TENSIONI SUL TERRENO (SISMICA)


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5) CORPO AMPLIAMENTO - TENSIONI SUL TERRENO (SISMICA)


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Per quanto concerne giudizio motivato di accettabilità dei risultati, nel seguito vengono mostrati i risultati di calcoli semplici, per alcuni modelli di calcolo analizzati, che consentono un confronto con i risultati delle analisi pushover complete. Viene stimato il Taglio resistente, che consente una stima della forza orizzontale massima resistente che l’edificio può sostenere, per ogniuna delle due direzioni di riferimento X ed Y, da confrontare con i risultati derivanti dall’analisi statica non lineare, geneneralmente di interpretazione non immediata. L’ordine di grandezza simile indica che l’analisi pushover è stata eseguita correttamente. EDIFICIO LATO EST - ESISTENTE Nella Tabella seguente si riporta il Taglio globale stimato per il piano primo e per ognuna delle due direzioni ortogonali di riferimento X ed Y, considerando i soli maschi murari orientati nella direzione di stima e con riferimento al Taglio per Scorrimento ed al Taglio per Fessurazione Diagonale: N°piano Taglio Stimato:

Scorr.X [kgf] Taglio Stimato: Scorr.Y[kgf]

Taglio Stimato: Fess.Diag.X[kgf]


1 391439 317406 368645 317107 Per convalidare i risultati dell'analisi pushover in direzione X o Y,il taglio alla base (= taglio resistente al piano 1) in tale direzione viene confrontato, come ordine di grandezza, con il taglio massimo rilevato nella curva generata dall'analisi. I calcoli semplci hanno fornito un taglio alla base stimato in direzione X di 368645 kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi prima figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (A) pari a 340781 kgf, in buon accordo con la stima iniziale. Per la in direzione Y i calcoli hanno invece fornito un taglio alla base stimato di 317107 kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi seconda figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (E) pari a 323125 kgf, sempre in buon accordo con la stima iniziale.


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CORPO LATO OVEST - ESISTENTE Nella Tabella seguente si riporta il Taglio globale stimato per il piano primo e per ognuna delle due direzioni ortogonali di riferimento X ed Y, considerando i soli maschi murari orientati nella direzione di stima e con riferimento al Taglio per Scorrimento ed al Taglio per Fessurazione Diagonale: N°piano Taglio Stimato:




1 442559 242480 424213 235175 Per convalidare i risultati dell'analisi pushover in direzione X o Y,il taglio alla base (= taglio resistente al piano 1) in tale direzione viene confrontato, come ordine di grandezza, con il taglio massimo rilevato nella curva generata dall'analisi. I calcoli semplci hanno fornito un taglio alla base stimato in direzione X di 424213 kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi prima figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (A) pari a 387969 kgf, in buon accordo con la stima iniziale. Per la in direzione Y i calcoli hanno invece fornito un taglio alla base stimato di 235175 kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi seconda figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (A) pari a 204531 kgf, sempre in buon accordo con la stima iniziale.


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CORPO CENTRALE (SCUOLA) - PROGETTO Nella Tabella seguente si riporta il Taglio globale stimato per il piano primo e per ognuna delle due direzioni ortogonali di riferimento X ed Y, considerando i soli maschi murari orientati nella direzione di stima e con riferimento al Taglio per Scorrimento ed al Taglio per Fessurazione Diagonale: N°piano Taglio Stimato:




1 264139 243227 267310 245284 Per convalidare i risultati dell'analisi pushover in direzione X o Y,il taglio alla base (= taglio resistente al piano 1) in tale direzione viene confrontato, come ordine di grandezza, con il taglio massimo rilevato nella curva generata dall'analisi. I calcoli semplci hanno fornito un taglio alla base stimato in direzione X di 264139kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi prima figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (E) pari a 289688 kgf, in buon accordo con la stima iniziale. Per la in direzione Y i calcoli hanno invece fornito un taglio alla base stimato di 243227 kgf (minimo tra Taglio per Scorrimento e Taglio per Fessurazione Diagonale). L’analisi pushover indica (vedi seconda figura seguente) un taglio massimo, rilevato sulla curva, per la distribuzione di forze (A) pari a 237188 kgf, sempre in buon accordo con la stima iniziale.


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m – “Indicazione della categoria di intervento previsto e motivazione della scelta adottata” Come esplicitamente richiesto dalla committenza l’intervento progettuale si configura di

miglioramento (8.4.2 NTC’08). Questi riguarda di fatto il solo comportamento sismico, avendo verificato che per azioni statiche le membrature esistenti sono in grado di soddisfare alle verifiche di resistenza.

n – “Descrizione della struttura esistente nel suo insieme, delle eventuali interazioni con altre

unità strutturali e della modalità con cui di ciò si è tenuto conto, dei principali interventi realizzati nel tempo, nonché sintesi delle vulnerabilità riscontrate, derivanti dal rilievo strutturale”

Per la descrizione generale e di dettaglio della struttura vedasi il successivo § 3. “INQUADRAMENTO GENERALE”; nello stesso sono descritte le varie unità strutturali e le loro possibili attuali interazioni.

Le vulnerabilità strutturali riscontrate in sede di rilevo e confermate o meglio evidenziate dall’analisi a tavolino, risultano essere tutte riferibili al comportamento sismico; in sintesi, si sono individuate le seguenti criticità

- martellamento fra le quattro “unità strutturali” costituenti l’intero organismo strutturale esistente,

- meccanismi di ribaltamento fuori dal piano attivabile per bassi valori dell’azione sismica per le pareti perimetrali della palestra,

- possibile ribaltamento della parete di fondo dell’ascensore per limitato vincolamento della muratura costituente.

Un’ ulteriore vulnerabilità, non propriamente strutturale ma molto importante per la sicurezza degli ambienti, è rappresentata dal controsoffitto in arellato nella palestra; pur avendolo visionato in misura estremamente ridotta - essendo occultato da altro controsoffitto in pannelli di fibra di legno (tipo “Eraclit”) montato al disotto del primo -, vi è motivo di ritenere che il manufatto non sia in buone condizioni e che necessiti quanto meno un attento controllo dei pendini di sospensione.

o – “Definizione delle proprietà meccaniche dei materiali costituenti le strutture interessate

dall’intervento, in relazione ad eventuali indagini specialistiche condotte o ad altro materiale disponibile, e conseguente determinazione dei livelli di conoscenza e dei corrispondenti fattori di confidenza”

Concordemente con la committenza si è ritenuto opportuno limitare la conoscenza al livello minimo - LC1 -, tenuto altresì conto della tipologia di interventi previsti dall’azione di miglioramento; conseguentemente si è adottato per il fattore di confidenza “FC” il valore prescritto 1.35.

Si evidenzia che i saggi ed i sondaggi eseguiti risultano sensibilmente superiori a quelli minimi previsti dalla norma per il livello di conoscenza adottato; l’approfondito rilievo strutturale ha poi consentito di definire un modello di calcolo notevolmente accurato.

Per quanto riguarda le proprietà meccaniche dei materiali, si è assunto quanto segue: MURATURA

Dai sopralluoghi effettuati si è potuto constatare che il sistema resistente verticale è realizzato con mattoni pieni connessi tra loro da malta di calce, per la zona dell' impianto originario anni '30 e da blocchi laterizi con malta cementiza per l'intervento anni '70 (sopraelevazione ed ampliamento). Per quanto riguarda le caratteristiche meccaniche di queste due murature allo stato attuale, considerato che il livello di conoscenza adottato è “LC1" concordemente a quanto riportato nel punto C8A.1.A.4. e nella Tabella C8A.2.1 della Circolare 02 Febbraio 2009 n°617, si ha (per le resistenze si sono presi i minimi degli intervalli e per i moduli elastici i valori medi riportati in detta tabella):


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Tipologia fm

N/cm 2 ττττ0

N/cm 2 E

MPa G

MPa W

kN/m 3

Muratura di mattoni pieni e malta di calce 240 6 1500 500 18 Muratura in blocchi laterizi semipieni

con giunti verticali a secco (perc. foratura <45%)

300 10 3150 945 11

dove fm = resistenza media a compressione; ττττ0 = resistenza mediama taglio; E = modulo di elasticità normale; G = modulo di elasticità tangenziale.

Per determinare i valori di calcolo della " Muratura di mattoni pieni e malta di calce" si è tenuto conto del livello di conoscenza “LC1” e dunque di un fattore di confidenza FC pari ad 1.35, della malta di buone caratteristiche (coefficiente migliorativo 1.5 per resistenze e moduli elastici) e della presenza di buone connessioni trasversali (coefficiente migliorativo 1.3 solo per resistenze), nonchè del coefficiente di sicurezza per le murature γm = 2:

fmd = fm x 1.5 x1.3 / (FC x γm) = 240 x 1.5 x1.3 / (1.35 x2) = 173.33 N/cm2 ττττ 0d = ττττ 0 x 1.5 x1.3 / (FC x γm) = 6 x 1.5 x1.3 / (1.35 x2) = 4.33 N/cm2 Ed = E x 1.5 = 1500 x1.5= 2250 MPa Gd = G x 1.5 = 500 x1.5= 750 MPa Per determinare i valori di calcolo della " Muratura in blocchi laterizi semipieni con giunti

verticali a secco " si è tenuto conto del livello di conoscenza “LC1” e dunque di un fattore di confidenza FC pari ad 1.35, della malta di buone caratteristiche (coefficiente migliorativo 1.5 per resistenze e moduli elastici), nonchè del coefficiente di sicurezza per le murature γm = 2:

fmd = fm x 1.5 / (FC x γm) = 300 x 1.5 / (1.35 x2) = 166.67 N/cm2 t 0d = t 0 x 1.5 / (FC x γm) = 10 x 1.5 / (1.35 x2) = 5.55 N/cm2 Ed = E x 1.5 = 3150 x1.5= 4725 MPa Gd = G x 1.5 = 945 x1.5= 1417.5 MPa Nella Tabella seguente vengono riassunti i valori di calcolo (indicati col pedice d) per le

murature esistenti e per quelle consolidate con intonaco armato con rete in GFRP:

Tipologia fmd

N/cm 2 ττττ0d

N/cm 2 Ed

MPa Gd

MPa W

kN/m 3

Muratura di mattoni pieni e malta di calce 173.33 4.33 2250 750 18 Muratura in blocchi laterizi semipieni


166.67 5.55 4725 1417.5 11

CONGLOMERATO CEMENTIZIO

Si considera un'unica classe di resistenza per tutti gli elementi in calcestruzzo presenti - solette, travi, getti di solaio, cordoli, etc. - e precisamente la C20/25. In riferimento al Livello di Conoscenza "1" (LC1) si adotta conseguentemente il Fattore di Confidenza (FC) pari a 1.35. Per questo materiale si adottano dunque i seguenti valori di resistenza:

Resistenza a compressione cilindrica fck = 20 N/mm2

Fattore di sicurezza cls γc = 1.50

Fattore riduttivo per resistenza di lunga durata αcc = 1.00

Resistenza a compressione di calcolo fcd = acc fck / (γc*FC) = 9.88 N/mm2

Si evidenzia che la C20/25 é esplicitamente dichiarata, per l'intervento degli anni '70 nella documentazione di progetto recuperata.


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ACCIAIO (ARMATURA LENTA PER IL C.C.A.) Occorre differenziare le strutture della parte originaria da quelle dell’intervento operato negli

anni '70. - Parte originaria Si ritiene ragionevole, in riferimento all'epoca della sua realizzazione, considerare per

l'acciaio delle armature del c.c.a.una qualità assimilabile a quella propria del tipo FeB32K c.s.; da rilievo diretto le barre risultano lisce. Considerando un Fattore di Confidenza FC=1.35 si ottiene:

Tensione caratteristica di snervamento fyk = 315 N/mm2

Fattore di sicurezza acciaio γs = 1.15

Tensione caratteristica di progetto fyd = fyk/(γs FC)= 203 N/mm2

- Sopraelevazione e ampliamento anni ‘70

Non é dichiarato in nessuno dei documenti porogettuali originali recuperati; da rilievo si individua chiaramente la caratteristica dell'aderenza migliorata per le barre. Cautelativamente si assume un acciaio tipo FeB38K c.s. Considerando FC=1.35 si ottiene:



Tensione caratteristica di progetto fyd = fyk/( γs FC)= 242 N/mm2

ACCIAIO (FILO DI FERRO DOLCE)

- Filo di ferro dolce con cui

il controsoffitto in Eraclit

è agganciato all'arellato

(controsoffitto palestra) Non é dichiarato in nessuno dei documenti progettuali originali recuperati. Cautelativamente

si assume un acciaio tipo Fe360 (attuale S235) c.s. Considerando FC=1.35 si ottiene:





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LEGNO

L'attuale struttura del coperto in carpenteria lignea costituita da capriate triangolari e travi è stata costruita nel 1950 (si ricorda che per la scuola quesata é stata smontata e riassemblata a seguito della sopraelevazione); gli elementi sono in legno massiccio di abete rosso.

Il materiale risulta alla vista in ottime condizioni, integro e non soggetto ad aggressione di funghi o parassiti; si considera noto e conforme alla classificazione C24 secondo la norma UNI-EN 338 e conseguentemente, in assenza di incertezza, non lo si rende affetto da alcun fattore di confidenza (FC=1). I parametri di resistenza utilizzati sono i seguenti:

Tensione caratteristica di resistenza a flessione fm,k=24 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a trazione perpendicolare ft,90,k=0.5 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a compressione perpendicolare fc,90,k=2.5 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a taglio fv,k= 2.5 N/mm2

Modulo elastico parallelo medio E0,mean=11000N/mm2

Modulo elastico tangenziale medio Gmean= 690 N/mm2

Fattore di sicurezza legno γL = 1.5

Tensione di resistenza a flessione, di progetto fm,d=14.4 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a trazione perpendicolare ft,90,d=0.30 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a compressione perpendicolare fc,90,d=1.50 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a taglio fv,d= 1.50 N/mm2

Nella determinazione dei valori di progetto si è considerato un coefficiente correttivo kmod =

0.90 (carico di breve durata, classe di servizio 1)


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p – “Risultati più significativi emersi dal confronto tra i livelli di sicurezza pre e post intervento,

in condizioni statiche e sismiche” Si riportano le tabelle indicative delle verifiche condotte, differenziando la situazione esistente

da quella in progetto. Dal raffronto tra le situazione pre e post intervento si evince il carattere "migliorativo" del progetto.

1) EDIFICIO LATO EST- REPORT SISMICA ESISTENTE

2) EDIFICIO LATO EST- REPORT SISMICA PROGETTO


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1) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT SISMICA ESISTENTE (si spezza in 2 blocchi)

2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT SISMICA PROGETTO


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1) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - REPORT SISMICA PROGETTO

1) CORPO LATO OVEST - REPORT SISMICA ESISTENTE

2) CORPO LATO OVEST - REPORT SISMICA PROGETTO


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5) CORPO AMPLIAMENTO - REPORT SISMICA (ESISTENTE=PROGETTO)

------------------- ▼------------------- La presente “Relazione di calcolo strutturale” è redatta secondo quanto previsto dall’art.93

commi n.3, 4 e 5 del D.P.R. n.380/2001 e dal capitolo 10 delle Norme Tecniche per le Costruzioni approvate con D.M. 14 gennaio 2008 (NTC’08) ed è stata allegata all’istanza di Autorizzazione sismica per l’esecuzione di opere strutturali concorrenti al miglioramento del comportamento sismico della struttura esistente della scuola elementare “Decio Raggi”, sita in Rimini via G. Matteotti n.28.


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2 PREMESSA ED ELENCO DEI DOCUMENTI PRODOTTI

Il presente studio è stato svolto a seguito di incarico conferito dall’Amministrazione Comunale di Rimini per lo svolgimento di Verifiche Tecniche di Valutazione della Sicurezza e per la Progettazione di eventuale Intervento di Miglioramento, riguardanti l’edificio di proprietà comunale denominato Scuola Elementare “Decio Raggi”, sito a Rimini in via G. Matteotti nc. 28.

Le Verifiche Tecniche sono volte a stabilire se l’edificio esistente è in grado o meno di resistere alle combinazioni di carichi verticali e sismici richieste dalle norme tecniche di riferimento; in particolare, la loro esecuzione ha comportato lo svolgimento delle seguenti attività: • ricerca ed esame della documentazione disponibile sulla struttura; • rilievo geometrico della struttura; • individuazione della tipologia strutturale e della regolarità dell’edificio; • attribuzione delle categorie di suolo; • rilievo del quadro fessurativo e di degrado della struttura; • acquisizione di un livello di conoscenza della costruzione adeguato per le verifiche da eseguire,

mediante sopralluoghi e saggi/sondaggi eseguiti a campione; • evidenziazione, con giudizio esperto, delle vulnerabilità non valutabili numericamente; • definizione dell’azione sismica di riferimento; • verifica della struttura nei confronti dei carichi statici; • definizione dei livelli di accelerazione al suolo in grado di attivare i singoli meccanismi di

danneggiamento e collasso locale; • definizione dei livelli di accelerazione al suolo in grado di attivare i singoli meccanismi di

danneggiamento e collasso globale; • indicazione delle possibili tecniche d’intervento necessarie alla mitigazione delle principali

vulnerabilità. A completamento dell’incarico assegnato, sulla base delle risultanze fornite dalle verifiche si è

progettato un “possibile” intervento di miglioramento sismico e più precisamente quello ritenuto, dallo scrivente progettista, massimizzante il rapporto efficacia / importo economico a disposizione per la sua esecuzione.

Il presente studio è riportato negli elaborati di seguito elencati:


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A.01 - RELAZIONE GENERALE (CON DOCUMENTAZIONE FOTOG RAFICA)

B.01 - RELAZIONE SPECIALISTICA GEOLOGICA

C - ELABORATI GRAFICI

C.01 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA FONDAZIONI

C.02 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA PIANO SEMINTERRATO

C.03 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA PIANO RIALZATO

C.04 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA PIANO PRIMO

C.05 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA PIANO SECONDO

C.06 - RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE - PIANTA COPERTURE

C.07 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PIANTA PIANO SEMINTERRATO

C.08 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PIANTA PIANO RIALZATO

C.09 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PIANTA PIANO PRIMO

C.10 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PIANTA PIANO SECONDO

C.11 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PIANTA COPERTURE

C.12 - PROGETTO ARCHITETTONICO - SEZIONI GENERALI

C.13 - PROGETTO ARCHITETTONICO - PROSPETTI

C.14 - PROGETTO STRUTTURALE - PARTICOLARE 1 GIUNTO STRUTTURALE



C.17 - PROGETTO STRUTTURALE - PLACCAGGIO MURATURE PIANO RIALZATO

C.18 - PROGETTO STRUTTURALE - RIALLINEAMENTO APERTURE PIANO

SECONDO

C.19 - PROGETTO STRUTTURALE - PARTICOLARI AMMORSATURE MURATURE

PIANO SECONDO

C.20 - PROGETTO STRUTTURALE - REALIZZAZIONE APERTURA SOLAIO

SOTTOTETTO

D.01 - CALCOLI ESECUTIVI DELLE STRUTTURE

E.01 - PIANO DI MANUTENZIONE DELLA PARTE STRUTTURAL E DELL'OPERA

F.01 - PIANO DI SICUREZZA

F.02 - QUADRO DI INCIDENZA DELLA MANODOPERA

G.01 - COMPUTO METRICO

G.02 - QUADRO ECONOMICO

H.01 - CRONOPROGRAMMA

I.01 - ELENCO PREZZI

I.02 - ANALISI DEI PREZZI

L.01 - SCHEMA DI CONTRATTO

L.02 - CAPITOLATO SPECIALE DI APPALTO


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3 INQUADRAMENTO GENERALE

Il fabbricato in esame, denominato Scuola Elementare “Decio Raggi” è situato a Rimini in via G. Matteotti nc.28. Esso ha un volume stimabile in circa 15.000 mc (al netto delle parti di sottotetto) ed è utilizzato da una popolazione scolastica di circa 200 studenti; in tale volumetria sono ricompresi la palestra e l'ex casa del custode (ora sede dell'Ass.ne Arma Carabinieri). La palestra é in collegamento funzionale diretto con la scuola a tutti i livelli che presenta (piano rialzato e seminterrato), mentre così non é per l'ex casa del custode i cui locali di piano rialzato risultano accessibili autonomamente ed esclusivamente dalla corte esterna.

Il complesso è composto da un corpo di fabbrica a forma fondamentalmente parallelepipeda con disposizione “lineare” parallela alla via G. Matteotti sulla quale prospetta e presenta un piano seminterrato e tre piani fuori terra (piani rialzato, primo e secondo). In vero, tale configurazione riguarda il volume della scuola vera e propria, in quanto la presenza della palestra – che risulta un volume disitnto dalla scuola ancorché ad essa collegata - definisce una conformazione planimetrica a forma di "T" per i piani semintrerrato e rialzato. Figurano poi volumi di sottotetto interessanti sia la palestra che la scuola, con la sola eccezione per quest’ultima della porzione relativa alla scala/ascensore realizzata negli anni ’70 (vds. oltre); le coperture sono a falde piane con disegno a padiglione, variamente articolate nell’altezza (palestra vera e propria rispetto agli annessi locali spogliatoio, parte centrale della scuola in corrispondenza dell’ingresso principale rispetto alle due “ali” laterali).

La forma in pianta della scuola vera e propria rispecchia lo schema distributivo interno, che é quello c.d. "a corridoio laterale" solitamente adottato per ottenere una razionale distribuzione degli ambienti nonché una collocazione delle aule opposta rispetto alla strada.

Come risulta dalla foto aerea sotto riportata, l'immobile si configura isolato ed eretto su lotto autonomo; non si rilevano interazioni con altri edifici estranei al complesso scolastico.

Vista aerea (da Google Earth )


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La consistenza volumetrica della scuola si é modificata nel tempo; più precisamente, l'impianto originario risalente alla seconda metà degli anni trenta (inaugurazione del 1938) é stato ampliato sia planimetricamente che altimetricamente (sopraelevazione) all'inizio degli anni settanta. L'ampliamento planimetrico sul lato ovest ha visto la realizzazione di un alloggio per il custode, di una scala (dal piano rialzato sino al secondo), di un elevatore; la sopraelevazione ha interessato per tutta la sua estensione il sedime della scuola sì da realizzare un nuovo livello di orizzontamento (secondo piano).

Inoltre, la parte terminale lato est della scuola venne ricostruita per circa una quindicina di metri a ridosso degli anni '50 a seguito del crollo parziale e del danneggiamento causati da un bombardamento in occasione dell’ultimo conflitto; da quanto riportato nella documentazione analizzata (relazioni del Genio Civile e dell'A.C. di Rimini) si evince che la ricostruzione avvenne fedelmente alla preesistenza.

Risultando la pavimentazione del piano seminterrato realizzata direttamente su vespaio a terra, si rilevano dunque cinque livelli di orizzontamento (piani rialzato, primo, secondo, sottotetto, tetto); i collegamenti verticali sono costituiti da due corpi scala interni e da un apparecchio ascensore.

Con riferimento alle piante del fabbricato, si individuano le seguenti parti di fabbricato: a) corpo principale: é rappresentato dalla porzione "lineare" costituente la scuola vera e

propria (impianto originario del '30 + sopraelevazione del '70); b) ampliamento (anni '70): é costituito dal volume contenente la scala ed il vano ascensore -

in collegamento diretto con il connettivo della scuola a tutti i livelli - e dall'ex alloggio del custode;

c) palestra: é in collegamento diretto con la scuola e comprende la palestra vera e propria a piano rialzato e gli annessi spogliatoi e servizi igienici, ed i locali tecnici a livello seminterrato.

Nel seguito si riporta descrizione sintetica delle principali componenti strutturali, desunte dall'esame della documentazione analizzata e dal rilevamento diretto conseguente ai sondaggi eseguiti; di tali attività verrà più oltre riportata esaustiva rendicontazione.

La struttura di fondazione é stata direttamente indagata mediante sondaggi per il corpo

principale e per la palestra, rilevando per entrambi "travi" a sezione corrente rettangolare in calcestruzzo non armato; per l'ampliamento invece si é fatto riferimento al progetto originario recuperato presso l'Amministrazione Comunale (vds. §. 5.1 Esame della documentazione disponibile ed analisi storico-critica) che indica come struttura fondazionale un reticolo di travi con platea – quest’ultima solo in una zona limitata - in c.c.a. Si evidenzia che i sondaggi hanno consentito di rilevare la presenza di volumi interrati non utilizzati, ossia c.d. “casse morte”; tali volumi corrispondono esattamente al sedime delle due protuberanze, disposte simmetricamemente rispetto all’asse trasversale centrale, rappresentate a livello rialzato dai volumi dei locali spogliatoi e servizi igienici annessi alla palestra. La loro presenza è stata messa in luce attraverso scavi esterni e perforazioni di pareti interne del seminterrato; pur avendo constatato quanto sopra direttamente per il solo corpo di destra, non vi è motivo di ritenere che ciò non valga anche per quello di sinistra. L’esistenza di tali volumi si giustifica con la necessità, correttissima dal punto di vista strutturale, di realizzare un unico piano di posa per le strutture d’elevazione del “complesso palestra”.

Mediante sondaggi si è poi rilevata la struttura verticale dell'elevazione, costituita da muratura in elementi laterizi pieni per tutto il volume originario, ossia per la palestra e per i primi due piani della scuola (corpo principale); per il terzo piano di quest'ultima - sopraelevazione anni '70 - e per l'ampliamento, questa componente é ancora in muratura ma di elementi laterizi semipieni.

Si evidenzia che i sondaggi hanno confermato l'esistenza di "pilastri" in c.c.a. interni alla parete muraria dell'impianto originario unitamente a "cordoli" e "travi" disposti nel piano dei solai a formazione di “telai spaziali” (ossia disposti lungo entrambe le direzioni principali); tali elementi sono infatti descritti nella documentazione consultata – in particolare quella relativa alle riparazioni post belliche - nella quale si citano esplicitamente le caratteristiche "asismiche" dell'edificio,


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"progettato" nel rispetto dei criteri antisismici all'epoca vigenti. In riferimento a quest’ultimo aspetto è poi fondamentale evidenziare l’esistenza di giunti strutturali a tutta altezza (che tuttavia lasciano prevedibilmente escluse le fondazioni) rilevabili a ridosso della zona centrale del corpo principale ossia quella individuata, per intendersi, dalla parte che fuoriesce sul fronte principale ed alla quale corrisponde l’ampia gradonata esterna che sottolinea l’ingresso alla scuola a livello di piano rialzato. Tali giunti trasversali (ossia ortogonali alla maggiore dimensione) suddividono dunque l’impianto originario in tre parti: quella centrale del corpo principale (scuola) collegata alla retrostante palestra, e le due laterali. Ancorché non sufficientemente ampi in riferimento ai parametri attuali ossia alla domanda in termini di sicurezza sismica definita dalle norme vigenti, la loro realizzazione testimonia comunque una corretta analisi del comportamento strutturale del fabbricato, che viene “scomposto” in porzioni “regolari” che garantiscono un miglior comportamento antisismico. Si evidenzia che sarebbe stata auspicabile anche la separazione del corpo principale (scuola) con la palestra, stante la significativa variazione di rigidezza che si realizza in corrispondenza del corridoio di collegamento fra i due; tuttavia essa non figura né nelle planimetrie più datate - che riportano invece molto chiaramente i due giunti trasversali sopra detti – né è rilevabile in situ. Da ultimo, l’attenta osservazione della zona di collegamento fra il corpo principale e l’ampliamento ha evidenziato l’assenza di ammorsamento tra le rispettive pareti murarie, mentre i solai ai vari piani risultano “in continuità”; tale configurazione è confermata dal progettista dell'intervento, ing. G. Ferri (n.338 O.d.I Forlì), nella sua Relazione Tecnica associata all'intervento di edificazione dell'ampliamento.

Per quanto poi riguarda gli orizzontamenti, la loro struttura risulta così costituita: - per i piani rialzato e primo del corpo principale, da solai laterocementizi "rasati" (ossia senza

soletta collaborante in c.c.a.) realizzati in opera (sondaggi), - per i piano terzo e di sottotetto del corpo principale (sopraelevazione) e del volume costituente

l'ampliamento, da solai laterocementizi realizzati parzialmente in opera con travetti prefabbricati in c.a.p. e interposte pignatte laterizie di alleggerimento; per i solai della scuola si individua la presenza di soletta collaborante in c.c.a., mentre per quelli dell'ampliamento questa non é sempre presente (documentazione e sondaggi),

- per il piano rialzato della palestra (compresi corridoio di accesso e spogliatoi), da una soletta di c.c.a. realizzata in opera (sondaggi).

I solai delle coperture sono in legno (fondamentalmente capriate e terzere) per il corpo principale e la palestra ed in laterocemento - coperto “piano” - per il corpo di collegamento scuola-palestra e per la porzione in ampliamento (rilievo e documentazione).

Al successivo paragrafo 9.2.2 è riportata descrizione puntuale delle varie tipologie di orizzontamento, con indicazione delle geometrie e delle armature del c.c.a. direttamente rilevate o desunte dalla documentazione progettuale originaria recuperata.

I due corpi scala - ricostruito quello lato est a seguito del bombardamento e quello “nuovo” sul lato ovest realizzato con l'ampliamento anni '70 - sono costituiti da rampe e pianerottoli intermedi in c.c.a. realizzate in opera (documentazione e sondaggi).

In chiusura del capitolo si riportano le piante architettoniche con evidenziazione delle zone interessate dalla ricostruzione post bellica (colore crema) e dalla sopraelevazione ed ampliamento del ’70 (colore verde).

Si rimanda per la definizione puntuale delle strutture agli specifici elaborati di rilievo strutturale, che riportano altresì indicazione di tutti i successivi sondaggi eseguiti in questa fase esecutiva. Si rimanda anche alla documentazione fotografica generale ed a quella particolare riguardante i sondaggi per una più proficua comprensione di quanto sopra espresso e degli elaborati grafici allegati.


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FIGURA 1: PIANTA PIANO SEMINTERRATO

FIGURA 2: PIANTA PIANO RIALZATO


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FIGURA 3: PIANTA PIANO PRIMO

FIGURA 4: PIANTA PIANO SECONDO


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4 NORME DI RIFERIMENTO

[1] - Legge 5 novembre 1971 n° 1086 - Norme per la disciplina delle opere di conglomerato cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica.

[2] - Legge 2 febbraio 1974 n° 64 – Provvedimenti per la costruzione con particolari prescrizioni per le zone sismiche.

[3] - Decreto del Presidente della Repubblica 6 giugno 2001, n. 380 – Testo unico delle disposizioni legislative e regolamentari in materia edilizia.

[4] - Decreto del Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti 14 gennaio 2008 – Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni (pubblicato sul supplemento ordinario alla G.U. n. 29 del 4 febbraio 2008 – Serie generale) [nel seguito, per brevità, indicato anche come “NTC’08” ].

[5] - Circolare del Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti 2 febbraio 2009, n. 617 C.S.LL.PP. – Istruzioni per l’applicazione delle «Nuove norme tecniche per le costruzioni» (pubblicata sul supplemento ordinario alla G.U. n. 47 del 26 febbraio 2009 – Serie generale).

[6] - Classificazione sismica dei Comuni italiani: ALLEGATO A all’Ordinanza P.C.M. 20 marzo 2003, n. 3274 (G.U. 08.05.2003, n. 105) – Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica.

[7] - Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri per la valutazione e la riduzione del rischio sismico del patrimonio culturale con riferimento alle norme tecniche per le costruzioni (direttiva del 12 ottobre 2007, pubblicata sul Suppl. Ord. N° 25 alla G.U. n° 24 del 29/1/2008).

[8] - Ordinanza P.C.M. 3 maggio 2005, n. 3431 (G.U. 10.05.2005, n.85) – Ulteriori modifiche ed integrazioni all’Ordinanza P.C.M. n. 3274 del 20 marzo 2003, recante “Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica”.

[9] -"Istruzioni tecniche per lo svolgimento delle verifiche su edifici compresi nel programma ex art. 2 comma 2 OPCM n° 3362/2004 e s.m.i. - Annualità 2005" della Regione Emilia-Romagna, anticipate con la nota P.G. 24471 del 16/05/2008 dell'Assessorato alla Sicurezza territoriale, Difesa del Suolo e della Costa, Protezione civile della Regione Emilia-Romagna.

[10] -Deliberazione della Giunta Regionale 23 giugno 2008, n. 936 - Programma delle verifiche tecniche e piano degli interventi di adeguamento e miglioramento sismico previsto all’art. 1, comma 4, lettera c) dell’OPCM 3362/2004 e s.m.i. (annualità 2005): Allegato 3 - “Istruzioni tecniche per lo svolgimento delle verifiche su edifici compresi nel programma ex art. 2 comma 2 OPCM 3362/2004 e s.m.i. - annualità 2005” - Sub-Allegato 3-A - “Guida alle verifiche tecniche ed alla predisposizione degli elaborati grafici e descrittivi” della DGR summenzionata. Ci si potrà nel seguito riferire ai suddetti documenti semplicemente con la notazione “[n]”.


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5 RILIEVO GEOMETRICO-STRUTTURALE

5.1 Esame della documentazione disponibile ed analisi storico-critica

Non si sono individuati i documenti del progetto originale. Il materiale documentale reperito presso l’Archivio di Stato e presso gli archivi del Comune di

Rimini riguarda soltanto gli interventi di riparazione post bellica dei primi anni '50 e quelli di sopraelevazione e ampliamento degli anni '70. Si riporta in forma tabellare l’elenco della documentazione reperita; quella relativa all’intervento di ricostruzione post-bellica viene contrassegnata con la lettera "a", quella di sopraelevazione e ampliamento con la lettera "b".

DOCUMENTO PROVENIENZA DATA NOTE

a.1 Collaudo tecnico-amministrativo a firma dell’Ing. Matteazzi Antonio riguardo i “Lavori di ricostruzione dei muri e solai dell’ala sinistra dell’edificio scolastico Decio Raggi”

Archivio di Stato 11/06/1952 1) Approvazione progetto da parte del Provv. Reg. alle OO.PP di Bologna con decreto N.3177 in data 09/04/1949

2) Appalto dei lavori all’ Impresa Ing. Antonio e Mario Nataluzzi in data 21/06/1949

3) Perizia addizionale compilata in data 09/06/1949

4) Atto di sottomissione registrato a Rimini il 29/07/1949

5) Verbale consegna lavori in data 11/04/1949

6) Verbale nuovi prezzi registrato a Rimini il 17/11/1949

7) Sospensione lavori dal 21/08/1949 al 12/11/1949

8) Ultimazione lavori 19/11/1949 a.2 Documentazione fotografica relativa

alla trave porta scala Archivio di Stato 1953

a.3 Libretto delle misure relativo alle strutture lignee e murarie della copertura

Archivio di Stato 1950

a.4 Relazione tecnica III stralcio Archivio di Stato 12/03/1952

a.5 Particolare Cornicione Archivio di Stato 05/11/1948

a.6 Elaborati grafici relativi al ripristino delle fondazioni di una porzione di fabbricato

Archivio di Stato ≈1949

a.7 Perizia suppletiva di maggiori lavori urgenti ed indilazionabili, occorrenti per demolire e ricostruire fondazioni, murature e solai pericolanti

Archivio di Stato 15/06/1949

a.8 Comunicazione del Comune di Rimini al Genio Civile relativa al progetto di ricostruzione dell’edificio


a.9 Relazione, Verbale di visita e Certificato di collaudo: 1° stralcio opere murarie


a.10 Relazione, Verbale di visita e Certificato di collaudo: 3° stralcio opere da fabbro





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a.14 Elaborati grafici relativi alle opere murarie del IV stralcio

Archivio di Stato ≈1953

b.1 Atto unico di collaudo a firma dell’Ing. Lazzari Sanzio.

Archivio Comune di Rimini

22/03/1977 1) Progetto approvato in data 13/03/1970

2) Perizia generale di assestamento della spesa approvata in data 15/07/1974

3) Assegnazione lavori 03/05/1972

4) Atto di sottomissione approvato in data 20/09/1972

5) Verbale nuovi prezzi approvato in data 04/08/1975

6) Consegna lavori in data 25/07/1972

7) Ultimazione lavori in data 07/01/1975

b.2 Comunicazione del Comune di Rimini al Genio Civile relativa al progetto di sopraelevazione dell’edificio


05/07/1966 1) Progetto approvato in data 10/02/1966

b.3 Relazione tecnica relativa alle strutture in c.a. a firma dell’Ing. Ferri Giuseppe.


17/04/1973

b.4 Elaborati grafici in numero di 4, relativi al progetto di sopraelevazione approvato nel 1966.


17/04/1973

b.5 Schede di calcolo in numero di 5, dei solai tipo “celersap”


27/07/1972

b.6 Elaborati grafici in numero di 1, relativi al progetto delle fondazioni dell’ampliamento.


≈1972

Unitamente a quanto sopra si é ha altresì acquisito presso l’Ente il rilievo architettonico

dell'immobile (piante, sezioni e prospetti); successivamente alla sua verifica mediante controllo di misurazioni effettuate direttamente in loco, tale rilievo è stato utilizzato come base per la redazione di tutti gli elaborati grafici allegati alla presente memoria e dunque in particolare per il rilievo strutturale.


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5.2 Dati dimensionali e schemi plano-altimetrici

Si è effettuato un accurato rilievo strutturale del complesso che, unitamente alla documentazione progettuale raccolta in riferimento alle opere eseguite nel ’70, ha consentito la formazione di una buona base conoscitiva per la struttura.

Nel corso dei vari sopralluoghi effettuati si è anche realizzata una copiosa documentazione fotografica descrittiva, parte della quale viene riportata nell’elaborato specifico (“Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE”).

Per quanto riguarda il riconoscimento della regolarità dell’edificio (ai sensi delle NTC’08 - §7.2.2) si rappresenta quanto segue.

La presenza dei due giunti trasversali a ridosso della parte centrale impone di analizzare i tre corpi di fabbrica separatamente l’uno dall’altro; in tal modo si è proceduto nell’analisi globale della risposta sismica del complesso. Evidentemente, l’”adeguamento geometrico” di tali giunti alla domanda di spostamento “reale” da garantire all’interfaccia fra i corpi costituirà obiettivo primario per qualunque futura previsione progettuale di intervento migliorativo.

Considerando dunque singolarmente ciascuno dei tre corpi sopra descritti si determina quanto segue.

1) CORPO LATO EST E’ rappresentato dalla parte originaria, parzialmente ricostruita durante la fase post bellica. A) Configurazione in pianta:

lo sviluppo planimetrico ha forma rettangolare, compatta, approssimativamente simmetrica rispetto a due assi ortogonali in relazione alla distribuzione di masse e rigidezze

B) Inviluppo planimetrico: la pianta, a tutti i livelli, risulta inscritta entro un rettangolo con lati di dimensioni uno circa il doppio dell’altro.

C) Rientri e sporgenze: non sono presenti.

D) Solai (cfr. C8.7.1.2): i solai sono ben collegati alle pareti e dotati di una sufficiente rigidezza e resistenza nel loro piano. Fa eccezione il solaio della copertura, che ha struttura in legno; tuttavia, considerando la presenza di cordolo in c.c.a. a livello del piano di appoggio delle strutture del coperto e del solaio di sottotetto unitamente alla limitatissima altezza della pareti a questo interpiano, è lecito considerare le masse della copertura come portate dal solaio di sottotetto e dunque riferire solo a quest’ultimo il controllo del requisito di “regolarità”.

E) Estensione verticale degli elementi resistenti: la totalità degli elementi resistenti verticali si estende dalle fondazioni alla copertura.

F) Variazioni di massa e rigidezza: non si rilevano variazioni significative della massa sismica tra gli impalcati dei piani rialzato, primo e secondo. La variazione delle rigidezze delle pareti in elevazione è modesta poiché il sistema strutturale è continuo per tutto lo sviluppo dell’edificio.

G) Restringimenti della sezione dell’edificio: non sono presenti.

Lo sviluppo planimetrico in termini di geometria, distribuzione delle pareti e delle masse, risulta regolare.


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1) EDIFICIO LATO EST- MODELLO DI CALCOLO ESISTENTE


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2) CORPO CENTRALE Fa tutto parte dell’impianto originario. A) Configurazione in pianta:

lo sviluppo planimetrico ha forma poligonale simmetrica rispetto ad un asse in relazione alla distribuzione di masse e rigidezze

B) Inviluppo planimetrico: la pianta poligonale risulta inscrivibile entro un rettangolo con rapporto dei lati 42/24≈1.8.

C) Rientri e sporgenze: i due volumi corrispondenti agli spogliatoi fuoriescono per più del 25% della dimensione in direzione longitudinale.

D) Solai (cfr. C8.7.1.2): i solai in c.c.a. o laterocemento sono ben collegati alle pareti e dotati di una sufficiente rigidezza e resistenza nel loro piano. Quello a struttura lignea con impalcato in tavelloni laterizi per la copertura della palestra non offre sufficiente rigidezza nel proprio piano.


F) Variazioni di massa e rigidezza: in alzato si rilevano brusche variazioni di masse e rigidezze stante il diverso numero di piani che competono alla parte “scuola” (N.5) ed alla “palestra” (N.2).

G) Restringimenti della sezione dell’edificio: si rilevano bruschi restringimenti in conseguenza della varizione nel numero di piani (vds. punto precedente).


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2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - MODELLO DI CALCOLO ESISTENTE


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3) CORPO LATO OVEST E’ rappresentato dalla parte originaria e dall’ampliamento planimetrico degli anni ’70. A) Configurazione in pianta:

lo sviluppo planimetrico ha forma di “L”. La diversa fattura delle murature realizzate in epoche distinte genera dissimmetria rispetto all’unico asse geometrico individuabile, coincidente con la direzione di un’asse principale d’inerzia della figura e rispetto al quale le masse si possono considerare simmetricamente distribuite.

B) Inviluppo planimetrico: la pianta risulta inscritta all’incirca in un quadrato.

C) Rientri e sporgenze: non sono presenti.

D) Solai (cfr. C8.7.1.2): i solai sono ben collegati alle pareti e dotati di una sufficiente rigidezza e resistenza nel loro piano. Per quanto riguarda il solaio a struttura lignea della copertura vale quanto affermato per il Corpo Est al quale si rimanda.


F) Variazioni di massa e rigidezza: in alzato si rilevano brusche variazioni di masse e rigidezze stante il diverso numero di piani che competono alla parte “scuola” (N.5) ed alla porzione di ampliamento a cui corrisponde l’ex alloggio del custode (N.2).

G) Restringimenti della sezione dell’edificio: si rilevano bruschi restringimenti in conseguenza della varizione nel numero di piani (vds. punto precedente).

L’edificio non si presenta regolare né in pianta (configurazione) né in altezza (variazione di massa e restringimenti).

Si evidenzia che questa parte, nella modellazione mediante codice di calcolo,viene in realtà descritta come composta da due porzioni , un edificio “corpo ovest” vero e proprio (impianto originario) ed il c.d. “ampliamento anni ‘70”. Si evidenzia d’altronde che fra le due esiste un giunto pressoché a contatto.


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3) CORPO LATO OVEST - MODELLO DI CALCOLO ESISTENTE


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5) CORPO AMPLIAMENTO - MODELLO DI CALCOLO ESITENTE (AMPLIAMENTO)


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5.3 Dissesti e degradi

Ponendo particolare attenzione all’individuazione di lesioni, che in una costruzione in muratura risultano agevolmente rilevabili se presenti, le indagini svolte durante i numerosi sopralluoghi effettuati consentono di affermare la non sussistenza di situazioni significative interessanti la sicurezza statica dell’immobile né per quanto riguarda lo stato di consistenza e conservazione delle strutture; di fatto non si rilevano lesioni o particolari configurazioni delle pareti e dei solai che testimonino il manifestarsi di dissesti pregressi o in atto. Purtroppo ancora una volta si è avuta conferma di ciò che di fatto non è più paradossale, ossia che il massimo degrado pare concentrarsi nelle porzioni di fabbrica realizzate più di recente e dunque in quelle dell’ampliamento/sopraelevazione dei primi anni settanta, vero periodo “orribilis” per la qualità delle costruzioni edili.

Ancorché non faccia parte di un vero e proprio aspetto di degrado, corre l’obbligo di sottolineare l’infelicissima disposizione delle aperture finestra per il prospetto sul retro della parte sopraelevata; con limitatissima sensibilità strutturale – si ricorda che la struttura verticale dell’elevazione è in muratura laterizia – le nuove aperture sono poste “casualmente” senza minimamente rispettare l’allineamento di quelle sottostanti, quasi che a “vuoti” corrispondano “pieni” e viceversa.

Sempre per la parte sopraelevata, i due giunti trasversali giustamente previsti nel ’38 ed evidentemente già presenti ai piani sottostanti, sono stati malamente realizzati, cercando un’impossibile continuità negli intonaci di pareti e solai.

Altro aspetto di degrado è costituito dalle numerose risalite di umidità dal terreno interessanti le pareti del seminterrato.

Da ultimo si evidenzia che, come in tutti gli edifici costruiti da diversi decenni sui quali sono stati realizzati più interventi di rimaneggiamento per adattarli alle sempre maggiori esigenze funzionali e impiantistiche, sono presenti localmente situazioni di discontinuità nelle strutture murarie.


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5.4 Rilievo materico e dei particolari costruttivi

La sottoscritta ha personalmente eseguito sopralluoghi in tutte le zone accessibili del fabbricato con la sola eccezione del sottotetto del corpo palestra, per il quale si è potuto solo effettuare qualche fotografia.

Gli accertamenti svolti sono riportati nei documenti del presente studio e in particolare: • le tavole riportanti i sondaggi eseguiti (rappresentazione grafica e documentazione

fotografica); • le relazioni fotografiche (Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE

GENERALE). I sondaggi eseguiti, dettagliatamente individuati e rappresentati nelle relative tavole, sono stati

definiti con riferimento ai seguenti criteri: S1. Fondazioni: sondaggi eseguiti mediante scavo per determinare morfologia e natura delle

fondazioni. N°5 sondaggi. S2. Nodi intersezione pareti: sondaggi eseguiti in corrispondenza degli spigoli di intersezione fra le

pareti (mediante rimozione dei rivestimenti), per verificare la loro natura e livello di ammorsamento. N°13 sondaggi.

S3. Sottotetto e copertura: esame visivo di zone significative. S4. Solai: sondaggi eseguiti all’intradosso (mezzeria) e all’estradosso (agli appoggi), volti alla

determinazione della struttura resistente (geometria e armatura). N°13 sondaggi. S5. Travi in c.c.a.: sondaggi eseguiti all’intradosso di alcune travi presenti nei corpi scala

(geometria e armatura). N°2 sondaggi. Tutti i sondaggi sono localizzati graficamente e illustrati mediante foto e disegni negli elaborati

grafici relativi (vedi tavole da C1 a C6). L’insieme delle suddette informazioni ha consentito di individuare e definire le peculiari

caratteristiche delle strutture portanti, sia verticali sia orizzontali, e svolgere le relative verifiche.


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5.5 Sintesi delle vulnerabilità riscontrate e possibili interventi

Sulla base dei sopralluoghi eseguiti e delle informazioni raccolte, dal punto di vista statico il fabbricato in esame si presenta in condizioni generali buone e non sono riscontrabili lesioni significative in relazione alla sicurezza statica della costruzione.

L’organismo strutturale è di discreta/buona fattura e non si sono individuati potenziali pericoli di collasso locale o problematiche significative.

Lo stato di conservazione del fabbricato è stato esaminato in occasione delle visite, dei rilievi e dei sondaggi effettuati e non ha mostrato, per quanto è stato possibile osservare, la presenza di fatiscenze o cedimenti significativi anche in riferimento ad elementi strutturali c.d. “secondari” (cfr. aspetti sismici: §7.2.3 NTC’08).

In termini di vulnerabilità sismica, gli aspetti problematici sono rappresentati essenzialmente da: 1) limitata ampiezza dei due giunti trasversali principali, 2) giunto mal organizzato, in quanto pressoché assente per i solai ma presente – ancorché di

limitata ampiezza – per le pareti, fra la parte scuola dell’impianto originario e la parte ampliata in pianta lato ovest (nuovo corpo scala-ascensore) negli anni ’70,

3) assenza di giunto fra i corpi scuola e palestra, 4) presenza di controsoffitto in arellato per il locale palestra occultato alla vista da altro

controsoffitto in pannelli di fibra di legno (tipo “Eraclit”). Per quanto riguarda i primi due punti, la realizzazione praticamente “a contatto” fra le pareti

pone evidentemente il problema del martellamento in caso di sisma con conseguente rischio di pericoloso danneggiamento delle stesse. Come già evidenziato, è parere di chi scrive che la “correzione” del giunto costituisca una priorità fra i possibili interventi di miglioramento.

Per quanto riguarda il terzo punto, la forma oblunga in pianta di questa zona evidenzia immediatamente le problematiche, connesse ad una siffatta geometria, a riguardo del comportamento sismico.

Per quanto riguarda il quarto punto, pare evidente la necessità di controllare lo stato di conservazione del controsoffitto in arelle e dunque la sua stabilità. In fase di rilievo, le gravose condizioni di accesso hanno consentito solo l’esame visivo di una porzione limitatissima e la ripresa di alcune fotografie. Si evidenzia che i controsoffitti dei locali spogliatoi e servizi igienici, anch’essi in arellato e coevi di quello della palestra, sono stati rifatti (i lavori per quelli dell’ala destra erano in corso proprio nel periodo di svolgimento delle presenti indagini); quand’anche sia ragionevole ipotizzare che i controsoffitti di questi ambienti siano stati soggetti a più gravose condizioni ambientali causate soprattutto dall’alto tenore di umidità provocato dalle docce, è altrettanto ragionevole ritenere che anche quello della palestra necessiti di un attento controllo, se non altro per la stessa vetustà di quelli degli spogliatoi. Si mette altresì in evidenzia che attualmente non è stato rilievato visivamente nessun segno che possa indicare cedimenti imminenenti dell'arellato, ma viste le limitate indagini eseguite, durante l'esecuzione dei lavori si prevede di verificarne con più accuratezza lo stato di conservazione ed eventuali crepe e/o fessurazioni. Qualora si dovesse riscontrare uno stato di degrado tale da precludere la stabilità dello stesso, in accordo con l'Amministrazione Comunale, verranno resi disponibili gli eventuali ribassi d'asta e/o altre risorse per la rimozione e/o messa in sicurezza dello stesso.

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6 TERRENO DI FONDAZIONE

6.1 Caratteristiche geomorfologiche

Per quanto riguarda la caratterizzazione del terreno nell’area di sedime del fabbricato in esame è stata eseguita nel maggio 2012 una campagna geognostica consistente in tre prove penetrometriche statiche, spinte fino a 12 metri dal piano di campagna, ed un'idagine geofisica basata su una prova di tipo MASW, a cura del dott. geolologo Stefano Ronci su incarico di ANTHEA srl, i cui risultati sono allegati al presente lavoro nel documento B.01- RELAZIONE SPECIALISTICA GEOLOGICA. Vengono qui di seguito sintetizzate le conclusioni di detta relazione e calcolati i parametri geotecnici utilizzati.

L'area oggetto di intervento è situata nel centro abitato del Comune di Rimini, nella zona interna alla cinta muraria compresa tra i corsi del Fiume Marecchia ed il suo deviatore artificiale; l'area è intensamente urbanizzata, pianeggiante ed ha una quota assoluta sul livello del mare di circa 4 metri.

Il sottosuolo è formato da sedimenti alluvionali prevalentemente fini in profondità e ghiaiosi in superficie, probabilmente di paleoalveo e di zona di foce, nel primo sottosuolo. Non si esclude che gli orizzonti grossolani e detritici superficiali possano essere stati rimaneggiati o avere, in parte, origine antropica.


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6.2 Parametri geotecnici

La caratterizzazione geotecnica del sottosuolo è stata determinata con correlazioni di comprovata validità. La definizione dei parametri geotecnici caratteristici è poi stata rivista, in ragione delle caratteristiche strutturali delle fondazioni esistenti.

Avendo verificato che la fondazione esistente è posta a circa 4 metri dal piano di campagna, dai grafici delle tre prove penetrometriche statiche si evince a questa quota la presenza di intervalli ghiaiosi con le seguenti caratteristiche medie:

φ’ k = 28° (angolo di resistenza al taglio del terreno) γd = 0,0020 daN/cm3 (peso specifico del terreno)

L'angolo d'attrito fondazione-terreno assunto nei calcoli è: δk = 0.75 φ’ k = 21° - Coefficiente di sottofondo

Per la stima del coefficiente di sottofondo “kw” (coefficiente di Winkler) utilizzato nella modellazione, si è seguito il metodo proposto da Vesic (1961) che ha proposto la seguente relazione per correlare kw alle dimensioni della fondazione ed al modulo di elasticità del terreno:

)pEt/(1*If)))*)/((EfB*(((Et*0.65*(1/B)Kw 21/124 −= dove: Et = modulo di deformazione dello strato di fondazione Ef = modulo elastico della fondazione If = momento d’inerzia della fondazione p = rapporto di Poissont B = lato minore della fondazione

il termine 12/14 )))*/(()*(((*65.0 IfEfBEt assume comunque valori molto prossimi

all’unità, per cui si può semplificare come segue

)1(*/ 2pBEtKw −= La stima di Et è ottenuta, con metodo empirico, dai valori della resistenza dinamica alla punta

del penetrometro Rp; Nel caso si considerino gli intervalli ghiaiosi possiamo attribuire cautelativamente un Rp 125 kg/cm2 ottenendo:

Kw ≅ 5 kg/cm³


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101

6.3 Caratterizzazione sismica Quanto segue è più ampiamente riportato nel documento B.01- RELAZIONE SPECIALISTICA

GEOLOGICA, al quale si rimanda per ulteriori approfondimenti. - Categorie di sottosuolo e topografica L'indagine geofisica ha permesso di valutare il valore della velocità equivalente delle onde di

taglio Vs30, da cui l’individuazione della Categoria “C” per il sottosuolo in esame (Vs30=223 m/sec). L’analisi delle caratteristiche morfologiche della superficie al contorno consentono certamente di

assumere la Categoria Topografica “T1” . La valutazione del rischio di liquefazione dei terreni granulari è stata eseguita col metodo

proposto da Robertson e Wride (1998): l’indice IL del potenziale di liquefazione risulta compreso fra 0.17 e 0.52; si può quindi asserire che il rischio di liquefazione è basso.


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102

7 AZIONE SISMICA DI RIFERIMENTO

Il Comune di Rimini è classificato zona sismica ai sensi dell’Allegato A alla O.P.C.M. 20 marzo 2003, n. 3274. In particolare, in accordo con la Committenza, i parametri assunti per progettazione sismica delle strutture secondo il D.M. 14/01/2008 sono i seguenti:

- Località: Via G. Matteotti nc. 28 - Rimini - Latitudine: 44°,066451 N - Longitudine: 12°,564154 E - Zona sismica (rif. O.P.C.M. 20/03/2003, n. 3274, All. A): 2 - Vita nominale (rif. D.M. 14/01/08, punto 2.4.1): VN = 50 anni - Classe d’uso (rif. D.M. 14/01/08, punto 2.4.2): CLASSE III - Vita di Riferimento (rif. D.M. 14/01/08, punto 2.4.3): VR = 75 anni - Categoria di sottosuolo (rif. D.M. 14/01/08, punto 3.2.2): C - Ai sensi dell’ALLEGATO A alle Norme Tecniche per le Costruzioni del 14 gennaio

2008, la pericolosità sismica su reticolo di riferimento sarà dedotta dai dati pubblicati sul sito http://esse1.mi.ingv.it. Nodi del reticolo intorno al sito:

Strategia di progettazione:

Grafici dei parametri ag, F0, Tc* :


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Valori dei parametri ag, F0, Tc* :


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Spettri di risposta (componente orizz.e vert.) per lo stato limite: SLD

Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLD


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Spettri di risposta (componente orizz.e vert.) per lo stato limite: SLV

Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV


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106

8 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI E INDAGINI SPECIALIST ICHE

Si riportano i parametri meccanici dei materiali esistenti derivanti dalle indagini specialistiche effettuate:

MURATURA

Dai sopralluoghi effettuati si è potuto constatare che il sistema resistente verticale è realizzato con mattoni pieni connessi tra loro da malta di calce, per la zona dell' impianto originario anni '30 e da blocchi laterizi con malta cementiza per l'intervento anni '70 (sopraelevazione ed ampliamento). Per quanto riguarda le caratteristiche meccaniche di queste due murature allo stato attuale, considerato che il livello di conoscenza adottato è “LC1" concordemente a quanto riportato nel punto C8A.1.A.4. e nella Tabella C8A.2.1 della Circolare 02 Febbraio 2009 n°617, si ha (per le resistenze si sono presi i minimi degli intervalli e per i moduli elastici i valori medi riportati in detta tabella):

Tipologia fm

N/cm 2 ττττ0

N/cm 2 E

MPa G

MPa W

kN/m 3

Muratura di mattoni pieni e malta di calce 240 6 1500 500 18 Muratura in blocchi laterizi semipieni


300 10 3150 945 11

dove fm = resistenza media a compressione; ττττ0 = resistenza mediama taglio; E = modulo di elasticità normale; G = modulo di elasticità tangenziale.

Per determinare i valori di calcolo della " Muratura di mattoni pieni e malta di calce" si è tenuto conto del livello di conoscenza “LC1” e dunque di un fattore di confidenza FC pari ad 1.35, della malta di buone caratteristiche (coefficiente migliorativo 1.5 per resistenze e moduli elastici) e della presenza di buone connessioni trasversali (coefficiente migliorativo 1.3 solo per resistenze), nonchè del coefficiente di sicurezza per le murature γm = 2:

fmd = fm x 1.5 x1.3 / (FC x γm) = 240 x 1.5 x1.3 / (1.35 x2) = 173.33 N/cm2 ττττ 0d = ττττ 0 x 1.5 x1.3 / (FC x γm) = 6 x 1.5 x1.3 / (1.35 x2) = 4.33 N/cm2 Ed = E x 1.5 = 1500 x1.5= 2250 MPa Gd = G x 1.5 = 500 x1.5= 750 MPa Per determinare i valori di calcolo della " Muratura in blocchi laterizi semipieni con giunti

verticali a secco " si è tenuto conto del livello di conoscenza “LC1” e dunque di un fattore di confidenza FC pari ad 1.35, della malta di buone caratteristiche (coefficiente migliorativo 1.5 per resistenze e moduli elastici), nonchè del coefficiente di sicurezza per le murature γm = 2:

fmd = fm x 1.5 / (FC x γm) = 300 x 1.5 / (1.35 x2) = 166.67 N/cm2 t 0d = t 0 x 1.5 / (FC x γm) = 10 x 1.5 / (1.35 x2) = 5.55 N/cm2 Ed = E x 1.5 = 3150 x1.5= 4725 MPa Gd = G x 1.5 = 945 x1.5= 1417.5 MPa Nella Tabella seguente vengono riassunti i valori di calcolo (indicati col pedice d) per le

murature esistenti e per quelle consolidate con intonaco armato con rete in GFRP:

Tipologia fmd

N/cm 2 ττττ0d

N/cm 2 Ed

MPa Gd

MPa W

kN/m 3

Muratura di mattoni pieni e malta di calce 173.33 4.33 2250 750 18 Muratura in blocchi laterizi semipieni


166.67 5.55 4725 1417.5 11


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CONGLOMERATO CEMENTIZIO

Si considera un'unica classe di resistenza per tutti gli elementi in calcestruzzo presenti - solette, travi, getti di solaio, cordoli, etc. - e precisamente la C20/25. In riferimento al Livello di Conoscenza "1" (LC1) si adotta conseguentemente il Fattore di Confidenza (FC) pari a 1.35. Per questo materiale si adottano dunque i seguenti valori di resistenza:

Resistenza a compressione cilindrica fck = 20 N/mm2

Fattore di sicurezza cls γc = 1.50

Fattore riduttivo per resistenza di lunga durata αcc = 1.00

Resistenza a compressione di calcolo fcd = acc fck / (γc*FC) = 9.88 N/mm2

Si evidenzia che la C20/25 é esplicitamente dichiarata, per l'intervento degli anni '70 nella documentazione di progetto recuperata.

ACCIAIO (ARMATURA LENTA PER IL C.C.A.) Occorre differenziare le strutture della parte originaria da quelle dell’intervento operato negli

anni '70. - Parte originaria Si ritiene ragionevole, in riferimento all'epoca della sua realizzazione, considerare per

l'acciaio delle armature del c.c.a.una qualità assimilabile a quella propria del tipo FeB32K c.s.; da rilievo diretto le barre risultano lisce. Considerando un Fattore di Confidenza FC=1.35 si ottiene:



Tensione caratteristica di progetto fyd = fyk/(γs FC)= 203 N/mm2

- Sopraelevazione e ampliamento anni ‘70

Non é dichiarato in nessuno dei documenti porogettuali originali recuperati; da rilievo si individua chiaramente la caratteristica dell'aderenza migliorata per le barre. Cautelativamente si assume un acciaio tipo FeB38K c.s. Considerando FC=1.35 si ottiene:





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ACCIAIO (FILO DI FERRO DOLCE)

- Filo di ferro dolce con cui

il controsoffitto in Eraclit

è agganciato all'arellato

(controsoffitto palestra) Non é dichiarato in nessuno dei documenti progettuali originali recuperati. Cautelativamente

si assume un acciaio tipo Fe360 (attuale S235) c.s. Considerando FC=1.35 si ottiene:




LEGNO

L'attuale struttura del coperto in carpenteria lignea costituita da capriate triangolari e travi è stata costruita nel 1950 (si ricorda che per la scuola quesata é stata smontata e riassemblata a seguito della sopraelevazione); gli elementi sono in legno massiccio di abete rosso.

Il materiale risulta alla vista in ottime condizioni, integro e non soggetto ad aggressione di funghi o parassiti; si considera noto e conforme alla classificazione C24 secondo la norma UNI-EN 338 e conseguentemente, in assenza di incertezza, non lo si rende affetto da alcun fattore di confidenza (FC=1). I parametri di resistenza utilizzati sono i seguenti:

Tensione caratteristica di resistenza a flessione fm,k=24 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a trazione perpendicolare ft,90,k=0.5 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a compressione perpendicolare fc,90,k=2.5 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a taglio fv,k= 2.5 N/mm2

Modulo elastico parallelo medio E0,mean=11000N/mm2

Modulo elastico tangenziale medio Gmean= 690 N/mm2

Fattore di sicurezza legno γL = 1.5

Tensione di resistenza a flessione, di progetto fm,d=14.4 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a trazione perpendicolare ft,90,d=0.30 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a compressione perpendicolare fc,90,d=1.50 N/mm2

Tensione caratteristica di resistenza a taglio fv,d= 1.50 N/mm2

Nella determinazione dei valori di progetto si è considerato un coefficiente correttivo kmod =

0.90 (carico di breve durata, classe di servizio 1)


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109

9 VERIFICHE NUMERICHE

9.1 Analisi dei carichi e parametri per azioni sismiche

Si riportano di seguito le analisi dei carichi dei diversi impalcati rilevati all’interno dell’edificio e i pesi per unità di superficie delle murature che costituiscono le pareti verticali del fabbricato.

Per quanto riguarda i sovraccarichi variabili si impiegheranno nelle varie CMB dei carichi i seguenti coefficienti di combinazione (punto 2.5.3 di [4]):

- per tutti i locali della scuola : Ψ0j = 0,7 Ψ1j = 0,7 Ψ2j = 0,6 - locali ex residenza custode : Ψ0j = 0,7 Ψ1j = 0,5 Ψ2j = 0,3 - neve (quota <1000 m. s.l.m.m.): Ψ0j = 0,5 Ψ1j = 0,2 Ψ2j = 0,0 - vento: Ψ0j = 0,6 Ψ1j = 0,2 Ψ2j = 0,0

A) SOLAI A1) Impianto originario : solaio del piano rialzato della scuola zona "aule" Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.24+1 215 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 215 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione 20 kg/m2 Sottofondo (sp.cm.8 p.s.1.7 t/m3) 135 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 175 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 690 kg/m2

A2) Impianto originario : solaio del piano rialzato della scuola zona "corridoio" e locali "blocco centrale" Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.24+1 260 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 260 kg/m2



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A2) Impianto originario : solaio del piano rialzato di collegamento scuola-palestra Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio in soletta di c.c.a. sp.cm.15 375 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 375 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione 20 kg/m2 Sottofondo (sp.cm.8 p.s.1.7 t/m3) 135 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 155 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 830 kg/m2

A3) Impianto originario : solaio della palestra (piano rialzato) Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio in soletta di c.c.a. sp.cm.15 375 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 375 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione e sottofondo 50 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 50 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.3) qk = 500 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 925 kg/m2

A4) Ampliamento anni ’70: solaio del piano rialzato ex palazzina custode Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.20 175 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 175 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione + sottofondo + intonaco 100 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 100 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria A) qk = 200 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 475 kg/m2

N.B. – Nella scheda del produttore è indicato “sovraccarico acc.+ permanente = kg/m2 300”: tale valore è stato suddiviso in “qG2” e “qK” come sopra riportato (rispettivamente 100 e 200 kg/m2).


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111

A5) Ampliamento anni ’70: solaio del piano rialzato della scuola zona scale/ascensore Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.18+2 205 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 205 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione Sottofondo Intonaco ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 100 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 605 kg/m2

N.B. – I dati per questo solaio non sono riportati nella scheda del produttore, pur figurando l’informazione sullo spessore “cm.18+2” nel disegno allegato alla fornitura. Il peso proprio del solaio è stato in questa sede calcolato in analogia al precedente; inoltre i carichi permanenti “qG2” sono stati mantenuti identici a quelli del solaio precedente mentre l’accidentale “qK” è stato considerato in aumento e pari al valore richiesto per le scuole (300 kg/m2). A6) Impianto originario : solaio del piano primo della scuola E’ identico al solaio del piano rialzato, sempre della parte “impianto originario”. Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.24+1 215 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 215 kg/m2


A7) Impianto originario : solaio di copertura del collegamento scuola-palestra Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.20 175 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 175 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Impermeabilizzazione + coibentazione 10 kg/m2 Massetto pendenza (sp.cm.5 p.s.1.7 t/m3) 85 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2


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------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 115 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.2) qk = 125 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 415 kg/m2

A8) Ampliamento anni ’70: solaio di copertura della ex palazzina custode Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.20 175 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 175 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Impermeabilizzazione + coibentazione 10 kg/m2 Massetto pendenza (sp.cm.5 p.s.1.7 t/m3) 85 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 115 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.2) qk = 125 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 415 kg/m2

N.B. – Analisi non riportata nella scheda produttore A9) Ampliamento anni ’70: solaio del piano primo della scuola zona scale/ascensore Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.15+3 205 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 205 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione + sottofondo + intonaco 100 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 100 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 605 kg/m2

N.B. – Analisi non riportata nella scheda produttore A10) Ampliamento anni ’70: solaio del piano secondo della scuola zona scale/ascensore Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.15+3 205 kg/m2

------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 205 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione + sotofondo + intonaco 100 ------------------


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Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 100 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 605 kg/m2

N.B. – Analisi non riportata nella scheda produttore A11) Sopraelevazione anni ’70: solaio del piano secondo della scuola Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.25+3 285 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 285 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione + sottofondo + intonaco 300 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 300 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 885 kg/m2

N.B. – Nella scheda del produttore è indicato “sovraccarico acc.+ permanente kg/m2 600”: tale valore è stato suddiviso in “qG2” e “qK” come sopra riportato (rispettivamente 300 e 300 kg/m2). A12) Sopraelevazione anni ’70: solaio di sottotetto della scuola Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.20+3 240 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 240 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Intonaco 20 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 20 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.1) qk = 50 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 310 kg/m2

N.B. – Analisi non riportata nella scheda produttore A13) Ampliamento anni ’70: solaio di sottotetto della scuola zona scale/ascensore Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.16.5 150 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 150 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Caldana + intonaco 50 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 50 kg/m2


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114

Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.1) qk = 50 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 250 kg/m2

N.B. – Analisi non riportata nella scheda produttore A14) Copertura della scuola (completa) Carichi permanenti strutturali (q G1) Struttura in capriate e travi lignee 25 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 25 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Tavelle laterizie impalcato e manto tegole marsigliesi 50 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 50 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.2) qk = 125 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 200 kg/m2

B) MURATURE B1) Murature impianto originario Carichi permanenti strutturali (qG1) B1.1 - Pareti interne piani rialzato e primo: paramento grezzo a due teste di mattoni laterizi pieni sp.cm.28 + cm.(1.5+1.5) di intonaco Peso proprio parete 504 kg/m2

Peso proprio intonaco 60 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 564 kg/m2

B1.2 - Pareti esterne piani rialzato e primo: paramento grezzo a due teste di mattoni laterizi pieni sp.cm.28 + una testa mattone f.a.v. sp.cm.14 + cm.2 di intonaco Peso proprio parete 775 kg/m2


B1.3 - Pareti interne piano seminterrato: paramento grezzo a tre teste di mattoni laterizi pieni sp.cm.43 + cm.(2+2) di intonaco Peso proprio parete 775 kg/m2



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B2) Murature ampliamento e sopraelevazione Muratura a due teste di mattoni laterizi B2.1 - Pareti esterne ed interne portanti : paramento grezzo a due teste di mattoni laterizi forati tipo “doppio UNI” sp.cm.25 + cm.(1.5+1.5) di intonaco Peso proprio parete 275 kg/m2


C) PARAMETRI PER AZIONI SISMICHE Con riferimento a quanto riportato al precedente paragrafo 7, si ha:

Valori dei parametri ag, F0, Tc* :

Variabilità del parametro ag in funzione del Tempo di Ritorno TR:


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116

9.2 Verifiche nei confronti dei carichi statici

9.2.1 Strutture verticali

Si riportano nelle figure seguenti vista dei modelli considerati nel calcolo mediante codice automatico. A seguire i format generati dallo stesso nel quale sono riportati i risultati delle verifiche condotte; il bottone verde ed il valore superiore all’unità del rapporto R/E testimoniano il soddisfacimento della verifica.

1) EDIFICIO LATO EST- MODELLO DI CALCOLO PROGETTO


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117


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118

2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - MODELLO DI CALCOLO PROGETTO


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119


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120

3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - MODELLO DI CALCOLO PROGETTO


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121


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122


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123


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124

5) CORPO AMPLIAMENTO - MODELLO DI CALCOLO PROGETTO (AMPLIAMENTO)


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125


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126

EDIFICIO LATO EST- REPORT STATICA (PROGETTO)


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127

CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT STATICA (PROGETTO)


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128

CORPO CENTRALE (PALESTRA) - REPORT STATICA (PROGETTO)


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129

CORPO LATO OVEST - REPORT STATICA (PROGETTO)


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130

CORPO AMPLIAMENTO - REPORT STATICA (PROGETTO)


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131

9.2.2 Strutture orizzontali

9.2.2.1 Individuazione della tipologia di solai

Nelle diverse campagne di indagine sono state rilevate le diverse tipologie di solaio, le stratigrafie dei pacchetti e le relative dimensioni nonchè le armature delle membrature in c.c.a. Le risultanze di quanto rilevato sono state riferite al resto del piano nel quale si localizza il sondaggio previa attenta verifica di analoga configurazione nelle varie zone.

Le tipologie individuate sono tre: solai in latero-cemento, in getto pieno di c.c.a., in legno. Per la tipologia latero-cementizia si individuano poi il genere "gettato in opera" e quello "parzialmente in opera" (impiego di travetti prefabbricati in c.a.p.); per il primo l’elemento interposto fra i travetti realizzati in opera è rappresentato da tavelloni laterizi in doppio strato (intercapedine vuota fra i due) ovvero pignatte laterizie, per il secondo sempre da pignatte laterizie.

Nell'impianto originario dell'edificio sono presenti solai latero-cementizi realizzati in opera, in getto di c.c.a. ed in legno; i solai della sopraelevazione e dell'ampliamento degli anni '70 sono del tipo latero-cementizio realizzati parzialmente in opera (travetti prefabbricati in c.a.p.). Occorre precisare che la struttura di coperto della scuola, in capriate di legno, é stata sì realizzata a completamento della sopraelevazione ma utilizzando le membrature esistenti totalmente recuperate dal coperto preesistente.

A seguire si riportano le verifiche di resistenza allo SLU; queste si riferiranno a tutti i solai dell'edificio, direttamente indagati o individuati per analogia, con la sola esclusione di quelli relativi - alla sopraelevazione ed al volume dell’ampliamento operati negli anni ’70: per questi si dispone delle schede originali del fornitore (sottoscritte dal progettista e D.L. dell’intervento) che verranno commentate a §1.B.4, - alla copertura del corsello di collegamento scuola-palestra, che non è stato indagata, - ai solai di piano rialzato dei locali spogliatoi e servizi igienici a servizio della palestra (parte dei quali a "copertura" dei volumi "cassa morta" a livello dell'interrato).

Per quanto riguarda i carichi si rimanda alla relativa “Analisi dei carichi” riportata al §7.1 ; per quanto riguarda le caratteristiche adottate per i materiali strutturali si rimanda al precedente § 8. 9.2.2.2 Solai latero-cementizi realizzati in opera o parzialmente in opera

a) Impianto originario : solaio del piano rialzato scuola

Il solaio è di tipo latero cementizio realizzato in opera sp.cm.24+1; data l’inconsistenza della soletta si considera nel calcolo come solaio rasato h=cm.25.

Sono presenti due tipologie di solaio e precisamente: - travetti posti ad interasse itr= 70 cm., larghi b=22 cm. ottenuti dall’accostamento di due fondelli

in laterizio – a mo’ di cassero - a forma di “pi-greco” rovescia; elementi interposti rappresentati da tavelloni laterizi su due livelli (superiore, portante sottofondo e pavimento; inferiore, poggiante sulle ali dei fondelli) con lunghezza di cm.48;

- travetti posti ad interasse itr= 40 cm., larghi b=8 cm.; elementi interposti rappresentati da pignatte laterizie con larghezza di cm.32. a1) Interasse travetti cm.70

Si individuano per i locali AULE (vds. planimetrie di rilievo). La luce netta è Ln=6.20 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=6.40 m.


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132

Per quanto riguarda lo schema statico si rappresenta quanto segue: in mezzeria si considera M+

Ed=qdtrLc2/10 , alle estremità l’incastro parziale M-

Ed=qdtrLc2/40. La somma in valore assoluto dei

due momenti soddisfa la condizione d’equilibrio M+Ed

+ M-Ed = qdtrLc

2/8; l’armatura rilevata all’appoggio, pari a 2Ø10, definisce un momento resistente per la sezione M-Rd

-=709 kgm=qdtrLc2/38.7,

in grado dunque di equilibrare il momento sopra ipotizzato per lo schema statico assunto. La verifica che segue si riferisce dunque alla sezione di mezzeria (M+) nella quale è stata rilevata

l’armatura a trazione costituita da 8Ø10. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1

– Relazione Tecnica”): Fd= 957 kg/m2 → qdtr=Fd itr=957x0.70=670 kg/m. M+

Ed = qdtr Lc2/10=2744 kgm VEd = qdtr Lc/2=2144 kg

- Verifica di resistenza a flessione

da cui MRd=2547 kgm → M+

Ed/MRd=2744/2547=1.08 > 1 - NO E’ parere di chi scrive che il risultato sia comunque da considerare soddisfacente e di fatto

ritenere la verifica soddisfatta, stante il limitato superamento del limite ammissibile in riferimento alla forte penalizzazione operata dal fattore di confidenza “FC”. - Verifica di resistenza a taglio

Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura qual è il caso di specie: VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )

1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC d=230 mm bw=220 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 1.932 < 2 vmin=0.035 k3/2fck

1/2= 0.42 ρ1=Asl/(bwd)=0.012 < 0.02 σcp= NEd/Ac=0 da cui VRd=3797 kg > 2144 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=1574 kg] VEd/VRd=2144/3797=0.56 <1 – OK


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133

a2) Interasse travetti cm.40

Si individuano per i locali CORRIDOIO e LOCALI DEL BLOCCO CENTRALE (vds. planimetrie di rilievo).

– CORRIDOIO Si considera il campo di solaio di questa zona nello schema statico di trave in doppio

semincastro; la luce netta è Ln=2.88 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=3.08 m. Nel travetto di solaio é stata individuata all’intradosso della mezzeria (M+) la seguente armatura:

2Ø8. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1

– Relazione Tecnica”): Fd=γG1G1+γQ1Q1=(1.3x435)+(1.5x300)=1015 kg/m2 → qdtr=Fd itr=1015x0.40=406 kg/m. Le massime sollecitazioni di progetto valgono M+




Ed/MRd=321/445=0.72 < 1 - OK - Verifica di resistenza a taglio


1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC Tralasciando il significato dei termini, i valori da essi assunti sono d=230 mm bw=80 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 1.93 < 2 vmin=0.035 k3/2fck

1/2= 0.42 ρ1=Asl/(bwd)=0.0054 < 0.02


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134

σcp= NEd/Ac=0 da cui VRd=694 kg > 625 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=572 kg] VEd/VRd=625/694=0.90 <1 – OK

– LOCALI DEL BLOCCO CENTRALE Luce netta max Ln=4.10 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=4.30 m. Nel travetto di solaio é stata individuata all’intradosso della mezzeria (M+) la seguente armatura:

2Ø10. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1





Ed/MRd=626/668=0.94 < 1 - OK

- Verifica di resistenza a taglio Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura qual è il caso di specie:

VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC

Tralasciando il significato dei termini, i valori da essi assunti sono d=230 mm bw=80 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 1.93 < 2 vmin=0.035 k3/2fck

1/2= 0.42 ρ1=Asl/(bwd)=0.0085 < 0.02 σcp= NEd/Ac=0 da cui


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135

VRd=805 kg < 872 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=572 kg] VEd/VRd=872/805=1.08 >1 – NO E’ parere di chi scrive che il risultato sia comunque da considerare soddisfacente e di fatto ritenere la verifica soddisfatta, stante il limitato superamento del limite ammissibile in riferimento alla forte penalizzazione operata dal fattore di confidenza “FC”.

b) Impianto originario : solaio del piano rialzato di collegamento scuola-palestra

E’ una soletta nervata in c.c.a.: la soletta ha spessore cm.15, le nervature - disposte parallelamente alla direzione trasversale (minore) - hanno sezione retta con dimensioni cm.21x35h (compresi i 15 cm. della soletta) rastremate in corrispondenza degli appoggi dove presentano una sezione dim.cm.21x43h a filo della parete.

– SOLETTA Si considera nello schema statico di trave continua (con appoggio sulle nervature) con campate

uguali di lunghezza pari all’interasse fra le nervature; luce di calcolo Lc=1.63 m. L’armatura rilevata nel verso di orditura all’intradosso della mezzeria (M+) è pari a Ø8/400

(ripartizione Ø6/300). Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1

– Relazione Tecnica”): [si considera una striscia di larghezza unitaria] Fd=γG1G1+γQ1Q1=(1.3x530)+(1.5x300)=1140 kg/m2 → qd=Fdx1.00=1140 kg/m. Le massime sollecitazioni di progetto valgono M+

Ed = qdLc2/10=303 kgm VEd = qdLc/2=930 kg



Ed/MRd=303/326=0.93 < 1 - OK

- Verifica di resistenza a taglio


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136

Si tralascia vista la limitatezza della sollecitazione in rapporto alle dimensioni della sezione resistente.

– NERVATURE Si considerano nello schema statico di trave ad unica campata in condizioni di incastro parziale

con M+Ed = qdtrLc

2/10. La luce netta vale Ln=3.00 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=3.20 m. L’armatura tesa rilevata in mezzeria è di 2Ø13 con staffe Ø6/300. Le massime sollecitazioni di progetto valgono dunque:[sezione di verifica a “T”con dimensioni: b1=750 mm (5xsp.soletta), b2=210 mm, h1=150 mm, h2=200 mm] qd=VEd soletta+(p.p.x1.3)=930+(105x1.3)=1067 kg/m. M+





Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura (sezione rettangolare dim.mm.210x350h): VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )


1/2= 0.375 ρ1=Asl/(bwd)=0.004 < 0.02 σcp= NEd/Ac=0 da cui VRd=2258 kg > 1707 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=2042 kg]


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VEd/VRd=1707/2258=0.76 <1 – OK

c) Impianto originario : solaio della palestra (piano rialzato)

E’ una soletta nervata in c.c.a.: la soletta ha spessore cm.15, le nervature - disposte parallelamente alla direzione trasversale (minore) - hanno sezione retta con dimensioni cm.30x37h (compresi i 15 cm. della soletta) rastremate in corrispondenza degli appoggi dove presentano una sezione dim.cm.30x50h a filo della parete.

– SOLETTA Si considera nello schema statico di trave continua (con appoggio sulle nervature) con campate

uguali di lunghezza pari all’interasse fra le nervature; luce di calcolo Lc=2.00 m. L’armatura rilevata nel verso di orditura all’intradosso della mezzeria (M+) è pari a Ø8/150

(ripartizione Ø6/200). Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1

– Relazione Tecnica”): [si considera una striscia di larghezza unitaria] Fd=γG1G1+γQ1Q1=(1.3x425)+(1.5x500)=1303 kg/m2 → qd=Fd x1.00=1303 kg/m. Le massime sollecitazioni di progetto valgono M+





Si tralascia vista la limitatezza della sollecitazione in rapporto alle dimensioni della sezione resistente.


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138

– NERVATURE Si considerano nello schema statico di trave continua su tre appoggi a campate uguali in

condizioni di incastro parziale con M+Ed = qdtrLc

2/12. La luce netta vale Ln=4.84 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=5.04 m. L’armatura inferiore rilevata in mezzeria è di 2Ø20 con staffe Ø6/200. Le massime sollecitazioni di progetto valgono dunque : [sezione di verifica a “T”con dimensioni: b1=750 mm (5xsp.soletta), b2=300 mm, h1=150 mm, h2=220 mm] qd=VEd soletta+(p.p.x1.3)=1303+(165x1.3)=1518 kg/m. M+





Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura (sezione rettangolare dim.mm.300x500h): VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )




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139

d) Impianto originario : solai del piano primo Il solaio è ritenuto identico per tutti i locali a quello della aule di piano rialzato; tale ipotesi é

supportata dal sondaggio condotto all'intradosso solaio del corridoio. A seguire si riportano i calcoli di verifica per il solaio del corridoio, mentre per i restanti campi

si rimanda alle verifiche di cui al paragrafo precedente. – CORRIDOIO Si considera il campo di solaio di questa zona nello schema statico di trave in doppio semi

incastro; la luce netta è Ln=3.00 m., quella di calcolo Lc=Ln+(0.10+0.10)=3.20 m. Nel travetto di solaio é stata individuata all’intradosso della mezzeria (M+) la seguente armatura:

3Ø8+2Ø4. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale” (per l’entità dei carichi vds. §7.1 del fascicolo “D1







1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC Tralasciando il significato dei termini, i valori da essi assunti sono d=230 mm bw=220 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 1.932 < 2 vmin=0.035 k3/2fck

1/2= 0.42


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140

ρ1=Asl/(bwd)=0.0035 < 0.02 σcp= NEd/Ac=0 da cui VRd=1658 kg > 1072 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=1574 kg] VEd/VRd=1072/1658=0.65 <1 – OK

e) Solai latero-cementizi realizzati parzialmente in opera con impiego di travetti in c.a.p. (sopraelevazione e ampliamento degli anni ’70) Come ricordato, di questi solai sono state recuperate le schede tecniche - in originale -della fornitura, sottoscritte dal progettista nonché Direttore dei Lavori dell’intervento in titolo. Copia delle schede è riportata in allegato N. I travetti prefabbricati precompressi, denominati “Celersap” di produzione della ditta “RDB” (PC), hanno sezione retta a “T” rovescia (o “coda di rondine”) e gli elementi interposti di alleggerimento sono pignatte laterizie. Si hanno vari spessori strutturali a seconda del piano e della zona, e precisamente: - piano rialzato alloggio custode: sp.cm.20 (rasato) - piano rialzato zona scuola ampliamento: sp.cm.18+2 - copertura alloggio custode: sp.cm.20 - piano primo zona scuola ampliamento: sp.cm.15+3 - piano secondo zona scuola ampliamento: sp.cm.15+3 - piano secondo zona scuola sopraelevazione: sp.cm.25+3 - piano sottotetto zona scuola ampliamento: sp.cm.16.5+0 - piano sottotetto zona scuola sopraelevazione: sp.cm.20+3 Le schede riportano per gli impalcati ai vari livelli lo schema planimetrico, dati geometrici e di armatura, i pesi assunti a base del calcolo. Questi ultimi, in particolare, sono di tre tipi: 1 - peso proprio del solaio al grezzo (P1) 2 - peso totale dei sovraccarichi permanenti (al netto del peso proprio) e variabili (P2) 3 - peso totale del solaio finito (P3=P1+P2) Il fatto che in P2 [kg/m2] sia compreso il sovraccarico variabile il cui valore tuttavia non è noto, pone il problema di verificare se i solai in questione siano in grado di portare, con un “ragionevole” grado di sicurezza, un sovraccarico variabile di 200 kg/m2 e 300 kg/m2 (valori di riferimento per le verifiche di cui trattasi) rispettivamente per i solai relativi adll'ìex alloggio custode e per quelli della zona scuola. Non si dispone del fascicolo dei calcoli statici del solaio né si hanno informazioni circa il livello di pretensionamento dei trefoli di armatura. Tuttavia sono riportate nelle schede di fornitura tabelle con indicate, in funzione della geometria del solaio (altezza e interasse travetti) e del tipo di armatura (numero e diametro dei trefoli), le portate ammissibili limite del solaio e più precisamente il “momento massimo di servizio” del solaio riferito ad una striscia di larghezza unitaria (1 metro). Ai fini dunque della verifica statica dei solai si é ritenuto opportuno operare come segue: in riferimetno ad una “attendibile” analisi dei carichi – si ricorda che questi solai sono stati direttamente indagati tramite sondaggi in forma limitata (vds. planimetrie di rilievo) – si verifica se le sollecitazioni flessionali che si determinano sono inferiori ai valori “massimi di servizio” dichiarati dal produttore riportati nelle suddette tabelle. Si considereranno quindi valori totali come massimi assoluti, senza tener conto di criteri probabilistici. Lo schema statico considerato é per tutti i solai quello di trave ad una campata in condizioni di semincastro agli estremi; le luci di calcolo sono dichiarate nelle schede e dunque pre-definite. Operando come sopra descritto si riportano quindi le analisi dei carichi dei solai in oggetto e a seguire le verifiche come sopra descritte. f) Piano rialzato alloggio custode: sp.cm.20+0 (rasato) [zone “A” e “B” indicate nella pianta


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141

fornitura solaio] Dati dalla scheda: P1= 175 kg/m2 P2=300 kg/m2 P3=475 kg/m2 Interasse travetti: 50 cm. Analisi dei carichi (riferita ad una striscia di solaio di larghezza unitaria – m.1.00)

Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.20+0 175 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 175 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Pavimentazione 20 kg/m2 Sottofondo (sp.cm.6 p.s.1.7 t/m3) 105 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 145 kg/m2

Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria A) qk = 200 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 520 kg/m2

f1 – Travetti con armatura tipo “1” Luce netta m.3.80 → luce di calcolo Lc=4.10 m [luce max per questo tipo di travetto] Momento massimo sollecitante: Mmax

+=qtotLc2/12=728 kgm

Nella fattispecie (armatura del travetto tipo “1”, interasse travetti cm.50, altezza solaio cm.20) si individua in tabella un valore del “momento massimo di servizio” M+

ser=988 kgm e dunque Mmax

+=728 kgm < M+ser=988 kgm - La verifica é soddisfatta - OK

f2 – Travetti con armatura tipo “2” Luce netta m.4.90 → luce di calcolo Lc=5.20 m [luce max per questo tipo di travetto] Momento massimo sollecitante: Mmax





g) Piano rialzato zona scuola ampliamento: sp.cm.18+2 [zone “C”, “D”ed “E” indicate nella pianta fornitura solaio] Non compare nelle schede un solaio con questo spessore; si equipara al solaio rasato sp.cm.20 e dunque: P1= 175 kg/m2 P2=300 kg/m2 P3=475 kg/m2 Interasse travetti: 50 cm. L’analisi dei carichi é la stessa riportata per il solaio precedente con la sola modifica relativa al sovraccarico variabile che ora si assume di 300 kg/m2, per un totale complessivo di 620 kg/m2. a1 – Travetti con armatura tipo “1” Luce netta m.3.70 → luce di calcolo Lc=4.00 m [luce max per questo tipo di travetto] Momento massimo sollecitante: Mmax


Nella fattispecie si individua in tabella un valore del “momento massimo di servizio” M+ser=988 kgm e dunque Mmax


a2 – Travetti con armatura tipo “2” Luce netta m.4.74 → luce di calcolo Lc=5.04 m


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142

Momento massimo sollecitante: Mmax+=qtotLc

2/12=1312 kgm Nella fattispecie si individua in tabella un valore del “momento massimo di servizio” M+ser=1248 kgm e dunque Mmax

+=1312 kgm > M+ser=1248 kgm - NO

La verifica non é rigorosamente soddisfatta ma il risultato si ritiene comunque accettabile - OK h) Copertura alloggio custode: sp.cm.20+0 [corrispondenti alle zone “A” e “B” indicate nella pianta fornitura solaio; dati per “A’” e “B’” nella scheda prodotto] Si tralascia qualunque calcolo in quanto il solaio é certamente verificato, essendo le geometrie e le armature dei travetti le stesse del piano dell’alloggio (vds. precedente punto”a”) ed i carichi in gioco certamente inferiori. i) Piano primo zona scuola ampliamento: sp.cm.15+3 Nessun dato disponibile per questo tipo di solaio, né risulta possibile riferirlo ai solai tabellati nella scheda prodotto. l) Piano secondo zona scuola ampliamento: sp.cm.15+3 Nessun dato disponibile per questo tipo di solaio, né risulta possibile riferirlo ai solai tabellati nella scheda prodotto. m) Piano secondo zona scuola sopraelevazione: sp.cm.25+3 P1= 285 kg/m2 P2=600 kg/m2 P3=885 kg/m2 Interasse travetti: 50 cm. Analisi dei carichi (riferita ad una striscia di solaio di larghezza unitaria – m.1.00)


Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Tramezzature 100 kg/m2 Pavimentazione 20 kg/m2 Sottofondo (sp.cm.6 p.s.1.7 t/m3) 105 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 245 kg/m2

Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.1) qk = 300 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 830 kg/m2

m1 – Travetti con armatura tipo “1” Luce netta m.2.97 → luce di calcolo Lc=3.27 m [luce max per questo tipo di travetto] Momento massimo sollecitante: Mmax




m2 – Travetti con armatura tipo “2” Luce netta m.4.10 → luce di calcolo Lc=4.40 m Momento massimo sollecitante: Mmax



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143



+=1339 kgm < M+ser=1840 kgm - OK

m3 – Travetti con armatura tipo “7” Luce netta m.6.85 → luce di calcolo Lc=7.10 m Momento massimo sollecitante: Mmax




+=3487 kgm < M+ser=3828 kgm - OK

n) Piano sottotetto zona scuola ampliamento: sp.cm.16.5+0 Dati dalla scheda: P1= 150 kg/m2 Interasse travetti: 50 cm. Analisi dei carichi (riferita ad una striscia di solaio di larghezza unitaria – m.1.00)

Carichi permanenti strutturali (q G1) Solaio l.c. sp.cm.16.5 150 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 150 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Caldana + intonaco 50 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 50 kg/m2


Non é noto che tipo di travetto sia stato impiegato (tipo di armatura): a favore di sicurezza si considera il travetto tipo “1” che é quello con minor armatura. Luce netta m.4.74 → luce di calcolo Lc=5.04 m [luce max] Momento massimo sollecitante: Mmax




o) Piano sottotetto zona scuola sopraelevazione: sp.cm.20+3 P1= 240 kg/m2 P2=150 kg/m2 P3=390 kg/m2 Interasse travetti: 50 cm. Analisi dei carichi (riferita ad una striscia di solaio di larghezza unitaria – m.1.00)


Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2)


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144

Intonaco (sp.cm.1 p.s. 2.0 t/m3) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 20 kg/m2


o1 – Travetti con armatura tipo “1” Luce netta m.3.13 → luce di calcolo Lc=3.39 m [luce max per questo tipo di travetto] Momento massimo sollecitante: Mmax




o2 – Travetti con armatura tipo “2” Luce netta m.4.74 → luce di calcolo Lc=5.00 m Momento massimo sollecitante: Mmax



+=646 kgm < M+ser=1470 kgm - OK

o3 – Travetti con armatura tipo “7” Luce netta m.6.95 → luce di calcolo Lc=7.21 m Momento massimo sollecitante: Mmax



+=1343 kgm < M+ser=3044 kgm - OK

9.2.2.3 Struttura in carpenteria lignea delle coperture

Trattasi delle coperture in carpenteria di legno massiccio della scuola e della palestra; la copertura della palazzina ex custode é stata trattata al punto precedente in quanto costituita da un solaio laterocementizio. Si individuano due ordini di travi: principali, rappresentate da capriate triangolari, secondarie costituite da travi a terzera disposte ortogonalmente alle capriate e da queste portate. Il materiale si presenta in un buono stato di conservazione, così come le connessioni fra le aste realizzate con inserti metallici. Come già ricordato in premessa, non si sono considerate riduzioni alle caratteristiche meccaniche del materiale strutturale legno in quanto si ritiene di non avere dubbi circa la sua qualità, assunta cautelativamente in sede di verifica nella c.d. classe C24 secondo la classificazione UNI-EN338; si operano dunque le verifiche assumendo per le mebrature strutturali in legno un fattore di confidenza unitario. Si é condotto il calcolo per la sola struttura della palestra (capriate e terzere), tralasciandolo per quella della scuola. Si evidenzia che per la palestra non esiste al disotto della struttura lignea alcun solaio ma due livelli di controsoffitto (uno superiore originale in arellato ed uno inferiore in pannelli di fibrolegno tipo "Eraclit"), mentre per la scuola si ha un vero e proprio solaio di sottotetto di tipo laterocementizio (vds. calcolo di verifica al precedente punto 1.B.4.8); pare dunque evidente, in riferimento al tema della sicurezza, l'importanza di condurre la verifica statica per la palestra. a) Capriata (palestra) La capriata verificata é quella che presenta, a parità di geometria dei suoi elementi componenti, le maggiori sollecitazioni; più precisamente é quella indicata con il numero “5” nella planimetria


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145

associata al “Libretto delle misure” di cui all’intervento di rifacimento delle coperture attuato nell’anno 1950. Il calcolo della struttura é stato eseguito mediante il codice di calcolo automatico denominato "Prosap" prodotto e distribuito da “2SI” S.r.l. di Ferrara, del quale lo scrivente é titolare della licenza n.2146. I principali dati geometrici della capriata sono i seguenti: - lunghezza (interasse appoggi): m.10.20 altezza : m.2.15 - interasse capriate : m.4.15 - puntoni : dim.cm.19x24h ometto : dim.cm.19x19 saettoni : dim.cm.19x19 - catena in tondo pieno di acciaio: Ø 34 mm. (ipotizzato tipo FeB32K). Per le caratteristiche meccaniche del legno si rimanda a quanto riportato al §8. Stante la semplicità dello schema si é ritenuto opportuno non riportare l’intera sessione di output generata dal codice di calcolo, ma solo alcune immagini rappresentative lo stato di sollecitazione e verifica delle membrature.


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146

- Diagramma "M" (inviluppo)

- Diagramma "N" (inviluppo)

- Diagramma "T" (inviluppo)


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147

- Verifica "N-M"

- Verifica "T"


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148

b) Terzere (palestra) Gli elementi maggiormente sollecitati propongono i seguenti dati.

• Dati: l = 450 cm (luce massima) b = 16 cm (larghezza) h = 19 cm (altezza) i = 100cm (interasse massimo)

• Verifica dello stato tensionale allo stato limite ultimo:

Le azioni permanenti agenti valgono: G

1 = g

1,sec* 1.00 ≅ 85 kg/m

L’azione variabile neve vale: Q

s = q

s * 1.00 = 125 * 1.00 = 125 kg/m

I carichi permanenti e variabili devono essere combinati tenendo conto dei coefficienti di sicurezza parziali in modo da ottenere le sollecitazioni più gravose allo stato limite ultimo, la combinazione più gravosa è quella a breve durata:

p = γg1 * G1

+ γg2 * G2

+ γq * Qs

= 85*1.3+ 125*1.5 ≅ 298 kg/m

Le sollecitazioni massime, considerando la trave semplicemente appoggiata valgono:

Md = p * l

2 / 8 ≅ 587 daNm ≅ 58700 kgcm

Vd = p * l / 2 ≅ 592 kg

I valori di calcolo della resistenza si ottengono mediante la relazione: X

d =(kmod * X k

) / γM

dove:


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149

kmod è il coefficiente di correzione che tiene conto degli effetti della durata del carico e

dell’umidità X

k è il valore caratteristico di una proprietà di resistenza

γM = 1.50 è il coefficiente di sicurezza per il materiale legno massello

La copertura è da considerarsi nella classe di servizio 1 in quanto gli elementi sono all’interno della costruzione ( ambiente interno e riscaldato), per cui il kmod = 0.90 per la breve durata del

carico. Si ottiene dunque che i valori di calcolo della resistenza a flessione e taglio siano dunque:

fm,d = fm,k

* 0.90 /1.50 = 240* 0.90 / 1.50 ≅ 144 kg/cm2

fv,d = fv,k

* 0.90 /1.50 = 25* 0.90 / 1.50 ≅ 15 kg/cm2

La verifica a flessione prevede la disuguaglianza: σ

m,d < fm,d * k

cnt

dove il coefficiente di instabilità flesso-torsionale kcnt

= 1 poiché lo svergolamento delle terzere è

impedito dal pacchetto di copertura. Si ha dunque:

W = (b * h2 )/ 6 = 963 cm

3

σm,d = Md / W = 58700 / 963 ≅ 61 kg/ mm

2

la resistenza a flessione è dunque verificata : σ

m,d < fm,d in quanto

61 daN/cm2 <144 kg/cm2

La verifica a taglio prevede la seguente disuguaglianza: τ

d < fv,d

τd = (1,5 * Vd ) / (b*h) = (1,5 * 592 ) / (16*19) = 2.92 kg/cm

2

la resistenza a taglio è dunque verificata : τ

d < fv,d in quanto

2.92 kg/cm2 < 20 kg/cm

2

9.2.2.4 Cornicioni

Ci si riferisce al cornicione tipo della scuola (sopraelevazione anni '70); di essi viene desunta la geometria e la tecnologia costruttiva rispettivamente mediante stima visiva a distanza, osservazione ed ipotesi di progetto simulato (vds Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE).

Si ipotizza la seguente composizione al di la degli elementi direttamente misurabili: Carichi permanenti strutturali (q G1) Soletta 18cm 450 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 450 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Guaina 5 kg/m2 Intonaco (sp.cm.0.5) 10 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 15 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.2) qk = 125 kg/m2


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150

------------------ Totale carichi qtot = 590 kg/m2

– Soletta Si ipotizza un'armatura resistente a trazione superiormente pari a 1Ø10 /20cm. Si ipotizza uno spessore resistente di 18cm ed uno sbalzo di 60cm. Considerando una striscia di soletta di larghezza unitaria, nello schema di trave a mensola, si ottiene quanto segue. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale”: Fd=γG1G1+ γG2G2+γQ1Q1=(1.3x450)+(1.5x15)+(1.5x125)=795 kg/m2 → qdtr1=Fd itr=795x1=633kg/m (carico uniformemente distribuito) Risolvendo si ottiene che le massime sollecitazioni di progetto valgono: M-

Ed =143 kgm VEd = 477 kg - Verifica di resistenza a flessione

da cui MRd=1466 kgm → M-

Ed/MRd=143/1466=0.10 < 1 - OK

- Verifica di resistenza a taglio Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura: VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )

1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC Tralasciando il significato dei termini, i valori da essi assunti sono d=160 mm bw=1000 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 2.08 > 2→2 vmin=0.035 k3/2fck

1/2= 0.44 ρ1=Asl/(bwd)=0.008 < 0.02 σcp= NEd/Ac=0 da cui VRd=7040 kg > 823 kg [(vmin+0.15 σcp) bw d/FC=3585 kg]


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151

VEd/VRd=477/7040=0.07 <1 – OK

9.2.2.5 Pensilina

Ci si riferisce a quella presente sull'ingresso dell'ex alloggio custode (ampliamento anni '70); di essa è nota solo la geometria. Si procederà dunque alla verifica statica con ipotesi di progetto simulato (vds Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE). Si ipotizza la seguente composizione al di la degli elementi direttamente misurabili): Carichi permanenti strutturali (q G1) Soletta 13cm 325 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 325 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Guaina 5 kg/m2 Intonaco (sp.cm.0.5) 10 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 15 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria H.2) qk = 125 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 465 kg/m2

– Soletta Si ipotizza un'armatura resistente a trazione superiormente pari a 1Ø10/20cm. Si ipotizza uno spessore resistente di 13cm ed uno sbalzo di 130cm. Considerando una striscia di soletta di larghezza unitaria, nello schema di trave a mensola, si ottiene quanto segue. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale”: Fd=γG1G1+ γG2G2+γQ1Q1=(1.3x325)+(1.5x15)+(1.5x125)=633 kg/m2 → qdtr1=Fd itr=633x1=633kg/m (carico uniformemente distribuito) Risolvendo si ottiene che le massime sollecitazioni di progetto valgono: M-

Ed =534 kgm VEd = 823 kg


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152



Ed/MRd=534/990=0.54 < 1 - OK




9.2.2.6 Scala impianto originario

Si sviluppa da piano interrato al piano primo lato est: tutte le membrature sono in conglomerato cementizio armato; è stato individuato lo schema statico che vede la presenza di travi in altezza dal lato tromba scala (a ginocchio e doppio ginocchio per le rampe e pianerottoli intermedi), portanti per le rampe una soletta ordita ortogonalmente alle travi ed appoggiata all'altro estremo sulle pareti del vano. Mediante sondaggio diretto è stata rilevata la geometria e l'armatura longitudinale di intradosso e quella trasversale presente in mezzeria per la trave reggirampa a livello di piano rialzato (vds Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE) e l'armatura della soletta delle rampe; per tali elementi si riportano a seguire le verifiche statiche (valutazione della


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153

sicurezza) eseguite sulla base di quanto rilevato e con integrazione conseguenti ad ipotesi di progetto simulato. Si ipotizza la seguente composizione al di la degli elementi direttamente misurabili): Carichi permanenti strutturali (q G1) Soletta 17cm 425 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 425 kg/m2

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Gradino grezzo 200 kg/m2 Pedata in pietra (sp.cm.3) 80 kg/m2 Alzata in pietra (sp.cm.2) 25 kg/m2 Sottofondo pedata (sp.cm.2) 40 kg/m2 Sottofondo alzata (sp.cm.2) 20 kg/m2 Parapetto 50 kg/m2 Intonaco (sp.cm.1) 20 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 435 kg/m2 Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.2) qk = 400 kg/m2 ------------------ Totale carichi qtot = 1260 kg/m2

– Trave reggirampe Si considera a favore di sicurezza lo schema statico di trave in doppio semplice appoggio; la luce netta è Ln=4.40 m., quella di calcolo Lc=1.05*Ln=4.62 m. Nella trave é stata individuata all’intradosso della mezzeria (M+) la seguente armatura: 5Ø16. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale”: Fd=γG1G1+ γG2G2+γQ1Q1=(1.3x425)+(1.5x435)+(1.5x400)=1805 kg/m2 → qdtr1=Fd itr=1805x1.8=3249 kg/m (carico uniformemente distribuito agli estremi della trave per una lunghezza di 1.6m) a cui si aggiunge il peso prorio della trave: → qdtr1=0.28x0.47x2500x1.3=430 kg/m (carico uniformemente distribuito) Risolvendo si ottiene che le massime sollecitazioni di progetto valgono: M+

Ed =5305 kgm VEd = 6192 kg


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- Verifica di resistenza a flessione:

da cui: MRd=8414 kgm → M+

Ed/MRd=5305/8414=0.63 < 1 - OK

-Verifica di resistenza a taglio: Si ipotizza un'armatura a taglio agli appoggi doppia di quella rilevata in mezzeria e dunque

pari a staffe a due braccia φ8/10cm . Il taglio resistente vale dunque:

VRd=17386 kg > 6192 kg VEd/VRd=6192/17386=0.36 < 1 – OK

– Soletta Si è rilevata un'armatura resistente all'intradosso soletta pari a 1Ø10/10cm + 1Ø6/30cm di ripartizione. Si ipotizza uno spessore resistente di 17cm. Considerando una striscia di rampa di larghezza unitaria, nello schema di trave in doppio semplice appoggio si ottiene quanto segue. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale”:

Fd=γG1G1+ γG2G2+γQ1Q1=(1.3x425)+(1.5x435)+(1.5x400)=1805 kg/m2 → qdtr1=Fd itr=1805x1=1805 kg/m (carico uniformemente distribuito) Risolvendo si ottiene che le massime sollecitazioni di progetto valgono: M+

Ed =578 kgm VEd = 1444 kg


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155

- Verifica di resistenza a flessione:

da cui: MRd=2260 kgm → M+

Ed/MRd=578/2260=0.26 < 1 - OK

- Verifica di resistenza a taglio Calcolo della resistenza a taglio in assenza di specifica armatura:

VRd=[0.18 k(100 ρ1 fck )1/3/γc+0.15 σcp] bw d/FC > (vmin+0.15 σcp) bw d/FC

Tralasciando il significato dei termini, i valori da essi assunti sono d=150 mm bw=1000 mm γc=1.5 FC=1.35 k=1+(200/d)1/2 = 2.08 > 2→2 vmin=0.035 k3/2fck


9.2.2.7 Scala ampliamento anni '70

Tutte le membrature sono in conglomerato cementizio armato; è stato individuato, mediante attenta osservazione dall'esterno e con rilievo diretto dell'armatura di intradosso, lo schema di mensola di ciascun gradino costituente le rampe; per tale elemento strutturale si riportano a seguire le verifiche statiche (valutazione della sicurezza) eseguite sulla base di quanto rilevato e con integrazione conseguenti ad ipotesi di progetto simulato (vds Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE).


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156

Si ipotizza la seguente composizione al di la degli elementi direttamente misurabili): Carichi permanenti strutturali (q G1) peso prospio gradino (0.3x0.17/2x2500) 64 kg/m ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 64 kg/m

Sovraccarichi permanenti non strutturali (qG2) Malta di allettamento 18 kg/m Rivestimento 27 kg/m Intonaco (sp.cm.1) 6 kg/m ------------------ Totale carichi permanenti non strutturali: qG2 = 51 kg/m Sovraccarico variabile di esercizio (qk) Sovraccarico variabile (Categoria C.2) qk = 120 kg/m ------------------ Totale carichi qtot = 235 kg/m

– Gradino Si è rilevata un'armatura resistente all'intradosso soletta pari a 2Ø10 a gradino. Si ipotizza una sezione resistente triangolare di base 30cm ed altezza di 17cm, per uno sbalzo di 135cm. Verifica allo SLU per CMB “Fondamentale”: Fd=γG1G1+ γG2G2+γQ1Q1=(1.3x64)+(1.5x51)+(1.5x120)=340 kg/m2 → qdtr1=Fd itr=1805x1=1805 kg/m (carico uniformemente distribuito) Risolvendo lo schema statico della mensola, si ottiene che le massime sollecitazioni di progetto valgono: M-

Ed =310 kgm VEd = 459kg - Verifica di resistenza a flessione


Ed/MRd=310/382=0.81 < 1 - OK


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157




9.2.2.8 Controsoffitti

Ci si riferisce a quelli presenti nel locale palestra. Stante la limitata disponibilità di mezzi ed attrezzature messi a disposizione della scrivente, la conoscenza di tale manufatto si è limitata all' osservazione visiva ed al rilievo fotografico della situazione al di sopra dei pannelli a vista del controsoffitto (pannelli in fibra di legno). Il controsoffitto a vista della palestra è costituito da pannelli di legno tipo "Eraclit". La rimozione di alcuni pannelli ha consentito di ispezionare il volume sovrastante nel quale si individua un'intercapedine d'aria di circa 40cm delimitata superiormente da quello che probabilmente era il controsoffitto originario, costituito dal cosiddetto arellato. Dalla documentazione fotografica (vds Allegato1– Documentazione fotografica alla A.01 - RELAZIONE GENERALE) appare evidente che il controsoffitto a pannelli presenta la propria struttura di sostegno ancorata al controsoffitto di arelle mediante filo d'acciaio. Risulta altamente improbabile che le appensioni dei pannelli corrispondano alle tavole del grigliato di sostegno dell'arellato in quanto: - le tavole non risultavano visibili al montaggio, - le appensioni presentano una scansione regolare difficilmente corrispondente alla posizione delle tavole. Evidentemente in una situazione del genere l'aspetto di criticità è rappresentato dal controsoffitto originario al quale è stato agganciato il nuovo, con conseguente incremento dei pesi portati e dunque maggior cimento dei fissaggi; è daltronde esperienza diffusa tra i tecnici del settore rilevare nel sistema di fissaggio dell'arellato il "vulnus" della sicurezza statica per tale manufatto, fissaggio realizzato con corda di canapa o - peggio- filo di ferro. Di essi viene dunque desunta la geometria e la tecnologia costruttiva mediante stima visiva a distanza, osservazione ed ipotesi di progetto simulato. Si ipotizza che il controsoffitto in Eraclit sia agganciato all'arellato mediante filo di ferro dolce di diametro 8/10 di mm secondo un reticolo di cm 60x60cm. A seguire si riporta l'analasi dei carichi dei controsoffitti e la verifica del fissaggio descritto.


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158

Carichi permanenti strutturali (q G1)

p.p. Eraclit (35mm) 14 kg/m2 ------------------ Totale carichi permanenti strutturali: qG1 = 14 kg/m2

Il numero di agganci per metro quadro risulta: n= 1x1/(0.60x0.60) = 2.78 Il carico su ogni aggancio risulta dunque: NEd = 14 x 1.3 / (2 x n) = 14 x 1.3 / (2 x 2.78) = 3.27 kg Lo sforzo normale resistente risulta: NRd = A x fyd /FC = 0.005x2150/1.15/1.35 = 6.92 kg da cui N-

Ed/NRd = 3.27 / 6.92 = 0.47 < 1 - OK

Per quanto riguarda la verifica dell'arellato si evidenzia che attualmente non è stato rilievato visivamente nessun segno che possa indicarne cedimenti imminenenti, ma viste le limitate indagini eseguite, durante l'esecuzione dei lavori si prevede di verificarne con più accuratezza lo stato di conservazione ed eventuali crepe e/o fessurazioni. Qualora si dovesse riscontrare uno stato di degrado tale da precludere la stabilità dello stesso, in accordo con l'Amministrazione Comunale, verranno resi disponibili gli eventuali ribassi d'asta e/o altre risorse per la rimozione e/o messa in sicurezza dello stesso.


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159

9.3 Verifiche nei confronti delle azioni sismiche

9.3.1 Analisi dei meccanismi locali

Per l’Analisi dei meccanismi di locali di collasso si è fatto riferimento alle indicazioni della Circolare (par. C8A.4).

L’analisi si articola nei seguenti passi: 1. Individuazione dei possibili meccanismi di collasso locale. 2. Trasformazione di una parte della costruzione in un sistema labile, attraverso

l’individuazione di corpi rigidi, definiti da piani di frattura ipotizzabili per la scarsa resistenza a trazione della muratura, in grado di ruotare o scorrere tra loro.

3. Valutazione del moltiplicatore orizzontale dei carichi che comporta l’attivazione del meccanismo mediante l’applicazione del Principio dei Lavori Virtuali.

Per svolgere i punti 1-2-3 si è fatto riferimento alle schede riportate nella seguente pubblicazione: “Repertorio dei meccanismi di danno, delle tecniche di intervento e dei relativi costi negli edifici in muratura” – Regione Marche – Sisma Marche 1997 – Parte Seconda – Appendice Schede illustrative dei principali meccanismi di collasso negli edifici esistenti in muratura, dei relativi modelli cinematici di analisi e degli applicativi di calcolo”;

4. Determinazione della massa M* partecipante al meccanismo applicando la medesima formula utilizzata nell’analisi dinamica modale per la determinazione della massa associata ad un determinato modo di vibrare.

5. Determinazione della frazione della massa della struttura considerata partecipante al meccanismo.

6. Definizione dell’accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo. Generalmente, nell’analisi dei meccanismi locali di collasso, le cerniere attorno a cui avviene la rotazione dei blocchi di muratura vengono collocate sulla faccia del muro; ciò equivale a considerare infinita la resistenza a compressione della muratura; in tal caso la norma impone di assumere in ogni caso FC=1,35 (corrispondente ad un livello di conoscenza LC1 – Conoscenza limitata).

7. Una volta determinata l’accelerazione spettrale di attivazione del meccanismo si determina la corrispondente ag(SLV) mediante la verifica semplificata con fattore di struttura (analisi cinematica lineare). La ag(SLV) è l’accelerazione di ancoraggio dello spettro di progetto (ovverosia la PGA) a cui corrisponde l’accelerazione spettrale di attivazione. Se il meccanismo di collasso riguarda una porzione di struttura appoggiata sulla fondazione si applica la relazione:

g(SLV)*0

a Sa =

q

⋅

Se il meccanismo di collasso riguarda una porzione di struttura collocata in quota per

determinare ag(SLV) si utilizza la seguente relazione:

* 10

S ( ) (z)a =

qe T ψ γ⋅ ⋅

dove: q = 2 S = coefficiente di fondazione T1 = 0.05 H3/4 Se(T1) = Spettro elastico valutato per T1 ψ(z) = Z/H = espressione semplificata della deformata di 1° modo Z = quota rispetto alla fondazione delle linee di vincolo


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160

g = 3N/(2N+1) = espressione semplificata del coeff. di partecipazione N = n° dei piani

Per svolgere le verifiche ci si è avvalsi del foglio di calcolo denominato “C.I.N.E. – Condizioni d’Instabilità Negli Edifici (ver.1.0.1 set 2008)” che viene indicato sulla pubblicazione già citata e che nella versione aggiornata secondo la Circolare è reperibile sul sito http://terremotoabruzzo09.itc.cnr.it.

La scelta del meccanismo locale di collasso per cui verificare una data parete si può considerare

in qualche misura arbitraria in quanto dipende dalla sensibilità del tecnico. Per la presente analisi sono stati individuati due casi di verifica: CASO 1 (MECCANISMO DI RIBALTAMENTO SEMPLICE) Questo meccanismo di collasso locale si ipotizza per le pareti del corpo “palestra” che spiccano

dal livello di piano rialzato (pareti esterne). Queste interessano un solo interpiano in quanto portano direttamente la copertura; quest’ultima, presentando una rigidezza nel proprio piano estremamente limitata (copertura a capriate e travi secondarie in legno) non garantisce il vincolo di sommità ai pannelli murari e dunque il meccanismo di collasso che si individua é quello proprio del ribaltamento semplice, con polo di rotazione al piede della parete.

CASO 2 (MECCANISMO DI FLESSIONE VERTICALE) Stante la presenza a tutti i livelli di solai laterocementizi, “riquadrati” in corrispondenza delle

murature sulle quali poggiano da cordoli continui in c.c.a., per tutti i restanti pannelli murari – ossia con la sola esclusione della fattispecie descritta al precedente CASO 1 – si considera questo meccanismo locale di collasso cinematico, per il quale la presenza di validi ritegni (“linee di vincolo”) quali quelli offerti da solai e cordoli garantisce il suo instaurarsi con conseguente formazione di una cerniera plastica intermedia nell’altezza del pannello.

Per il CASO 1 si sono considerati due tipi di parete dell’edificio palestra; una interessata dalle

finestre - individuabile sui fianchi del volume -, l’altra costituita dal fronte retro nella quale non figurano aperture. Le due tipologie si differenziano altresì per l’entità dei carichi in sommità.

Per il CASO 2 si sono considerati due tipi di parete in considerazione della natura costituente la muratura; mattoni semipieni per le parti dell’impianto originario, blocchi forati portanti per il volume della sopraelevazione.

A seguire si riportano i format generati dal codice di calcolo C.I.N.E., suddivisi per i due casi sopra definiti.

CASO 1 – PALESTRA: FACCIATA CON APERTURE

DATI INIZIALI

Elevazione

GEOMETRIA DELLA FACCIATA (*)

Peso specifico della muratura

γi [kN/m3]

Arretramento della cerniera attorno alla

quale avviene il ribaltamento

rispetto al lembo esterno della

parete [m]

Altezza delle fasce murarie Larghezza delle fasce murarie

Quota del sottofinestra [m]

Quota del soprafinestra [m]

Larghezza della fascia

sottofinestra al netto delle

aperture [m]


intermedia al netto delle

aperture [m]


soprafinestra al netto delle

aperture [m]

1 2.00 4.60 12.00 6.00 12.00 19.0 0.02

2

3

4

CARATTERIZZAZIONE GEOMETRICA DEI MACROELEMENTI

Elevazione

Spessore della parete al piano i-

esimo si [m]

Altezza di interpiano al piano i-esimo

hi [m]

Braccio orizzontale del

carico del solaio al piano i-esimo

rispetto alla cerniera cilindrica

di [m]

Braccio orizzontale

dell'azione di archi o volte al piano i-esimo rispetto alla

cerniera cilindrica dVi [m]

Quota del punto di applicazione

di azioni trasmesse da archi o volte al piano i-esimo

hVi [m]

Quota del baricentro della parete al piano

i-esimo yGi [m]

Quota del baricentro della parete al piano

i-esimo (**) yGi [m]

1 0.43 6.50 0.27 0.00 0.00 3.24


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162

AZIONI SUI MACROELEMENTI

Elevazione

Peso proprio della parete al piano i-esimo

W i [kN]


(**) W i [kN]

Carico trasmesso dal

solaio al piano i-esimo

PSi [kN]

Spinta statica della copertura

PH [kN]

Componente verticale della

spinta di archi o volte al piano i-

esimo FVi [kN]

Componente orizzontale della spinta di archi o volte al piano i-

esimo FHi [kN]

Azione del tirante al piano i-

esimo Ti [kN]

1 508.5 88.0 0.0 0.0 0.0 0.0

DATI DI CALCOLO

MOMENTO DELLE AZIONI STABILIZZANTI

Ribaltamento delle

elevazioni:

Peso proprio delle pareti

[kNm]

Carico dei solai [kNm]

Azione di archi o volte [kNm]

Azione dei tiranti [kNm]

1 98.4 21.4 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

MOMENTO DELLE AZIONI RIBALTANTI

Ribaltamento delle

elevazioni:

Inerzia delle pareti [kNm]

Inerzia dei solai [kNm]

Inerzia di archi o volte [kNm]

Spinta statica di archi o volte

[kNm]


[kNm]

1 1646.2 571.7 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0


__________________________________________________________________________________


163

MOLTIPLI-CATORE

αααα0000

Ribaltamento delle

elevazioni: Valore di α0

1 0.054

- N.C.

- N.C.

- N.C.

CALCOLO DELLE PGA PER LA VERIFICA DELLO STATO LIMIT E DI SALVAGUARDIA DELLA VITA ISTRUZIONI PER L'APPLICAZIONE DELLE NTC 14-01-2008 (bozza del 07-03-2008)

PARAMETRI DI CALCOLO

Fattore di struttura q 2.00

Coefficiente di amplificazione topografica ST 1.00

Categoria suolo di fondazione C

PGA di riferimento ag(PVR) [g] 0.212

Fattore di amplificazione massima dello spettro FO 2.506

Periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro TC* [sec] 0.304

Fattore di smorzamento η 1.000

Altezza della struttura H [m] 6.50

Coefficiente di amplificazione stratigrafica SS 1.381

Coefficiente CC 1.555

Fattore di amplificazione locale del suolo di fondazione S 1.381

Numero di piani dell'edificio N 1

Coefficiente di partecipazione modale γ 1.000

Primo periodo di vibrazione dell'intera struttura T1 [sec] 0.204

Ribaltamento delle elevazioni:

Baricentro delle linee di vincolo

Z [m] ψ(Z) = Z/H ag(SLV)

(C8D.9) Se(T1)

(C8D.10)

1 0.086


__________________________________________________________________________________


164

PGA-SLV


ag(SLV) min(C8D.9; C8D.10)

1 0.086


__________________________________________________________________________________


165

CASO 1 – PALESTRA: FRONTE RETRO (SENZA APERTURE)

DATI INIZIALI

Elevazione

GEOMETRIA DELLA FACCIATA (*)


γi [kN/m3]

Arretramento della cerniera attorno alla

quale avviene il ribaltamento

rispetto al lembo esterno della

parete [m]

Altezza delle fasce murarie Larghezza delle fasce murarie

Quota del sottofinestra [m]

Quota del soprafinestra [m]


sottofinestra al netto delle

aperture [m]


intermedia al netto delle

aperture [m]


soprafinestra al netto delle

aperture [m]

1 1.00 1.00 10.40 10.40 10.40 19.0 0.02

2

3

4

CARATTERIZZAZIONE GEOMETRICA DEI MACROELEMENTI

Elevazione

Spessore della parete al piano i-

esimo si [m]

Altezza di interpiano al piano i-esimo

hi [m]


carico del solaio al piano i-esimo

rispetto alla cerniera cilindrica

di [m]

Braccio orizzontale

dell'azione di archi o volte al piano i-esimo rispetto alla

cerniera cilindrica dVi [m]

Quota del punto di applicazione

di azioni trasmesse da archi o volte al piano i-esimo

hVi [m]

Quota del baricentro della

parete al piano i-esimo yGi [m]

Quota del baricentro della

parete al piano i-esimo (**) yGi [m]

1 0.43 6.50 0.27 0.00 0.00 3.25

2 0.00

3 0.00

4 0.00


__________________________________________________________________________________


166


Elevazione


W i [kN]


(**) W i [kN]


solaio al piano i-esimo

PSi [kN]


PH [kN]


spinta di archi o volte al piano i-

esimo FVi [kN]

Componente orizzontale della spinta di archi o volte al piano i-

esimo FHi [kN]

Azione del tirante al piano i-

esimo Ti [kN]

1 550.8 46.9

0.0

0.0 0.0 0.0

2 0.0

3 0.0

4 0.0

DATI DI CALCOLO

MOMENTO DELLE AZIONI STABILIZZANTI

Ribaltamento delle

elevazioni:

Peso proprio delle pareti

[kNm]

Carico dei solai [kNm]

Azione di archi o volte [kNm]

Azione dei tiranti [kNm]

1 106.6 11.4 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0

MOMENTO DELLE AZIONI RIBALTANTI

Ribaltamento delle

elevazioni:

Inerzia delle pareti [kNm]

Inerzia dei solai [kNm]

Inerzia di archi o volte [kNm]

Spinta statica di archi o volte

[kNm]


[kNm]

1 1790.2 304.9 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0

- 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0


__________________________________________________________________________________


167

MOLTIPLI-CATORE

αααα0000

Ribaltamento delle

elevazioni: Valore di α0

1 0.056


















Baricentro delle linee di vincolo

Z [m] ψ(Z) = Z/H ag(SLV)

(C8D.9) Se(T1)

(C8D.10)

1 0.087


__________________________________________________________________________________


168

PGA-SLV


ag(SLV) min(C8D.9; C8D.10)

1 0.087

CASO 2 – PARETE IMPIANTO ORIGINARIO

DATI INIZIALI

CARATTERIZZAZIONE GEOMETRICA DELLA PARETE

Spessore della parete s [m]

Altezza della parete

(interpiano) h [m]


carico trasmesso dai piani superiori

rispetto al carrello in B

d [m]

Braccio orizzontale

dell'azione di archi o volte rispetto al

carrello in B dV [m]

Braccio verticale dell'azione di archi o volte rispetto al

carrello in B hV [m]


carico trasmesso dal

solaio rispetto al carrello in B

a [m]

0.43 4.62 0.22 0.00 0.00 0.15


γi [kN/m3]


Peso proprio della parete

W [kN]


solaio PS [kN]

Carico trasmesso alla parete dai piani

superiori N [kN]


spinta di archi o volte

FV [kN]

Componente orizzontale della spinta di archi o

volte FH [kN]

19.0 37.6 15.9 25.6 0.0 0.0

DATI DI CALCOLO

Valore minimo assunto da α0

Valore di h1 per

α0 minimo [m]

Valore assunto da α0 per h2 = hV

0.858 3.14 N.C.

Fig. 1 - Schema di calcolo

A

C

B

h1

h

s

h2hv

d

ψ

ϕ

W1

αW1

W2αW2Fv

FHαFv

1

2

PsN

a

dv


__________________________________________________________________________________


170

MOLTIPLI-CATORE

αααα0000

Valore minimo assunto da

α0

Quota di formazione della cerniera rispetto alla base della

parete h1 [m]

0.858 3.14










Quota di base del macroelemento rispetto alla fondazione [m] 9.70









__________________________________________________________________________________


171

Baricentro delle linee di vincolo Z [m]

ψ(Z) = Z/H ag(SLV) (C8D.9)

Se(T1) (C8D.10)

12.010 0.642 1.243 19.230

PGA-SLV ag(SLV)

min(C8D.9; C8D.10)

0.566


__________________________________________________________________________________


172

CASO 2 – PARETE SOPRAELEVAZIONE ANNI ‘70

DATI INIZIALI

CARATTERIZZAZIONE GEOMETRICA DELLA PARETE

Spessore della parete s [m]

Altezza della parete

(interpiano) h [m]


carico trasmesso dai piani superiori

rispetto al carrello in B

d [m]

Braccio orizzontale

dell'azione di archi o volte rispetto al

carrello in B dV [m]

Braccio verticale dell'azione di archi o volte rispetto al

carrello in B hV [m]


carico trasmesso dal

solaio rispetto al carrello in B

a [m]

0.25 3.98 0.00 0.00 0.00 0.08


γi [kN/m3]


Peso proprio della parete

W [kN]


solaio PS [kN]

Carico trasmesso alla parete dai piani

superiori N [kN]


spinta di archi o volte

FV [kN]

Componente orizzontale della spinta di archi o

volte FH [kN]

13.4 13.3 13.0 0.0 0.0 0.0

DATI DI CALCOLO

Valore minimo assunto da α0

Valore di h1 per

α0 minimo [m]

Valore assunto da α0 per h2 = hV

Fig. 1 - Schema di calcolo

A

C

B

h1

h

s

h2hv

d

ψ

ϕ

W1

αW1

W2αW2Fv

FHαFv

1

2

PsN

a

dv


__________________________________________________________________________________


173

0.485 2.87 N.C.

MOLTIPLI-CATORE

αααα0000

Valore minimo assunto da

α0

Quota di formazione della cerniera rispetto alla base della

parete h1 [m]

0.485 2.87










Quota di base del macroelemento rispetto alla fondazione [m] 14.32









__________________________________________________________________________________


174

Baricentro delle linee di vincolo Z [m]

ψ(Z) = Z/H ag(SLV) (C8D.9)

Se(T1) (C8D.10)

16.310 0.872 0.702 7.994

PGA-SLV ag(SLV)

min(C8D.9; C8D.10)

0.235


__________________________________________________________________________________


175

- Con riferimento al“CASO 1” (MECCANISMO DI RIBALTAMENTO SEMPLICE), le pareti esistenti risultano in grado di sopportare un’azione sismica pari a circa il 41% di quella di riferimento (rapporto: 0.086 g / 0.212 g); - Con riferimento al “CASO 2” (MECCANISMO DI FLESSIONE VERTICALE), le pareti esistenti risultano in grado di sopportare un’azione sismica superiore a quella di riferimento (agmin =0.235 g>0.212 g).

Il solo edificio palestra presenta dunque carenze, in termini di stabilità locale, delle fronti in fase

sismica.


__________________________________________________________________________________


176

9.3.2 Analisi dei meccanismi globali

L’analisi dei meccanismi globali viene condotta su un modello a macro elementi utilizzando il programma di calcolo PC.E della Ditta AEDES..

È stata eseguita un’Analisi Statica Non Lineare (pushover) nella quale i setti murari sono schematizzati con macro elementi in grado di simulare il comportamento elasto-plastico delle estremità dei pannelli

In questo paragrafo ci si limiterà a riportare le ipotesi di calcolo ed i risultati ottenuti dall’analisi, rimandando al CD allegato l’output completo del calcolo generato dal codice per l’analisi eseguita.

Per la vista del modello si faccia riferimento alle figure precedentemente riportate. La modellazione dell’edificio è stata effettuata considerando il piano parzialmente seminterrato

come totalmente fuori terra, assumendo dunque lo “zero” dell’altezza sismica coincidente con l’intradosso delle fondazioni esistenti (che è realmente su un unico piano orizzontale). Per la copertura – a padiglione con falde piane – la cui struttura è in carpenteria lignea e per la quale non si può assumere l’ipotesi di rigidezza nel piano di falda, si è riportato il carico dell’orizzontamento a livello di solaio di sottotetto (questo avente la stessa consistenza di fatto dei solai sottostanti).

Le verifiche eseguite sono le seguenti: Stato Limite Ultimo (SLV):

• Dmax < Du dove:

1. Dmax rappresenta lo spostamento massimo richiesto individuato dallo spettro elastico;

2. Du rappresenta lo spostamento massimo offerto dalla struttura corrispondente con un decadimento della curva di pushover pari al 20% di quello massimo.

• q* < 3 dove:

1. q* rappresenta il rapporto tra la forza di risposta elastica e la forza di snervamento del sistema equivalente

Stato Limite di Danno (SLD):

• DmaxSLD < Dd

dove: 1. Dmax

SLD rappresenta lo spostamento massimo richiesto individuato dallo spettro sismico definito per lo stato limite di danno;

2. Dd rappresenta lo spostamento massimo corrispondente al valore che causa il superamento del valore massimo di drift di piano (0.003).

Indicatori di rischio L’O.P.C.M. 3362/2004 prevede il calcolo degli indicatori di rischio (alpha)u ed (alpha)e. Il

parametro (alpha)u e' considerato un indicatore del rischio di collasso, il parametro (alpha)e un indicatore del rischio di inagibilità dell'opera.

Questi parametri vengono calcolati come di seguito riportato: • (alpha)u = PGADS / PGA

Dove: 1. PGADS rappresenta l’accelerazione stimata di Danno Severo; 2. PGA rappresenta l’accelerazione di picco.

• (alpha)e = PGADL / PGA

Dove:


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177

1. PGADL rappresenta l’accelerazione stimata di Danno Lieve; 2. PGA rappresenta l’accelerazione di picco.

Si ricorda che il valore di PGA corrispondente allo SLV risulta pari a 0.212 g, come riportato nel

paragrafo di definizione dell’azione sismica. Si riportano di seguito per questa analisi le curve di pushover e l’individuazione delle pareti a

collasso con i meccanismi di rottura che le provocano.

1) EDIFICIO LATO EST- REPORT SISMICA PROGETTO


__________________________________________________________________________________


178


__________________________________________________________________________________


179


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180


__________________________________________________________________________________


181

2) CORPO CENTRALE (SCUOLA) - REPORT SISMICA


__________________________________________________________________________________


182


__________________________________________________________________________________


183


__________________________________________________________________________________


184


__________________________________________________________________________________


185

3) CORPO CENTRALE (PALESTRA) - REPORT SISMICA


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186


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187


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188


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189

4) CORPO LATO OVEST - REPORT SISMICA


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190


__________________________________________________________________________________


191


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192


__________________________________________________________________________________


193

5) CORPO AMPLIAMENTO - REPORT SISMICA


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194


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195


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196


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197


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198


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199

9.4 Verifiche geotecniche

Le verifiche sono condotte con riferimento all’APPROCCIO 2 (D.M. 14-01-2008 al Cap. 6.4.) Per tale tipo di approccio si considera il seguente set di coefficienti “A1 + M1 + R3”

che vengono desunti dalle tabelle 6.2.I, 6.2.II e 6.4.I. Dalla tabella 6.4.II si desume che i valori dei coefficienti parziali di riduzione M1 sono tutti

unitari: γ’ φ = 1.0 γc’ = 1.0 γcu = 1.0 γγ = 1.0 per cui i valori delle caratteristiche e resistenze di progetto del terreno restano invariate γd = 0,0020 daN/cm3

γ’ d =0,0010 daN/cm3

φ’ d = 28°

c’d = 0 daN/cm2

cud = 0 daN/cm2 Si ricorda che il modello dell’edificio descrive sia l’elevazione che la fondazione in un unico

organismo strutturale. Le verifiche eseguite si riferiscono sia alla fase statica che a quella sismica e per entrambe

riguardano lo SL di resistenza del terreno (GEO), che prevede il controllo dei seguenti Stati Limite Ultimi:

- SLU dell’insieme fondazione-terreno - SLU di scorrimento sul piano di posa

La capacità portante del terreno viene valutata mediante la formula di Terzaghi per le seguenti

due travi di fondazione (dati riferiti alla figura sottoriportata): - trave dell’allineamento murario di spina dell’impianto originario: B=88 cm D=215 cm - trave della porzione ampliamento anni ’70: B=100 cm D=65 cm La prima, rappresentativa delle fondazioni del corpo originario, risulta essere la più significativa

ai fini della verifica in quanto è la maggiormente caricata e con la minor quota di affondamento. La seconda è di fatto tipica per il sistema fondazionale del volume realizzato negli anni ’70 per il

quale tuttavia necessita la seguente precisazione: le travi di fondazione di questa zona non costituiscono un vero e proprio reticolo ma figurano (vds. documentazione progetto originario) come “nervature” estradossate di una platea. In considerazione dell’elevato interasse fra le travi e del ridotto spessore della platea - cm.25 c.c.a.+cm.15 di calcestruzzo magro di sottofondazione - si è ritenuto opportuno, a favore di sicurezza, non considerare la fondazione come platea nervata. La larghezza della superficie di impronta è determinata considerando la larghezza pari a cm.70 della trave incrementata di cm.15 per lato, valore pari allo spessore dello strato di pulizia e di sottofondazione (ipotesi di diffusione del carico a 45°).

Nel seguito, per ciascuna delle due travi si riportano i calcoli di verifica della portanza per il terreno sul quale poggiano.

Si assume come condizione di rottura quella generale, caratterizzata dalla formazione di una

superficie di scorrimento che raggiunge il piano libero sovrastante la fondazione (misura “D” indicata in figura - il valore del carico limite è individuato come punto di massimo della curva carichi cedimenti). Per fondazioni superficiali a pianta rettangolare allungata di larghezza B, con piano di posa posto alla profondità D, si ha


__________________________________________________________________________________


200

qlim = Nq*γ’ *D + Nc*c + ½·Nγ* γ’ *B essendo

c Nc = contributo della coesione lungo le superfici di rottura; qo Nq = effetto stabilizzante del terreno ai lati della fondazione sul piano di posa; ½ γ B Nγ = contributo della resistenza di attrito dovuta al peso del terreno del terreno all'interno delle superfici di scorrimento

I coefficienti adimensionali Ni si ricavano in funzione dell’angolo di attrito efficace di progetto φ’ d = 28° e risultano essere: Nq = 14.72

Nc = 25.80

Nγ = 16.72

da cui :

- FONDAZIONE IMPIANTO ORIGINARIO : B=88 cm D= 215 cm

qlim = 14.72*0.002*215+0+0.5*16.72*0.0020*88= 7.8 daN/cm2

- FONDAZIONE AMPLIAMENTO ANNI ‘70 : B=100 cm D= 65 cm

qlim = 14.72*0.002*65+0+0.5*16.72*0.0020*100= 3.6 daN/cm2

Per poter confrontare la capacità portante del terreno con le tensioni di contatto fondazione-

terreno è necessario applicare il coefficiente parziale di resistenza di tipo R3 alla capacità portante stessa. Il coefficiente associato alla combinazione R3 si desume dalla tabella 6.4.I γR = 2.3 Si ha dunque

- FONDAZIONE IMPIANTO ORIGINARIO : Qlim = qlim / γR = 7.8 / 2.3 = 3.39 daN/cm 2

- FONDAZIONE AMPLIAMENTO ANNI ‘70 : Qlim = qlim / γR = 3.6 / 2.3 = 1.57 daN/cm 2

La capacità portante del terreno viene confrontata con le massime tensioni normali esplicate

dal reticolo di travi della struttura sul terreno per i vari SL. Al punto “l” del § 1. sono riportati i diagrammi di pressione sul terreno di fondazione dai

quali si desume il soddisfacimento delle verifiche geotecniche relative al sistema fondazione-terreno.


__________________________________________________________________________________


201

Relativamente alla verifica di scorrimento sul piano di posa, indicata come non soddisfatta dal report generato dal codice, si rappresenta quanto segue.

Il programma di calcolo automatico, considera come superficie sulla quale si esplica la resistenza d’attrito che deve equilibrare l’azione orizzontale, l’area d’impronta delle fondazioni. Ai fini di questa verifica, come indicato al punto 7.11.5.3.1 delle NTC’08, è importante considerare anche il contributo di resistenza offerto dall’attrito che si esplica sulle superfici verticali dei corpi di fondazione, opportunamente valutato in ragione delle caratteristiche del terreno e dei criteri con i quali sono state realizzate le opere di fondazione. Nella fattispecie, i sondaggi hanno posto direttamente in luce iL fatto che le fondazioni in calcestruzzo, quantomeno dell’impianto originario, siano state gettate direttamente all’interno delo scavo in sezione obbligata e che dunque è certo l’effetto dell’ingranamento intimo “calcestruzzo-terreno”. Circa la natura del terreno, fondamentalmente incoerente a questa quota, non rilevano aspetti che posano far ritenere compromessa la trasmissione di forze d’attrito fra terreno e superficie di calcestruzzo della fondazione.

Con ciò, è immediato verificare che qualora si considerino concorrenti alla resistenza le forze orizzontali anche le forze d’attrito che si sviluppano sulle superfici verticali delle travi di fondazione – calcolate in riferimento ad una pressione ortogonale a tali superfici pari alla spinta a riposo del terreno moltiplicata per il coefficiente d’attrito terreno-calcestruzzo (2/3 tgφ’ k) – la verifica risulta ampiamente soddisfatta.

In sintesi, si determina il soddisfacimento di tutte le verifiche geotecniche considerate e come

sopra elencate.


__________________________________________________________________________________


202

10 CONCLUSIONI

10.1 Sintesi del percorso conoscitivo

10.1.1 Elementi salienti del percorso conoscitivo

• ricerca ed esame della documentazione disponibile sulla struttura; • rilievo geometrico della struttura; • individuazione della tipologia strutturale e della regolarità dell’edificio; • attribuzione delle categorie di suolo; • rilievo del quadro fessurativo e di degrado della struttura; • acquisizione di un livello di conoscenza della costruzione adeguato per le verifiche da eseguire,

mediante sopralluoghi e saggi/sondaggi eseguiti a campione; • evidenziazione, con giudizio esperto, delle vulnerabilità non valutabili numericamente; • definizione dell’azione sismica di riferimento; • verifica della struttura nei confronti dei carichi statici; • definizione dei livelli di accelerazione al suolo in grado di attivare i singoli meccanismi di

danneggiamento e collasso locale; • definizione dei livelli di accelerazione al suolo in grado di attivare i singoli meccanismi di

danneggiamento e collasso globale; • indicazione delle possibili tecniche d’intervento necessarie alla mitigazione delle principali

vulnerabilità.

10.1.2 Descrizione della struttura

Il fabbricato in esame, denominato Scuola Elementare “Decio Raggi” è situato a Rimini in via G. Matteotti nc.28. Esso ha un volume stimabile in circa 15.000 mc (al netto delle parti di sottotetto) ed è utilizzato da una popolazione scolastica di circa 200 studenti; in tale volumetria sono ricompresi la palestra e l'ex casa del custode (ora sede dell'Ass.ne Arma Carabinieri). La palestra é in collegamento funzionale diretto con la scuola a tutti i livelli che presenta (piano rialzato e seminterrato), mentre così non é per l'ex casa del custode i cui locali di piano rialzato risultano accessibili autonomamente ed esclusivamente dalla corte esterna.

Il complesso è composto da un corpo di fabbrica a forma fondamentalmente parallelepipeda con disposizione “lineare” parallela alla via G. Matteotti sulla quale prospetta e presenta un piano seminterrato e tre piani fuori terra (piani rialzato, primo e secondo). In vero, tale configurazione riguarda il volume della scuola vera e propria, in quanto la presenza della palestra – che risulta un volume disitnto dalla scuola ancorché ad essa collegata - definisce una conformazione planimetrica a forma di "T" per i piani semintrerrato e rialzato. Figurano poi volumi di sottotetto interessanti sia la palestra che la scuola, con la sola eccezione per quest’ultima della porzione relativa alla scala/ascensore realizzata negli anni ’70 (vds. oltre); le coperture sono a falde piane con disegno a padiglione, variamente articolate nell’altezza (palestra vera e propria rispetto agli annessi locali spogliatoio, parte centrale della scuola in corrispondenza dell’ingresso principale rispetto alle due “ali” laterali).

La forma in pianta della scuola vera e propria rispecchia lo schema distributivo interno, che é quello c.d. "a corridoio laterale" solitamente adottato per ottenere una razionale distribuzione degli ambienti nonché una collocazione delle aule opposta rispetto alla strada.

L'immobile si configura isolato ed eretto su lotto autonomo; non si rilevano interazioni con altri edifici estranei al complesso scolastico.


__________________________________________________________________________________


203

La consistenza volumetrica della scuola si é modificata nel tempo; più precisamente, l'impianto originario risalente alla seconda metà degli anni trenta (inaugurazione del 1938) é stato ampliato sia planimetricamente che altimetricamente (sopraelevazione) all'inizio degli anni settanta. L'ampliamento planimetrico sul lato ovest ha visto la realizzazione di un alloggio per il custode, di una scala (dal piano rialzato sino al secondo), di un elevatore; la sopraelevazione ha interessato per tutta la sua estensione il sedime della scuola sì da realizzare un nuovo livello di orizzontamento (secondo piano).

Inoltre, la parte terminale lato est della scuola venne ricostruita per circa una quindicina di metri a ridosso degli anni '50 a seguito del crollo parziale e del danneggiamento causati da un bombardamento in occasione dell’ultimo conflitto; da quanto riportato nella documentazione analizzata (relazioni del Genio Civile e dell'A.C. di Rimini) si evince che la ricostruzione avvenne fedelmente alla preesistenza.

Risultando la pavimentazione del piano seminterrato realizzata direttamente su vespaio a terra, si rilevano dunque cinque livelli di orizzontamento (piani rialzato, primo, secondo, sottotetto, tetto); i collegamenti verticali sono costituiti da due corpi scala interni e da un apparecchio ascensore.

Con riferimento alle piante del fabbricato, si individuano le seguenti parti di fabbricato: d) corpo principale: é rappresentato dalla porzione "lineare" costituente la scuola vera e

propria (impianto originario del '30 + sopraelevazione del '70); e) ampliamento (anni '70): é costituito dal volume contenente la scala ed il vano ascensore -

in collegamento diretto con il connettivo della scuola a tutti i livelli - e dall'ex alloggio del custode;

f) palestra: é in collegamento diretto con la scuola e comprende la palestra vera e propria a piano rialzato e gli annessi spogliatoi e servizi igienici, ed i locali tecnici a livello seminterrato.

Nel seguito si riporta descrizione sintetica delle principali componenti strutturali, desunte dall'esame della documentazione analizzata e dal rilevamento diretto conseguente ai sondaggi eseguiti; di tali attività verrà più oltre riportata esaustiva rendicontazione.

La struttura di fondazione é stata direttamente indagata mediante sondaggi per il corpo

principale e per la palestra, rilevando per entrambi "travi" a sezione corrente rettangolare in calcestruzzo non armato; per l'ampliamento invece si é fatto riferimento al progetto originario recuperato presso l'Amministrazione Comunale (vds. §. 5.1 Esame della documentazione disponibile ed analisi storico-critica) che indica come struttura fondazionale un reticolo di travi con platea – quest’ultima solo in una zona limitata - in c.c.a. Si evidenzia che i sondaggi hanno consentito di rilevare la presenza di volumi interrati non utilizzati, ossia c.d. “casse morte”; tali volumi corrispondono esattamente al sedime delle due protuberanze, disposte simmetricamemente rispetto all’asse trasversale centrale, rappresentate a livello rialzato dai volumi dei locali spogliatoi e servizi igienici annessi alla palestra. La loro presenza è stata messa in luce attraverso scavi esterni e perforazioni di pareti interne del seminterrato; pur avendo constatato quanto sopra direttamente per il solo corpo di destra, non vi è motivo di ritenere che ciò non valga anche per quello di sinistra. L’esistenza di tali volumi si giustifica con la necessità, correttissima dal punto di vista strutturale, di realizzare un unico piano di posa per le strutture d’elevazione del “complesso palestra”.

Mediante sondaggi si è poi rilevata la struttura verticale dell'elevazione, costituita da muratura in elementi laterizi pieni per tutto il volume originario, ossia per la palestra e per i primi due piani della scuola (corpo principale); per il terzo piano di quest'ultima - sopraelevazione anni '70 - e per l'ampliamento, questa componente é ancora in muratura ma di elementi laterizi semipieni.

Si evidenzia che i sondaggi hanno confermato l'esistenza di "pilastri" in c.c.a. interni alla parete muraria dell'impianto originario unitamente a "cordoli" e "travi" disposti nel piano dei solai a formazione di “telai spaziali” (ossia disposti lungo entrambe le direzioni principali); tali elementi sono infatti descritti nella documentazione consultata – in particolare quella relativa alle riparazioni post belliche - nella quale si citano esplicitamente le caratteristiche "asismiche" dell'edificio,


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"progettato" nel rispetto dei criteri antisismici all'epoca vigenti. In riferimento a quest’ultimo aspetto è poi fondamentale evidenziare l’esistenza di giunti strutturali a tutta altezza (che tuttavia lasciano prevedibilmente escluse le fondazioni) rilevabili a ridosso della zona centrale del corpo principale ossia quella individuata, per intendersi, dalla parte che fuoriesce sul fronte principale ed alla quale corrisponde l’ampia gradonata esterna che sottolinea l’ingresso alla scuola a livello di piano rialzato. Tali giunti trasversali (ossia ortogonali alla maggiore dimensione) suddividono dunque l’impianto originario in tre parti: quella centrale del corpo principale (scuola) collegata alla retrostante palestra, e le due laterali. Ancorché non sufficientemente ampi in riferimento ai parametri attuali ossia alla domanda in termini di sicurezza sismica definita dalle norme vigenti, la loro realizzazione testimonia comunque una corretta analisi del comportamento strutturale del fabbricato, che viene “scomposto” in porzioni “regolari” che garantiscono un miglior comportamento antisismico. Si evidenzia che sarebbe stata auspicabile anche la separazione del corpo principale (scuola) con la palestra, stante la significativa variazione di rigidezza che si realizza in corrispondenza del corridoio di collegamento fra i due; tuttavia essa non figura né nelle planimetrie più datate - che riportano invece molto chiaramente i due giunti trasversali sopra detti – né è rilevabile in situ. Da ultimo, l’attenta osservazione della zona di collegamento fra il corpo principale e l’ampliamento ha evidenziato l’assenza di ammorsamento tra le rispettive pareti murarie, mentre i solai ai vari piani risultano “in continuità”; tale configurazione è confermata dal progettista dell'intervento, ing. G. Ferri (n.338 O.d.I Forlì), nella sua Relazione Tecnica associata all'intervento di edificazione dell'ampliamento.

Per quanto poi riguarda gli orizzontamenti, la loro struttura risulta così costituita: - per i piani rialzato e primo del corpo principale, da solai laterocementizi "rasati" (ossia senza

soletta collaborante in c.c.a.) realizzati in opera (sondaggi), - per i piano terzo e di sottotetto del corpo principale (sopraelevazione) e del volume costituente

l'ampliamento, da solai laterocementizi realizzati parzialmente in opera con travetti prefabbricati in c.a.p. e interposte pignatte laterizie di alleggerimento; per i solai della scuola si individua la presenza di soletta collaborante in c.c.a., mentre per quelli dell'ampliamento questa non é sempre presente (documentazione e sondaggi),

- per il piano rialzato della palestra (compresi corridoio di accesso e spogliatoi), da una soletta di c.c.a. realizzata in opera (sondaggi).

I solai delle coperture sono in legno (fondamentalmente capriate e terzere) per il corpo principale e la palestra ed in laterocemento - coperto “piano” - per il corpo di collegamento scuola-palestra e per la porzione in ampliamento (rilievo e documentazione).

Al paragrafo 9.2.2 è riportata descrizione puntuale delle varie tipologie di orizzontamento. I due corpi scala - ricostruito quello lato est a seguito del bombardamento e quello “nuovo” sul

lato ovest realizzato con l'ampliamento anni '70 - sono costituiti da rampe e pianerottoli intermedi in c.c.a. realizzate in opera (documentazione e sondaggi).

Elenco delle verifiche numeriche condotte:

• Verifiche per carichi statici delle strutture verticali • Verifiche per carichi statici delle strutture orizzontali • Verifiche locali per azioni sismiche • Verifiche globali per azioni sismiche


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10.2 Vulnerabilità riscontrate e possibili rimedi

10.2.1 Sintesi e commento dei risultati delle verifiche condotte

Le verifiche condotte sono riportate ai punti che precedono, nella presente relazione, rappresentate mediante report di sintesi e/o mappe colore.

L’esito della presente verifica tecnica condotta sull’edificio è sostanzialmente positivo sia nei

confronti dei carichi verticali per uso scolastico sia nei confronti delle azioni sismiche. Il rilievo con attenta osservazione dello stato esistente dell’immobile hanno consentito di

maturare nello scrivente la convinzione di una sua sostanziale buona conservazione e “solidità” strutturale. Come già ricordato, le parti più degradate si concentrano – tuttavia senza stupore – nei volumi in ampliamento realizzati negli anni ’70, pur precisando che trattasi fondamentalmente di finiture architettoniche (vds. in esempio lo stato in cui versa lo sporto di gronda).

Fatto salvo il giudizio sopra espresso, si evidenzia che le verifiche in fase statica risultano tutte

soddisfatte, non altrettanto quelle in fase sismica. In termini di vulnerabilità sismica, gli aspetti problematici sono rappresentati essenzialmente da

(vds. per approfondimenti il §5.5): a – mancanza o insufficienza o mal definizione dei giunti strutturali dell’elevazione, fra corpi dell’impianto originario e fra quest’ultimo e quelli dell’ampliamento anni ’70, b – eccessiva snellezza, per carenza di vincolamento, delle pareti della palestra.

Il presente progetto propone un intervento strutturale di carattere migliorativo per la risposta

sismica dell’organismo strutturale rimuovendo di fatto le criticità associate al primo punto, operando dunque l’adeguamento dei giunti esistenti ovvero creandone uno ex novo fra i corpi scuola (parte centrale) e palestra (vds. elaborati grafici di progetto allegati alla presente). Contestualmente, d’accordo con la committenza, si prevede altresì di regolarizzare il sistema delle aperture finestra sul retro del volume della sopraelevazione, allineandole con quelle sottostanti della parte originaria e dando dunque origine a maschi murari di maggiore consistenza, con ovvio conseguente beneficio in termini di regolarità (comportamento) e resistenza (capacità).

Per quanto riguarda il punto “b”, al momento non ci sono le condizioni economiche per intervenire. Tuttavia, lo scrivente, individua nella formazione di un diaframma rigido nel piano orizzontale a livello della quota di imposta del coperto – coincidente dunque con quella dell’attuale sottotetto in arelle+cartongesso – la più opportuna soluzione al problema del ribaltamento delle pareti della palestra; tale diaframma potrebbe essere rappresentato da un sistema di “controventamento” in carpenteria metallica (“capriata” piana disposta orizzontalmente) che raccordi le murature che delimitano la palestra e contribuisca di fatto a generare un comportamento scatolare del sistema sismoresistente rappresentato dai pannelli murari.

Evidentemente, qualora in futuro si decidesse di intervenire operando quanto sopra, la base conoscitiva e le considerazioni tutte sviluppate nella presente memoria costituirebbero riferimento imprescindibile al progetto che verrà sviluppato ed all’istanza di autorizzazione sismica conseguente.

10.2.2 Eventuali limitazioni all’uso

Non si rilevano e prescrivono limitazioni per l’uso scolastico dell’edificio in esame.


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10.2.3 Vulnerabilità non quantificabili

Un’importante vulnerabilità di questo tipo è rappresentata dal controsoffitto in arelle e gesso (“arellato”) presente nel locale palestra, occultato alla vista da altro controsoffitto in pannelli di fibra di legno (tipo “Eraclit”).

E’ certamente necessario, a parere di chi scrive, controllare lo stato di conservazione e dunque stabilità di questo manufatto. Si ricorda che in fase di rilievo, le gravose condizioni di accesso hanno consentito solo l’esame visivo di una porzione limitatissima e la ripresa di alcune fotografie.

Si ricorda che i controsoffitti dei locali spogliatoi e servizi igienici, anch’essi in arellato e coevi di quello della palestra, sono stati rifatti (i lavori per quelli dell’ala destra erano in corso proprio nel periodo di svolgimento delle presenti indagini); quand’anche fosse ragionevole ipotizzare che i controsoffitti di questi ambienti siano stati soggetti a più gravose condizioni ambientali causate soprattutto dall’alto tenore di umidità provocato dalle docce, è altrettanto ragionevole ritenere che anche quello della palestra necessiti di un attento controllo, se non altro in considerazione dell’identica vetustà, soprattutto per la ben più ampia estensione ed importanza della localizzazione.

Si mette altresì in evidenzia che attualmente non è stato rilievato visivamente nessun segno che possa indicare cedimenti imminenenti dell'arellato, ma viste le limitate indagini eseguite, durante l'esecuzione dei lavori si prevede di verificarne con più accuratezza lo stato di conservazione ed eventuali crepe e/o fessurazioni. Qualora si dovesse riscontrare uno stato di degrado tale da precludere la stabilità dello stesso, in accordo con l'Amministrazione Comunale, verranno resi disponibili gli eventuali ribassi d'asta e/o altre risorse per la rimozione e/o messa in sicurezza dello stesso.

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10.2.4 Livelli di sicurezza nei confronti dell’azione sismica

Si premette e ricorda che il valore di PGA corrispondente allo SLV risulta pari a 0.212 g, come riportato nel paragrafo di definizione dell’azione sismica. Con riferimento alle verifiche sismiche dei meccanismi locali risulta: - Con riferimento al“CASO 1” (MECCANISMO DI RIBALTAMENTO SEMPLICE), le pareti esistenti risultano in grado di sopportare un’azione sismica pari a circa il 41% di quella di riferimento (rapporto: 0.086 g / 0.212 g); - Con riferimento al “CASO 2” (MECCANISMO DI FLESSIONE VERTICALE), le pareti esistenti risultano in grado di sopportare un’azione sismica superiore a quella di riferimento (agmin =0.235 g>0.212 g).

Il CASO 1 è riferibile al volume della palestra, il CASO 2 a tutte le restanti pareti della scuola

(impianto originario e parti dell’ampliamento). E dunque il solo edificio palestra presenta carenze nella stabilità locale in fase sismica delle sue fronti.

Con riferimento alle verifiche sismiche dei meccanismi globali nella tabella seguente viene riportato l’indicatore di rischio αu, cioè il rapporto tra la capacità resistente della struttura e la resistenza

richiesta dalle norme in termini di AvPGA (accelerazione orizzontale di picco al suolo) per lo Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV), per il modello relativo allo stato esistente ed allo stato di progetto:


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CORPO

LATO EST CORPO CENTRALE CORPO LATO

OVEST CORPO

AMPLIAMENTO INDICATORE DI SICUREZZA

ANTE INTERVENTO [Capacità resistente della struttura esistente / Resistenza richiesta dalle

norme(*)]

0,642

(SCUOLA E PALESTRA)

0,368

0,552

0,792

INDICATORE DI SICUREZZA RAGGIUNTA

[Capacità resistente della struttura a intervento effettuato / resistenza

richiesta dalle norme (*)]

0,809

(SCUOLA)

0,892

(PALESTRA)

0,623

0,811

0,792

(*) in termini di AvPGA accelerazione orizzontale di picco al suolo, i valori sono i minimi per lo Stato Limite di salvaguardia della Vita

(SLV)

Dalla tabella riportata si evince come l’indicatore di sicurezza per lo Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) dei modelli relativi allo stato di progetto sia sempre maggiore di quello relativo allo stato esistente e che il minimo raggiunto passi da αu(E) = 0.368 prima dell'intervento ad αu(P) =0.623

dopo l'intervento. Dunque la valutazione generale della vulnerabilità globale porta a dire che l’edificio pur non risultado verificato possiede dopo l’intervento di miglioramento buone capacità dissipative nei confronti dell’azione sismica globale, significativamente migliori della situazione esistente

Rimini, Dicembre 2014

Ing. DANIELA GENTILINI

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D.01-CALCOLI ESECUTIVI STRUTTURE - comune.rimini.it · valutazione degli elementi non strutturali e degli impianti, requisiti delle fondazioni e collegamenti tra fondazioni, vincolamenti