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Tangenziale di Napoli : Opere di convogliamento delle acque meteoriche superficiali tratto km 1+000 al km 3+500:Relazione Tecnica Opere Stru tturali
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RELAZIONE TECNICA OPERE STRUTTURALI
1.0 PREMESSA ....................................................................................................... 2
2.0 NORME DI RIFERIMENTO ............................................................................... 3
3.0 MATERIALI ...................................................................................................... 4
4.0 CARATTERISTICHE GEOTECNICHE DEL SOTTOSUOLO .................................. 5
5.0 METODO DI CALCOLO ................................................................................... 10
6.0 DESCRIZIONE DELLE OPERE STRUTTURALI ................................................ 22
6.1 VASCA 10A ..................................................................................................... 23
6.2 VASCA 12 ....................................................................................................... 28
6.3 VASCA 13 ....................................................................................................... 33
6.4 VASCA 15 ....................................................................................................... 38
6.5 VASCA 16 ....................................................................................................... 43
7.0 CONCLUSIONI ............................................................................................... 47
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1.0 PREMESSA
Il presente documento illustra le scelte di carattere statico relativamente alle opere di
smaltimento delle acque meteroriche superficiali che vengono intercettate dalla rete di
smaltimento attualmente funzionante sul tratto della Tangenziale di Napoli dal km 1+000 al km3+500 ricadente nel comune di Pozzuoli.
Nel tratto in esame sono state individuate complessivamente 17 vasche di smaltimento delle
acque di piattaforma di cui solo 5 di esse necessitano di opere civili aventi una funzione
strutturale; esse sono:
1. Vasca N. 10A;
2. Vasca N.12;
3. Vasca N.13;
4. Vasca N.15;
5. Vasca N.16;
la cui ubicazione riportata nellallegata tavola di inquadramento; per una maggiore
comprensione nella figura 1 si riporta la parte di tracciato della tangenziale oggetto di studio
con le sole 5 vasche oggetto di interventi strutturali messe in evidenza.
Figura 1: Schema planimetrico dellarea oggetto di studio con ubicazione delle 5 vasche
La forma, le caratteristiche geometriche, le dimensioni in termini di volumi e superfici in pianta
sono state oggetto di uno specifico studio idraulico, che servito di input per la presente
progettazione strutturale.
Dallanalisi dello studio di carattere idraulico si evinto che, limitatamente alle 5 vasche oggetto
del presente progetto strutturale, le vasche N.12, 13 e 16 sono impermeabilizzate sia
perimetralmente che sul fondo e scaricano direttamente in fogna; le rimanenti, vasche N.10A e
15, non necessario che siano impermeabilizzate in quanto scaricano direttamente nella falda
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attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a partire dal fondo vasca,
previa la necessaria depurazione delle acque che avviene allinterno della medesima vasca.
2.0 NORME DI RIFERIMENTO
La progettazione strutturale delle opere in oggetto stata eseguito con riferimento alle seguenti
normative tecniche:
L. 5 novembre 1971, n. 1086 Norme per la disciplina delle opere in conglomerato
cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica;
Legge 2/2/1974 n. 64: Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le
zone sismiche;
D.M. 14/01/2008 Norme Tecniche per le Costruzioni;
Circolare 2 febbraio 2009, n. 617 - Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme
tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.
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3.0 MATERIALI
Per la tenuta impermeabile delle vasche, il progetto idraulico delle stesse prevede la posa in
opera di un doppio strato di malta bicomponente passata a pennello, sia sulle pareti che sul
fondo; le pareti delle vasche, essendo realizzate attraverso delle paratie di pali, saranno
preliminarmente completate con uno strato di c.a. di finitura realizzato attraverso calcestruzzo
proiettato.
Le vasche, quindi, vengono impermeabilizzate lungo le pareti verticali attraverso la realizzazione
di paretine in c.a. di spessore minimo s=10cm e spessore medio sm=22 cm (cfr. tavole
strutturali allegate) e doppio strato di malta bicomponente che resteranno quindi a contatto con
le acque reflue e che pertanto, seppure non strutturali, dovranno avere una classe di
esposizione adeguata.
Grazie a tali scelte, il getto delle paretine, previa applicazione di rete elettrosaldate F8/20 cm
e di altre armature come da progetto, dovr essere eseguito con una classe di esposizione
XA1 - Contenitori di fanghi e vasche di decantazione. Contenitori e vasche per acque reflue, cui
corrisponde un calcestruzzo proiettato CP35.
La classe di esposizione del calcestruzzo strutturale, invece, deve essere XC2 - Bagnato,raramente asciutto. Parti di strutture di contenimento liquidi, fondazioni. Calcestruzzo armato
ordinario o precompresso prevalentemente immerso in acqua o terreno non aggressivo.
Superfici in cls a contatto con acqua per lungo tempo secondo il prospetto 2 della UNI EN 206-,
essendo protette dagli strati di finitura; pertanto per tutti i calcestruzzi delle paratie,
fondazioni e opere di sostegno in generale viene prescritta una classe C25/30
(Rck=300).
Si evidenzia che, per qualsiasi struttura non protetta da strati di finitura necessario utilizzare
una classe di esposizione XA1, cui corrisponde, come detto una classe C28/35.
Per quanto concerne lacciaio da c.a., previsto limpiego di barre ad aderenza migliorata tipo
B450C. Le barre devono essere costituite da acciaio esente da scorie, soffiature, tagli e da
qualsiasi difetto apparente o di fusione, laminazione, trafilatura e simili.
Per l
acciaio da carpenteria, invece, previsto l
impiego dell
acciaio S275 (ex Fe430).
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4.0 CARATTERISTICHE GEOTECNICHE DEL SOTTOSUOLO
I risultati delle indagini geologiche-tecniche riportate nella relazione geologica redatta dal dott.
Antonio Senatore che ha eseguito lanalisi della idoneit geologica e geotecnica dell area di
sedime, vengono riassunti nella presente, facendo proprie le conclusioni, i risultati deicoefficienti, i parametri geomeccanici, i dati litologici e morfologici, le verifiche di stabilit, etc.,
il tutto in funzione degli scarichi sul terreno di posa delle fondazioni, compatibilmente con il
quadro normativo vigente.
Il programma di indagini eseguito ha previsto lesecuzione di N.10 sondaggi a carotaggio
continuo, eseguiti allinterno della tratta oggetto di studio e quanto pi possibile prossimi alle
vasche da realizzare.
E stato eseguito il seguente programma di indagini:
N. 8 prove penetrometriche dinamiche continue del tipo DPSH;
N. 4 serie di prove geotecniche di laboratorio eseguite su campioni indisturbati;
N. 4 prospezioni geofisiche mediante sismica a rifrazione (ReMI Refraction Microtremor).
Il seguente schema grafico mette in evidenza la posizione dei sondaggi geognostici eseguiti.
Figura 2: Schema planimetrico con ubicazione dei sondaggi
Di seguito si riportano sinteticamente i risultati delle indagini geognostiche eseguite, attraverso
le quali si desunto che i terreni in esame sono sostanzialmente terreni sabbiosi di medie
caratteristiche meccaniche.
Infatti gli strati pi superficiali si presentano pi leggeri e con minore resistenza attritiva,
mentre quelli pi profondi presentano un peso unitario maggiore ed una conseguente maggiore
resistenza meccanica. Dalle indagine eseguite, come si evince dalla relazione geologica, non
stata rilevata la presenza della falda.
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Con riferimento alla definizione degli effetti sismici locali, ai fini della definizione dell azione
sismica di progetto lindividuazione della categoria di sottosuolo di riferimento si effettua in base
ai valori della velocit equivalente Vs30 di propagazione delle onde di taglio entro i primi 30,00
m di profondit dal piano di fondazione. Come si evince dalla relazione geologica, attraverso le
N. 4 prove ReMi (Refraction Microtremor) i valori ottenuti consentono di classificare il
sottosuolo di tipo C.
Strato Spes-
sore
Angolo
di
attrito
j
Coesione
drenata
c
Coesione
non
drenata
cu
Peso
di
volumg
Peso
volum
secco
g
Modulo
Young
Mod
Di
Taglio
Coeffic
di
Poisson
Eed
Modulo
di
compr.Edometr
Terreni
- cm Kg/cm2 Kg/cm2 g/cm3 g/cm3 Kg/cm2 Kg/cm2 - Kg/cm2 -
1 100 23 - - 1.4 20 0.41 6 Suolo/Riporto
2 200 27 0.3 1.45 100 0.36 35 Sabbia
3 500 26 0.2 1.45 88 0.37 30 Sabbia
4 250 28 0.4 1.5 135 0.35 45Sabbia
limosa
5 500 31 0.4 1.65 310 0.34 110 Sabbia
6 450 32 0.5 1.70 390 0.33 140 Sabbia
Dalla relazione geologica, unitamente agli allegati cartografici, si evince che larea oggetto di
intervento viene classificata stabile, e che la stessa area caratterizzata da una serie
stratigrafica di seguito sintetizzata.
Per le profondit delle opere di sostengo in esame, sono stati individuati sostanzialmente due
strati principali di caratteristiche omogenee; di seguito si riportano i due strati di terreno con
caratteristiche meccaniche uniformi che, cautelativamente, ai fini del presente progetto
geotecnico sono stati considerati:
1 strato da 0m a 8m
c=0
f=26
g=1,45 t/m3
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2 strato da 8m a 22m
c=0
f=31
g=1,65 t/m3.
Seguendo le indicazioni delle NTC del 2008, si sono determinati i valori medi, minimi e massimi
delle propriet meccaniche dei vari strati di terreno attraversati, scegliendo di seguire
lapproccio 2.
NellApproccio 2 si impiega ununica combinazione dei gruppi di coefficienti parziali definiti per le
Azioni (A), per la resistenza dei materiali (M) e, eventualmente, per la resistenza globale (R). In
tale approccio, per le azioni si impiegano i coefficienti gF riportati nella colonna A1 della
successiva tabella. La combinazione dei gruppi di coefficienti parziali da utilizzare A1M1R3.
La resistenza di progetto dei pali costituenti la paratia si determina con il metodo di calcolo
analitico previsto dalle NTC, dove Rk calcolata a partire dai valori caratteristici dei parametri
geotecnici; il valore caratteristico della resistenza Rc,k (o Rt,k) dato dal minore dei valori
ottenuti applicando alle resistenze calcolate Rc,cal (Rt,cal) i fattori di correlazione x riportati nella
Tab. 6.4.IV delle NTC, in funzione del numero n di verticali di indagine. La resistenza di
progetto si ottiene dividendo la resistenza caratteristica cos ottenuta per il fattore parziale di
sicurezza gR.
In sostanza, le azioni alla base derivanti dalla struttura in elevazione, sono gi amplificati per i
fattori parziali previsti nella colonna A1 della precedente tabella; i coefficienti parziali di
sicurezza da applicare ai materiali dipendono dalle verticali indagate, che nel caso in esame
sono n 10, per cui ci si riferisce allultima colonna della successiva tabella:
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Infine, il fattore di sicurezza parziale che opera sulla resistenza globale, gR, differenziato a
seconda della tecnologia esecutiva del palo e della resistenza globale cui ci si riferisce, come si
evince dalla seguente tabella:
Pertanto i coefficienti di sicurezza da applicare per il calcolo della resistenza dei pali nel caso
specifico, sono riportati nella seguente tabella:
gR per R3
fatt. correlazioneres. caratteristiche
PUNTA LAT. COMP. LAT. TRAZ. Foriz.
1,35 1,15 1,25 1,3
media x31,40 1,9 1,6 1,8 1,8
minimo x4
1,21 1,7 1,4 1,5 1,6
La resistenza di progetto del complesso fondazione terreno per le fondazioni superficiali
viene determinata col metodo di calcolo analitico previsto dalle NTC 08, applicando i coefficienti
parziali di sicurezza dei materiali desunti dalla seguente tabella:
Le azioni alla base derivanti dalla struttura in elevazione, sono gi amplificati per i fattori parziali
previsti nella colonna A1 della precedente tabella; infine, il fattore di sicurezza parziale che
opera sulla resistenza globale, gR, si evince dalla seguente tabella:
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5.0 METODO DI CALCOLO
CALCOLO DELLA PROFONDIT DI INFISSIONE
Nel caso generale l'equilibrio della paratia assicurato dal bilanciamento fra la spinta attiva
agente da monte sulla parte fuori terra, la resistenza passiva che si sviluppa da valle verso
monte nella zona interrata e la controspinta che agisce da monte verso valle nella zona
interrata al di sotto del centro di rotazione.
Nel caso di paratia tirantata nell'equilibrio della struttura intervengono gli sforzi dei tiranti
(diretti verso monte); in questo caso, se la paratia non sufficientemente infissa, la
controspinta sar assente.
Pertanto il primo passo da compiere nella progettazione il calcolo della profondit di infissionenecessaria ad assicurare l'equilibrio fra i carichi agenti (spinta attiva, resistenza passiva,
controspinta, tiro dei tiranti ed eventuali carichi esterni).
Nel calcolo classico delle paratie si suppone che essa sia infinitamente rigida e che possa subire
una rotazione intorno ad un punto (Centro di rotazione) posto al di sotto della linea di fondo
scavo (per paratie non tirantate).
Occorre pertanto costruire i diagrammi di spinta attiva e di spinta (resistenza) passiva agenti
sulla paratia. A partire da questi si costruiscono i diagrammi risultanti.Nella costruzione dei diagrammi risultanti si adotter la seguente notazione:
Kam diagramma della spinta attiva agente da monte
Kav diagramma della spinta attiva agente da valle sulla parte interrata
Kpm diagramma della spinta passiva agente da monte
Kpv diagramma della spinta passiva agente da valle sulla parte interrata.
Calcolati i diagrammi suddetti si costruiscono i diagrammi risultanti
Dm=Kpm-Kav e Dv=Kpv-Kam
Questi diagrammi rappresentano i valori limiti delle pressioni agenti sulla paratia. La soluzione
ricercata per tentativi facendo variare la profondit di infissione e la posizione del centro di
rotazione fino a quando non si raggiunge l'equilibrio sia alla traslazione che alla rotazione.
Per mettere in conto un fattore di sicurezza nel calcolo delle profondit di infissionesi pu agire con tre modalit :
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1. applicazione di un coefficiente moltiplicativo alla profondit di infissione strettamente
necessaria per l'equilibrio;
2. riduzione della spinta passiva tramite un coefficiente di sicurezza;
3. riduzione delle caratteristiche del terreno tramite coefficienti di sicurezza su tan(f) e sulla
coesione.
CALCOLO DELLA SPINTE
Metodo di Culmann (metodo del cuneo di tentativo)
Il metodo di Culmann adotta le stesse ipotesi di base del metodo di Coulomb: cuneo di spinta a
monte della parete che si muove rigidamente lungo una superficie di rottura rettilinea o
spezzata (nel caso di terreno stratificato).
La differenza sostanziale che mentre Coulomb considera un terrapieno con superficie apendenza costante e carico uniformemente distribuito (il che permette di ottenere una
espressione in forma chiusa per il valore della spinta) il metodo di Culmann consente di
analizzare situazioni con profilo di forma generica e carichi sia concentrati che distribuiti
comunque disposti. Inoltre, rispetto al metodo di Coulomb, risulta pi immediato e lineare tener
conto della coesione del masso spingente. Il metodo di Culmann, nato come metodo
essenzialmente grafico, si evoluto per essere trattato mediante analisi numerica (noto in
questa forma come metodo del cuneo di tentativo).
I passi del procedimento risolutivo sono i seguenti:
- si impone una superficie di rottura (angolo di inclinazione rispetto all'orizzontale) e si
considera il cuneo di spinta delimitato dalla superficie di rottura stessa, dalla parete su cui si
calcola la spinta e dal profilo del terreno;
- si valutano tutte le forze agenti sul cuneo di spinta e cio peso proprio (W), carichi sul
terrapieno, resistenza per attrito e per coesione lungo la superficie di rottura (R e C) e
resistenza per coesione lungo la parete (A);
- dalle equazioni di equilibrio si ricava il valore della spinta S sulla parete.
Questo processo viene iterato fino a trovare l'angolo di rottura per cui la spinta risulta massima
nel caso di spinta attiva e minima nel caso di spinta passiva.
Le pressioni sulla parete di spinta si ricavano derivando l'espressione della spinta S rispetto
all'ordinata z. Noto il diagramma delle pressioni si ricava il punto di applicazione della spinta.
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SPINTA IN PRESENZA DI SISMA
Per tenere conto dell'incremento di spinta dovuta al sisma si fa riferimento al metodo di
Mononobe-Okabe (cui fa riferimento la Normativa Italiana).
Il metodo di Mononobe-Okabe considera nell'equilibrio del cuneo spingente la forza di inerzia
dovuta al sisma. Indicando con Wil peso del cuneo e con Cil coefficiente di intensit sismica la
forza di inerzia valutata come
Fi = W*C
Indicando con Sla spinta calcolata in condizioni statiche e con Ss la spinta totale in condizioni
sismiche l'incremento di spinta ottenuto come
DS= S- Ss
L'incremento di spinta viene applicato a 1/3 dell'altezza della parete stessa (diagramma
triangolare con vertice in alto).
ANALISI AD ELEMENTI FINITI
La paratia considerata come una struttura a prevalente sviluppo lineare (si fa riferimento ad
un metro di larghezza) con comportamento a trave. Come caratteristiche geometriche della
sezione si assume il momento d'inerzia I e l'area A per metro lineare di larghezza della paratia.
Il modulo elastico quello del materiale utilizzato per la paratia.
La parte fuori terra della paratia suddivisa in elementi di lunghezza pari a circa 5 centimetri e
pi o meno costante per tutti gli elementi. La suddivisione suggerita anche dalla eventuale
presenza di tiranti, carichi e vincoli. Infatti questi elementi devono capitare in corrispondenza di
un nodo. Nel caso di tirante inserito un ulteriore elemento atto a schematizzarlo. Detta L lalunghezza libera del tirante, Af l'area di armatura nel tirante ed Es il modulo elastico dell'acciaio
inserito un elemento di lunghezza pari ad L, area Af, inclinazione pari a quella del tirante e
modulo elastico Es. La parte interrata della paratia suddivisa in elementi di lunghezza, come
visto sopra, pari a circa 5 centimetri.
I carichi agenti possono essere di tipo distribuito (spinta della terra, diagramma aggiuntivo di
carico, spinta della falda, diagramma di spinta sismica) oppure concentrati. I carichi distribuiti
sono riportati sempre come carichi concentrati nei nodi (sotto forma di reazioni di incastro
perfetto cambiate di segno).
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SCHEMATIZZAZIONE DEL TERRENO
La modellazione del terreno si rif al classico schema di Winkler. Esso visto come un letto di
molle indipendenti fra di loro reagenti solo a sforzo assiale di compressione. La rigidezza della
singola molla legata alla costante di sottofondo orizzontale del terreno (costante di Winkler).
La costante di sottofondo, k, definita come la pressione unitaria che occorre applicare per
ottenere uno spostamento unitario. Dimensionalmente espressa quindi come rapporto fra una
pressione ed uno spostamento al cubo [F/L3]. evidente che i risultati sono tanto migliori
quanto pi elevato il numero delle molle che schematizzano il terreno. Se (m l'interasse fra
le molle (in cm) e b la larghezza della paratia in direzione longitudinale (b=100 cm) occorre
ricavare l'area equivalente, Am, della molla (a cui si assegna una lunghezza pari a 100 cm).
Indicato con Em il modulo elastico del materiale costituente la paratia (in Kg/cm2), l'equivalenza,in termini di rigidezza, si esprime come
kDm
Am=10000 x
Em
Per le molle di estremit, in corrispondenza della linea di fondo scavo ed in corrispondenza
dell'estremit inferiore della paratia, si assume una area equivalente dimezzata. Inoltre, tutte le
molle hanno, ovviamente, rigidezza flessionale e tagliante nulla e sono vincolate all'estremit
alla traslazione. Quindi la matrice di rigidezza di tutto il sistema paratia-terreno sar data
dall'assemblaggio delle matrici di rigidezza degli elementi della paratia (elementi a rigidezza
flessionale, tagliante ed assiale), delle matrici di rigidezza dei tiranti (solo rigidezza assiale) e
delle molle (rigidezza assiale).
MODALIT DI ANALISI E COMPORTAMENTO ELASTO-PLASTICO DEL TERRENOA questo punto vediamo come effettuata l'analisi. Un tipo di analisi molto semplice e veloce
sarebbe l'analisi elastica (peraltro disponibile nel programma PAC). Ma si intuisce che
considerare il terreno con un comportamento infinitamente elastico una approssimazione
alquanto grossolana. Occorre quindi introdurre qualche correttivo che meglio ci aiuti a
modellare il terreno. Fra le varie soluzioni possibili una delle pi praticabili e che fornisce
risultati soddisfacenti quella di considerare il terreno con comportamento elasto-plastico
perfetto. Si assume cio che la curva sforzi-deformazioni del terreno abbia andamento bilatero.
Rimane da scegliere il criterio di plasticizzazione del terreno (molle). Si pu fare riferimento ad
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un criterio di tipo cinematico: la resistenza della molla cresce con la deformazione fino a quando
lo spostamento non raggiunge il valore Xmax; una volta superato tale spostamento limite non si
ha pi incremento di resistenza all'aumentare degli spostamenti. Un altro criterio pu essere di
tipo statico: si assume che la molla abbia una resistenza crescente fino al raggiungimento di
una pressione pmax. Tale pressione pmax pu essere imposta pari al valore della pressione
passiva in corrispondenza della quota della molla. D'altronde un ulteriore criterio si pu ottenere
dalla combinazione dei due descritti precedentemente: plasticizzazione o per raggiungimento
dello spostamento limite o per raggiungimento della pressione passiva. Dal punto di vista
strettamente numerico chiaro che l'introduzione di criteri di plasticizzazione porta ad analisi di
tipo non lineare (non linearit meccaniche). Questo comporta un aggravio computazionale non
indifferente. L'entit di tale aggravio dipende poi dalla particolare tecnica adottata per la
soluzione. Nel caso di analisi elastica lineare il problema si risolve immediatamente con lasoluzione del sistema fondamentale (K matrice di rigidezza, u vettore degli spostamenti nodali,
p vettore dei carichi nodali)
Ku=p
Un sistema non lineare, invece, deve essere risolto mediante un'analisi al passo per tener conto
della plasticizzazione delle molle. Quindi si procede per passi di carico, a partire da un carico
iniziale p0, fino a raggiungere il carico totale p. Ogni volta che si incrementa il carico si
controllano eventuali plasticizzazioni delle molle. Se si hanno nuove plasticizzazioni la matrice
globale andr riassemblata escludendo il contributo delle molle plasticizzate. Il procedimento
descritto se fosse applicato in questo modo sarebbe particolarmente gravoso (la fase di
decomposizione della matrice di rigidezza particolarmente onerosa). Si ricorre pertanto a
soluzioni pi sofisticate che escludono il riassemblaggio e la decomposizione della matrice, ma
usano la matrice elastica iniziale (metodo di Riks).
Senza addentrarci troppo nei dettagli diremo che si tratta di un metodo di Newton-Raphsonmodificato e ottimizzato. L'analisi condotta secondo questa tecnica offre dei vantaggi immediati.
Essa restituisce l'effettiva deformazione della paratia e le relative sollecitazioni; d informazioni
dettagliate circa la deformazione e la pressione sul terreno. Infatti la deformazione
direttamente leggibile, mentre la pressione sar data dallo sforzo nella molla diviso per l'area di
influenza della molla stessa. Sappiamo quindi quale la zona di terreno effettivamente
plasticizzato. Inoltre dalle deformazioni ci si pu rendere conto di un possibile meccanismo di
rottura del terreno.
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ANALISI PER FASI DI SCAVO
L'analisi della paratia per fasi di scavo consente di ottenere informazioni dettagliate sullo stato
di sollecitazione e deformazione dell'opera durante la fase di realizzazione. In ogni fase lo stato
di sollecitazione e di deformazione dipende dalla 'storia' dello scavo (soprattutto nel caso di
paratie tirantate o vincolate).
Definite le varie altezze di scavo (in funzione della posizione di tiranti, vincoli, o altro) si procede
per ogni fase al calcolo delle spinte inserendo gli elementi (tiranti, vincoli o carichi) attivi per
quella fase, tendendo conto delle deformazioni dello stato precedente. Ad esempio, se sono
presenti dei tiranti passivi si inserir nell'analisi della fase la 'molla' che lo rappresenta.
Indicando con ued u0 gli spostamenti nella fase attuale e nella fase precedente, con sed s0 gli
sforzi nella fase attuale e nella fase precedente e con Kla matrice di rigidezza della 'struttura'
la relazione sforzi-deformazione esprimibile nella forma
s=s0+K(u-u0)
In sostanza analizzare la paratia per fasi di scavo oppure 'direttamente' porta a risultati
abbastanza diversi sia per quanto riguarda lo stato di deformazione e sollecitazione dell'opera
sia per quanto riguarda il tiro dei tiranti.
VERIFICA ALLA STABILIT GLOBALE
La verifica alla stabilit globale del complesso paratia+terreno deve fornire un coefficiente di
sicurezza non inferiore a 1.3.
usata la tecnica della suddivisione a strisce della superficie di scorrimento da analizzare. La
superficie di scorrimento supposta circolare.
In particolare il programma esamina, per un dato centro 3 cerchi differenti: un cerchio passante
per la linea di fondo scavo, un cerchio passante per il piede della paratia ed un cerchio passante
per il punto medio della parte interrata. Si determina il minimo coefficiente di sicurezza su unamaglia di centri di dimensioni 6x6 posta in prossimit della sommit della paratia. Il numero di
strisce pari a 50.
Si adotta per la verifica di stabilit globale il metodo di Bishop.
Il coefficiente di sicurezza nel metodo di Bishop si esprime secondo la seguente formula:
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cibi+(Wi-uibi)tgfi
Si ()
m
h =
SiWisinai
dove il termine m espresso da
tgfitgai
m = (1 + ) cosai
h
In questa espressione n il numero delle strisce considerate, bi e ai sono la larghezza e
l'inclinazione della base della striscia iesima rispetto all'orizzontale, Wi il peso della striscia iesima ,
ci e fi sono le caratteristiche del terreno (coesione ed angolo di attrito) lungo la base dellastriscia ed ui la pressione neutra lungo la base della striscia.
L'espressione del coefficiente di sicurezza di Bishop contiene al secondo membro il termine m
che funzione di h. Quindi essa risolta per successive approsimazioni assumendo un valore
iniziale per h da inserire nell'espressione di med iterare finquando il valore calcolato coincide
con il valore assunto.
COMBINAZIONI DI CARICO
Nella tabella sono riportate le condizioni di carico di ogni combinazione con il relativo
coefficiente di partecipazione.
Combinazione n 1 [DA1 - A1M1]
Spinta terreno
Combinazione n 2 [DA1 - A1M1]
Spinta terreno
Combinazione n 3 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Combinazione n 4 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Combinazione n 5 [DA1 - A1M1]
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Spinta terreno
Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00
Combinazione n 6 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Condizione 1 (Condizione 1) x 1.00
Combinazione n 7 [DA1 - A1M1]
Spinta terreno
Combinazione n 8 [DA1 - A1M1]
Spinta terreno
Combinazione n 9 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Combinazione n 10 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Combinazione n 11 [DA1 - A1M1]
Spinta terreno
Condizione 1 (Condizione 1 / sisma V+) x 0.20
Combinazione n 12 [DA1- A2M2]
Spinta terreno
Condizione 1 (Condizione 1 / sisma V-) x 0.20
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IMPOSTAZIONI DI PROGETTO
Spinte e verifiche secondo :
Norme Tecniche sulle Costruzioni 14/01/2008
Coefficienti di partecipazione combinazioni statiche
Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni:
Carichi Effetto A1 A2
Permanenti Favorevole gGfav 1,00 1,00
Permanenti Sfavorevole gGsfav 1,30 1,00
Variabili Favorevole gQfav 0,00 0,00
Variabili Sfavorevole gQsfav 1,50 1,30
Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno:
Parametri M1 M2
Tangente dell'angolo di attrito gtanf ' 1,00 1,25
Coesione efficace gc' 1,00 1,25
Resistenza non drenata gcu 1,00 1,40
Resistenza a compressione uniassiale gqu 1,00 1,60
Peso dell'unit di volume gg 1,00 1,00
Coefficienti di partecipazione combinazioni sismiche
Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni:
Carichi Effetto A1 A2Permanenti Favorevole gGfav 1,00 1,00
Permanenti Sfavorevole gGsfav 1,00 1,00
Variabili Favorevole gQfav 0,00 0,00
Variabili Sfavorevole gQsfav 1,00 1,00
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Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno:
Parametri M1 M2
Tangente dell'angolo di attrito gtanf ' 1,00 1,25
Coesione efficace gc' 1,00 1,25
Resistenza non drenata gcu 1,00 1,40
Resistenza a compressione uniassiale gqu 1,00 1,60
Peso dell'unit di volume gg 1,00 1,00
Verifica materiali : Stato Limite Ultimo
Impostazioni di analisi
Analisi per Combinazioni di Carico.
Rottura del terreno Pressione passiva
Influenza (angolo di attrito terreno -paratia)
Nel calcolo del coefficiente di spinta attiva Ka e nell'inclinazione della spinta attiva (non viene
considerato per la spinta passiva)
Stabilit globale
Metodo di Bishop
IMPOSTAZIONI ANALISI SISMICA
Combinazioni SLU
Accelerazione al suolo [m/s^2] 1.800
Massimo fattore amplificazione spettro orizzontale F0 2.430Periodo inizio tratto spettro a velocit costante Tc* 0.370
Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.200
Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (Ss) 1.200
Coefficiente di riduzione per tipo di sottosuolo ( ) 0.995
Spostamento massimo senza riduzione di resistenza Us [m] 0.083
Coefficiente di riduzione per spostamento massimo ( ) 0.412
Coefficiente di intensit sismica (percento) 10.827
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Rapporto intensit sismica verticale/orizzontale (kv) 0.00
Influenza sisma nella spinta attiva da monte
Forma diagramma incremento sismico : Triangolare con vertice in alto.
Il calcolo sismico della paratia viene eseguito con il metodo pseudo statico. Nei metodi
pseudostatici lazione sismica definita mediante unaccelerazione equivalente costante nello
spazio e nel tempo.
Le componenti orizzontale e verticale ah e av dellaccelerazione equivalente devono essere
ricavate in funzione delle propriet del moto sismico atteso nel volume di terreno significativo
per lopera e della capacit dellopera di subire spostamenti senza significative riduzioni di
resistenza.
Le NTC 2008 stabiliscono che ah pu essere legata allaccelerazione di picco amax attesa nel
volume di terreno significativo per lopera mediante la relazione:
ah = khg = ab amax
dove g laccelerazione di gravit, kh il coefficiente sismico in direzione orizzontale, a 1
un coefficiente che tiene conto della deformabilit dei terreni interagenti con lopera e b 1 un
coefficiente funzione della capacit dellopera di subire spostamenti senza cadute di resistenza.
Per le paratie la norma consente di porre av = 0.
Laccelerazione di picco amax valutata mediante unanalisi di risposta sismica locale, ovvero
come
amax = Sag = SS STag
dove SS il coefficiente che comprende leffetto dellamplificazione stratigrafica (SS) e
dellamplificazione topografica (ST), ed ag laccelerazione orizzontale massima attesa su sito di
riferimento rigido.
Il valore del coefficiente a pu essere ricavato a partire dallaltezza complessiva H della paratia
e dalla categoria di sottosuolo mediante il diagramma di Figura 7.11.2 delle NTC08.
Per la valutazione della spinta nelle condizioni di equilibrio limite passivo deve porsi a = 1.
Il valore del coefficiente b pu essere ricavato dal diagramma di Figura 7.11.3 delle NTC08, in
funzione del massimo spostamento us che lopera pu tollerare senza riduzioni di resistenza.
Per us = 0 b = 1. Deve comunque risultare:
us 0,005 H .
Se ab 0,2 deve assumersi kh = 0,2 amax/g.
Possono inoltre essere trascurati gli effetti inerziali sulle masse che costituiscono la paratia.
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Figura 3: Figura 7-11-2 delle NTC2008
Figura 4 : Figura 7-11-3 delle NTC2008
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6.0 DESCRIZIONE DELLE OPERE STRUTTURALI
Come detto in premessa, nel tratto in esame sono state individuate complessivamente 17
vasche di smaltimento delle acque di piattaforma di cui solo 5 di esse necessitano di opere civili
aventi una funzione strutturale; esse sono:
6. Vasca N. 10A;
7. Vasca N.12;
8. Vasca N.13;
9. Vasca N.15;
10.Vasca N.16.
Successivamente si riporta una descrizione dettagliata, ed una sintesi dei calcoli statici, di
ciascuna singola vasca.
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6.1 VASCA 10A
La vasca N.10A adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica
direttamente nella falda attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a
partire dal fondo vasca, previa la necessaria depurazione delle acque che avviene all interno
della medesima vasca.
Le sue dimensioni in pianta sono 40mx28m circa e la quota assoluta di fondo vasca Qfv=51.00
m, mentre le quote esterne principali sono: 58.00 m circa per il rilevato stradale, 54.00 m circa
le quote restanti.
Per laccesso alla vasca dalla strada pubblica prevista una strada di collegamento per la
realizzazione della quale necessario realizzare ai lati due paratie di micropali; previsto
laccesso al fondo della vasca attraverso una rampa delimitata da un lato dalla paratia
medesima, dallaltro da un muro di sostegno realizzato ad hoc.
previsto, infine, laccesso carrabile, con mezzi di piccolo cabotaggio, alla zona impianti
attraverso una passerella appositamente realizzata per le operazioni di manutenzione ordinaria.
Anche tale passerella realizzata attraverso una struttura in c.a..
Figura 5: Vasca 10A, pianta
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Figura 8:Vasca 10A, paratia A-A-B-B
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Figura 9: Vasca 10A, inviluppo sollecitazioni paratia A-A-B-B
Verifica a pressoflessione
Sezione Circolare d = 70 cm (Af=24F26, staffe F10/20)
Caratteristiche di sollecitazione:
M = 90,00 tm
N = 10,00 t
Valori limiti:Mlim = 111,84 tm
Nlim = 12,43 t
N/Nlim = 0,8047
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035
eps s inf = -0,0056
asse neutro x =25,0 cm
Sezione verificata
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Verifica a Taglio
DATI
b 620 mm
h 620 mm
d 580 mmRck 30 MPa
fcd 16,60 MPa
f'cd 8,3 MPa
f 10 mm
n. bracci 2
Ast 157,08 mm2
s 200 mm
fyd 374 MPa
VEd 288 kN
NEd 0 kN
scp 0 MPa
ac 1
VERIFICHE DI SICUREZZA
cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)
2,5 926 383 383
VERIFICA SODDISFATTA
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6.2 VASCA 12
La vasca N.12 adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica
direttamente in fogna essendo completamente impermeabilizzata sia perimetralmente che sul
fondo, previa la necessaria depurazione delle acque che non avviene allinterno della vasca
stessa.
La sua forma in pianta a T, risultato dellampliamento di una vasca esistente (completamente
demolita e sostituita); le sue massime dimensioni in pianta sono 15mx24m circa e la quota
assoluta di fondo vasca Qfv=62.00 m, mentre le quote esterne principali sono: 71.00 m circa
per il rilevato stradale, 65.00-68.00 m circa le restanti quote circostanti.
Figura 10: Vasca 12, pianta
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Figura 11: Vasca 12, sezione
Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile, ma soprattutto
varia notevolmente laltezza del rilevato da sostenere; pertanto per la realizzazione della vasca
in esame sono previste le seguenti tipologie di pali:
pali F800, i= 85cm p.i.= 12m;
pali F600, i= 80cm p.i.= 7m;
dove si indicato con i linterasse dei pali ed p.i. la relativa profondit di infissione.
Di seguito si riporta il calcolo della paratia pi sollecitata, costituita dai pali F800.
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Figura 12:Vasca 12, paratia H-A-B
Figura 13:Vasca 12, paratia H-A-B
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Figura 14: Vasca 12, inviluppo sollecitazioni paratia H-A-B
Verifica a pressoflessione
Sezione Circolare d= 80 cm (Af=32F26, staffe F12/20)
Caratteristiche di sollecitazione:
M =145,00 tm
N = 10,00 t
Valori limiti:Mlim = 172,28 tm
Nlim = 11,88 t
N/Nlim = 0,8417
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035
eps s inf = -0,0058
asse neutro x =28,3 cm
Sezione verificata
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Verifica a Taglio
DATI
b 700 mm
h 700 mm
d 650 mmRck 30 MPa
fcd 16,60 MPa
f'cd 8,3 MPa
f 12 mm
n. bracci 2
Ast 226,19 mm2
s 200 mm
fyd 374 MPa
VEd 513 kN
NEd 0 kN
scp 0 MPa
ac 1
VERIFICHE DI SICUREZZA
cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)
2,5 1172 619 619
VERIFICA SODDISFATTA
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6.3 VASCA 13
La vasca N.13 ubicata in prossimit di via Fascione e scarica direttamente in fogna essendo
completamente impermeabilizzata sia perimetralmente che sul fondo, previa la necessaria
depurazione delle acque che non avviene allinterno della vasca stessa.
La sua forma in pianta di tipo trapezoidale e costituisce lampliamento di una vasca esistente
da cui risulta completamente giuntata da un punto di vista strutturale; le sue massime
dimensioni in pianta sono 11mx13m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=61.04 m,
mentre le quote esterne principali sono variabili tra 65.00 m circa e 66.00 m in corrispondenza
del rilevato stradale.
Figura 15: Vasca 13, pianta
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Figura 16: Vasca 13, sezione
Laltezza fuori terra delle paratie abbastanza costante; pertanto per la realizzazione dellavasca in esame prevista una sola tipologia di pali:
pali F600, i= 70cm p.i.= 8m;
dove si indicato con i linterasse dei pali ed p.i. la relativa profondit di infissione.
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Figura 17:Vasca 13, paratia di pali
Figura 18:Vasca 13, paratia di pali
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Figura 19: Vasca 13, inviluppo sollecitazioni paratia
Verifica a pressoflessione
Sezione Circolare d= 60 cm (Af=16F22, staffe F10/20)
Caratteristiche di sollecitazione:
M = 45,00 tm
N = 5,00 t
Valori limiti:
Mlim = 47,42 tm
Nlim = 5,27 t
N/Nlim = 0,9489
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035eps s inf = -0,0067
asse neutro x =18,9 c
Sezione verificata
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Verifica a Taglio
DATI
b 550 mm
h 550 mmd 500 mm
Rck 30 MPa
fcd 16,60 MPa
f'cd 8,3 MPa
f 10 mm
n. bracci 2
Ast 157,08 mm2
s 200 mm
fyd 374 MPa
VEd 210 kN
NEd 0 kN
scp 0 MPa
ac 1
VERIFICHE DI SICUREZZA
cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)
2,5 708 330 330
VERIFICA SODDISFATTA
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6.4 VASCA 15
La vasca N.15 adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica
direttamente nella falda attraverso dei dreni opportunamente dimensionati e predisposti a
partire dal fondo vasca, previa la necessaria depurazione delle acque che avviene all interno
della medesima vasca.
La sua principale forma in pianta abbastanza irregolare; le sue massime dimensioni in pianta
sono 55mx40m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=73.50 m, mentre le quote esterne
principali sono variabili tra 79.00 m circa e 83.50 m circa in corrispondenza del rilevato stradale
della stessa Tangenziale.
Figura 20: Vasca 15, pianta
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Figura 21: Vasca 15, sezione
Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile, ma soprattutto
varia notevolmente laltezza del rilevato da sostenere; pertanto per la realizzazione della vasca
in esame sono previste le seguenti tipologie di pali:
pali F800, i= 85cm p.i.= 12m;
pali F600, i= 80cm p.i.= 10m;
pali F500, i= 60cm p.i.= 8m;
pali F500, i= 55cm p.i.= 10m;
dove si indicato con i linterasse dei pali ed p.i. la relativa profondit di infissione.
Occorre subito evidenziare che la parte della vasca in cui saranno ubicati gli impianti sar
oggetto di un riempimento definitivo, pertanto le relative opere di sostegno dovranno lavorare
con tutta la parete a sbalzo solo nella fase transitoria di realizzazione; pertanto in prossimit di
tale area si sono utilizzati pali F500 anche per la parte che sostiene il rilevato.
Di seguito si riporta il calcolo della paratia pi sollecitata, costituita dai pali F800.
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Figura 22:Vasca 15, paratia di pali
Figura 23: Vasca 15, paratia di pali
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Figura 24: Vasca 15, inviluppo sollecitazioni paratia
Verifica a pressoflessione
Sezione Circolare d= 80 cm (Af=32F26, staffe F12/20)
Caratteristiche di sollecitazione:
M =171,00 tm
N = 10,00 t
Valori limiti:
Mlim = 172,03 tm
Nlim = 10,06 t
N/Nlim = 0,9940
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035eps s inf = -0,0058
asse neutro x =28,2 cm
Sezione verificata
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Verifica a Taglio
DATI
b 650 mm
h 650 mmd 600 mm
Rck 30 MPa
fcd 16,60 MPa
f'cd 8,3 MPa
f 12 mm
n. bracci 2
Ast 226,19 mm2
s 200 mm
fyd 374 MPa
VEd 504 kN
NEd 0 kN
scp 0 MPa
ac 1
VERIFICHE DI SICUREZZA
cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)
2,5 1005 571 571
VERIFICA SODDISFATTA
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6.5 VASCA 16
La vasca N.16 adiacente al rilevato della Tangenziale (direzione Capodichino) e scarica
direttamente nellimpianto fognario svolgendo tuttavia una funzione di laminazione.
La sua forma in pianta pressappoco rettangolare; le sue massime dimensioni in pianta sono
12mx37m circa e la quota assoluta di fondo vasca Q fv=82.60 m, mentre le quote esterne
principali sono variabili tra 89.00 m circa e 90.00 m circa.
Figura 25: Vasca 16, pianta
Figura 26: Vasca 16, sezione
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Anche in questo caso, laltezza fuori terra delle paratie abbastanza variabile a causa della
presenza dellopera di sfioro costituita da un muro a mensola in c.a. fondato su una paratia di
pali di base che consentono di raggiungere una quota altimetrica pi bassa del fondo vasca,
convogliando le acque alla scarico finale; per la realizzazione della vasca in esame sono previste
le seguenti tipologie di pali:
pali F700, i= 80cm p.i.= 10m;
pali F700, i= 80cm p.i.= 13m;
pali F500, i= 60cm p.i.= 7m;
dove si indicato con i linterasse dei pali ed p.i. la relativa profondit di infissione.
Di seguito si riporta il calcolo della paratia pi sollecitata, costituita dai pali F700.
Figura 27:Vasca 16, paratia di pali
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Figura 28:Vasca 16, paratia di pali
Figura 29: Vasca 16, inviluppo sollecitazioni paratia
Verifica a pressoflessione
Sezione Circolare d= 70 cm (Af=24F26, staffe F10/20)
Caratteristiche di sollecitazione:
M = 90,00 tm
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N = 10,00 t
Valori limiti:
Mlim = 111,84 tm
Nlim = 12,43 t
N/Nlim = 0,8047
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035
eps s inf = -0,0056
asse neutro x =25,0 cm
Sezione verificata
Verifica a Taglio
DATI
b 600 mm
h 600 mm
d 550 mm
Rck 30 MPa
fcd 16,60 MPa
f'cd 8,3 MPa
f 10 mmn. bracci 2
Ast 157,08 mm2
s 200 mm
fyd 374 MPa
VEd 250 kN
NEd 0 kN
scp 0 MPa
ac 1
VERIFICHE DI SICUREZZA
cot(q) VRcd (kN) VRsd (kN) VRd (kN)
2,5 850 364 364
VERIFICA SODDISFATTA
-
7/28/2019 articolo su ponti
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Tangenziale di Napoli : Opere di convogliamento delle acque meteoriche superficiali tratto km 1+000 al km 3+500:Relazione Tecnica Opere Stru tturali
7.0 CONCLUSIONI
Tutti i dati riportati nella presente relazione sono stati desunti dalla relazione geologica allegata
redatta dal dott. Mario Coppola.
Tanto le verifiche geotecniche quanto quelle strutturali sono ampiamente soddisfatte e
rispettano tutti i codici normativi vigenti.
Napoli, aprile 2011 il progettista
Ing. Massimo ACANFORA