lavori di sistemazione ed allargamento di via valente ricadente nei comuni di massa di ... · 2019....

LAVORI DI SISTEMAZIONE ED ALLARGAMENTO DI VIA VALENTE RICADENTE NEI COMUNI DI MASSA DI SOMMA - CERCOLA E SAN SEBASTIANO AL VESUVIO - STRADA DI NOTEVOLE INTERESSE STRATEGICO QUALE VIA DI FUGA PREVISTA NEL PIANO NAZIONALE DI PROTEZIONE CIVILE PER IL RISCHIO VESUVIO

EDS1_TAV.S1 -RELAZIONE DI CALCOLO OPERE STRUTTURALI

1

PREMESSA ....................................................................................................... 2

NORMATIVA DI RIFERIMENTO ................................................................................ 2

DESCRIZIONE DELLE OPERE .................................................................................. 3

CARATTERISTICHE DEI MATERIALI .......................................................................... 4

ANALISI GEOTECNICA ....................................................................................... 13

APPROCCI PROGETTUALI ................................................................................... 13

PROGRAMMI PER L’ANALISI AUTOMATICA............................................................... 17

AZIONI SISMICHE ............................................................................................. 17

DIMENSIONAMENTO PLINTI PUBBLICA ILLUMNAZIONE ................................................ 27

ORIGINE E CARATTERISTICHE DEI CODICI DI CALCOLO ............................................... 30

CONCLUSIONI ................................................................................................. 30

TABULATI DI CALCOLO ..................................................................................... 31



2

PREMESSA La presente relazione è relativa al calcolo delle opere strutturali previste nell’ambito dei lavori

di sistemazione ed allargamento di vi Valente, viabilità ricadente nei comuni di Massa Di Somma,

San Sebastiano al Vesuvio e Cercola. Nel proseguo pertanto, sulla base delle indagini svolte

ovvero, dei risultati dello studio geologico redatto dalla società i Vitruviani S.r.l.s. allegato al

presente progetto, si descriveranno le caratteristiche dei materiali, il modello di carico e

geometrico utilizzato per il dimensionamento delle opere, le condizioni geotecniche del sito e le

relative verifiche necessarie a validare la schematizzazione adoperata ed il comportamento del

complesso struttura – terreno. Per quanto non espressamente riportato si rimanda alle tavole

grafiche allegate parte integrante del seguente progetto.

NORMATIVA DI RIFERIMENTO Per quanto non espressamente nel corpo della presente le elaborazioni sono stati eseguite nel

rispetto della seguente normativa:

D.M. 11/03/88 - Norme Tecniche relative alle " Indagini sui terreni, sulle rocce, la stabilità di pendii naturali e di scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione"; Legge n.1086 del 5/11/1971 e successivi Decreti Ministeriali del 14/02/1992 e

09/01/1996 recanti " Norme Tecniche per il calcolo, la esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato, normale e precompresso, e per le strutture metalliche "; D.M. 16/01/1996 - Norme Tecniche relative ai " Criteri generali per la verifica di sicurezza

delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi"; Legge n.317 del 21/06/1986 in ottemperanza alla Direttiva CEE n.83/189; Istruzioni CNR 10012/85 - Istruzioni per la valutazione delle azioni sulle costruzioni; Istruzioni CNR 10024/86 - Analisi mediante elaboratore: impostazione e redazione delle

relazioni di calcolo. Ministero dei LL.PP. - D.M. 14.02.1992 : "Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in

cemento normale e precompresso e per le strutture metalliche"; Ministero dei LL.PP. - Circ. 37406 del 24.06.1993 : "Istruzioni relative alle norme tecniche

per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche, di cui al Decreto Ministeriale 14 febbraio 1992"; Ministero dei LL.PP. - D.M. 09.01.1996 : "Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in

cemento normale e precompresso e per le strutture metalliche" Ministero dei LL.PP. - Circ. 252 del 15.10.1996 : "Istruzioni relative alle norme tecniche per

l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche, di cui al Decreto Ministeriale 09 gennaio 1996"



3

Ministero dei LL.PP - D.M. 16.01.1996 : Norme Tecniche relative ai "Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi"; Ministero dei LL.PP. - Circ. 156 del 04.07.1996 : Istruzioni per l'applicazione delle “Norme

tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi’’; Ministero dei LL.PP. - D.M. 04.05.1990 : "Criteri generali e prescrizioni tecniche per la

progettazione, esecuzione e collaudo dei ponti stradali"; Legge n.64 del 02/02/1974Decreto Ministeriale 16/01/1996 recanti "Norme Tecniche per

le costruzioni in zone sismiche", Circolare 10/04/1997,n.65/AA.GG."Istruzioni per l'applicazione del D.M.16/01/96”." Norme Tecniche per le Costruzioni, D.M. 14/9/2005 suppl. 159 G.U. 222 ed s.m.i Nuova Classificazione Sismica Regione Campania D.G.R.C. N 5447 Novembre 2002; D.M. 14.01.2008 – Norme Tecniche per le Costruzioni D.M. 14.01.2018 - Aggiornamento delle Norme Tecniche per le Costruzioni - pubblicate sul

Supplemento ordinario alla “Gazzetta Ufficiale„ n. 42 del 20 febbraio 2018 - Serie

Generale;

Circolare 21 gennaio 2019 n.7 ” Istruzioni per l’applicazione dell’«Aggiornamento delle “Norme tecniche per le costruzioni”» di cui al decreto ministeriale 17 gennaio 2018″.

DESCRIZIONE DELLE OPERE L’intervento di sistemazione di via Valente ricadente nei comuni vesuviani di Massa Di Somma,

San Sebastiano al Vesuvio e Cercola, prevede, al fine di completare il sistema di via fuga da

utilizzare nelle emergenze correlate al rischio Vesuvio, l'ampliamento dell'attuale sede stradale

oggi insufficiente a soddisfare la domanda di traffico presente.

Orbene, il progetto è stato pertanto elaborato sulla base di un rilievo sviluppato da professionisti

incaricati, ovvero in funzioni dei risultati delle prove eseguite e dei vincoli di carattere

amministrativo ed infrastrutturale connessi ai sottoservizi a rete presenti lungo lo sviluppo della

viabilità. Dunque, in ragione di tali risultati ovvero, della necessità di conservare l'accessibilità

alle diverse pertinenze presenti lungo i diversi tratti oggetto di intervento, si è inteso ridurre i

movimenti di terra sfruttando la naturale orografia e, conseguentemente limitare le altezze

delle opere di sostegno. Il progetto prevede quindi la realizzazione di alcuni tipologie di opere di

sostegno necessarie a consentire l'allargamento della sezione stradale in trincea ovvero, a

ripristinare i confini con le diverse proprietà oggetto di esproprio.

In particolare, le opere di sostegno sono identificate rispettivamente come muro di tipologia

1,2…...n negli elaborati grafici della sezione strutturale e prevedono muri in cls armato



4

dalle diverse dimensioni in ragione dei dislivelli da contenere nondimeno, la realizzazione di una

paratia di pali dal piccolo diametro per la realizzazione dell'ampliamento di via Catini, dove oggi

è presente un muro in pietra supportato da una serie di tiranti. Le caratteristiche prestazionali

delle opere di sostegno sono di seguito riportate relativamente ai materiali ed alle regole

tecniche da eseguire per garantire la regola d'arte; le dimensioni geometriche definite in ragione

del dislivello e della spinta del terrapieno da contenere sono state verificate anche dal punto di

vista tecnologico, ovvero, della possibilità di messa in opere dell’armatura, della casseratura e

del getto finale nel pieno rispetto degli standard di sicurezza. A tal fine per le posa in opera dei

diversi elementi costituenti l’opera di sostegno, oltre ai DPI previsti per la tipologia di attività

lavorativa, dovranno essere predisposte, così come riportato nell'aggiornamento delle prime

disposizioni per la stesura dei piani di sicurezza e nel successivo PSC allegato al progetto

esecutivo, le opere provvisionali di protezione dello scavo necessario alla realizzazione della

fondazione nonché verificate, gli ingombri e le relative movimentazioni delle macchine

operatrici. Inoltre il progetto, prevede, la realizzazione del plinto di fondazione a supporto

dell'impianto di pubblica illuminazione e di quello della torre faro, previsto in corrispondenza

della rotatoria tra via del Cimitero e via Cupa Travi.

CARATTERISTICHE DEI MATERIALI CALCESTRUZZO

Il cls previsto presenta, così come indicato dalle norme UNI EN 206-1:2006 e nella UNI

11104:2004., una classe di resistenza C 25/30. La valutazione del comportamento e della

resistenza delle strutture in calcestruzzo avviene mediante la classe di resistenza

contraddistinta dai valori caratteristici delle resistenze cilindrica e cubica a compressione

uniassiale, misurate rispettivamente su provini cilindrici (o prismatici) e cubici, espressa in MPa.

Per il cls di classe C25/30 si ha:

- resistenza cilindrica pari a: fck = 0.83 Rck [N/mmq];

- valore medio della resistenza cilindrica fcm= fck+ 8 [N/mmq];

- resistenza media a trazione semplice fctm = 0.30*fck^2/3 [N/mmq].



5

I valori caratteristici corrispondenti ai frattili 5% e 95% sono assunti rispettivamente pari a:

• 0.7 fctm

• 1.3 fctm

Il valore medio della resistenza a trazione per flessione è pari a fcfm = 1.20 fctm [N/mmq]

Modulo elastico Ecm = 22.0000 [fcm/10]^ 0.3 [N/mmq].

Il coefficiente di Poisson è pari a = 0.20 considerando un calcestruzzo non fessurato.

Il coefficiente di dilatazione termica, in assenza di prove sperimentali eseguite ai sensi della

norma UNI EN 1780:2000, è stato assunto pari a: (10*10^-6 °c^1).

La deformazione assiale per ritiro del calcestruzzo può essere determinata a mezzo di apposite

prove, da eseguirsi secondo le norme UNI 6555:1973 e UNI 7086:1972, rispettivamente per

calcestruzzi confezionati con inerti aventi dimensioni massime sino a 30 mm, od oltre 30 mm.

Il controllo del cls verrà eseguito così come previsto dalla norma vigente ed in particolare, dovrà

essere articolato secondo le seguenti fasi:

- Valutazione preliminare;

- Controllo di produzione: prima della fornitura del cls dovrà essere consegnato

alla DL prima dell’accettazione, da parte della centrale di betonaggio la

corrispondenza del ciclo produttivo;

- Controllo di accettazione: Prima di eseguire il getto di cls dovrà essere

verificato il cls mediante la prova dello slump test , successivamente dovranno

essere eseguiti i prelievi con i relativi campioni da sottoporre a prove.

Le prove di accettazione e le eventuali prove complementari, dovranno essere eseguite e

certificate dai laboratori ufficiali di cui all’ex art. 59 del DPR n. 380/2001 e dell'aggiornamento

delle NTC 2018.

I prelievi dovranno essere eseguiti alla presenza del Direttore dei lavori o dell’ispettore di

cantiere ogni prelievo consta di due provini. La media delle resistenze costituisce il valore

rispetto a cui il controllo viene eseguito. Tutti i provini di dimensione pari a 15/15/15 dovranno

essere stagionati come indicato dalle norme UNI EN 12390 -1:2002 e UNI EN 12390 – 2:2002,



6

mentre tutte le prove dovranno essere realizzate da laboratori Ufficiali cui all’art. 59 del DPR n.

380/2001 o notificati ai sensi dell’art.18 della Direttiva n.89/106/CEE e, secondo le modalità

previste dalle Norma UNI EN 12390 -3: 2003 e UNI 12390-4:2002

La domanda di prove al laboratorio dovrà essere sottoscritta dal Direttore dei Lavori e deve

contenere precise indicazioni sulla posizione delle strutture interessate da ciascun prelievo.

Le prove non richieste dal Direttore dei Lavori non possono fare parte dell’insieme statistico che

serve per la determinazione della resistenza caratteristica del materiale.

Il controllo di accettazione in particolare, viste le dimensioni della struttura dovrà essere di tipo

A di cui alla norma vigente verificando che:

- R1 ≥Rck-3,5 [N/mmq]

- Rm ≥Rck+3,5 [N/mmq]

Dove:

- Rm = resistenza media dei prelievi [N/mmq]

- R1 = minore valore di resistenza dei prelievi [N/mmq]

- s = scarto quadratico medio.

Le prove a compressione dovranno essere eseguite conformemente alle norme UNI EN 12390-

3:2003. I certificati di prova emessi dai laboratori devono contenere:

- l’identificazione del laboratorio che rilascia il certificato;

- un’identificazione univoca del certificato (numero di serie e data di emissione) e

di ciascuna sua pagina, oltre al numero totale di pagine;

- l’identificazione del committente dei lavori in esecuzione e del cantiere di

riferimento;

- il nominativo del Direttore dei Lavori che richiede la prova;

- la descrizione, l’identificazione e la data di prelievo dei campioni da provare;

- la data di ricevimento dei campioni e la data di esecuzione delle prove;

- l’identificazione delle specifiche di prova o la descrizione del metodo o procedura

adottata, con l’indicazione delle norme di riferimento per l’esecuzione della

stessa;

- le dimensioni effettivamente misurate dei campioni provati, dopo eventuale



7

rettifica;

- le modalità di rottura dei campioni;

- la massa volumica del campione;

- i valori di resistenza misurati.

Per gli elementi prefabbricati di serie, realizzati con processo industrializzato, sono valide le

specifiche indicazioni di cui al § 11.8.3.1 del Testo Unico sulle costruzioni.

L’opera o la parte di opera non conforme ai controlli di accettazione non può essere accettata

finché la non conformità non è stata definitivamente rimossa dal costruttore, il quale deve

procedere ad una verifica delle caratteristiche del calcestruzzo messo in opera mediante

l’impiego di altri mezzi d’indagine, secondo quanto prescritto dal Direttore dei Lavori.

Qualora gli ulteriori controlli confermino i risultati ottenuti, si dovrà procedere ad un controllo

teorico e/o sperimentale della sicurezza della struttura interessata dal quantitativo di

calcestruzzo non conforme, sulla base della resistenza ridotta del calcestruzzo. Ove ciò non

fosse possibile, ovvero i risultati di tale indagine non risultassero soddisfacenti si può

dequalificare l’opera, eseguire lavori di consolidamento ovvero demolire l’opera stessa. I

“controlli di accettazione” sono obbligatori ed il collaudatore è tenuto a controllarne la validità,

qualitativa e quantitativa; ove ciò non fosse, il collaudatore è tenuto a far eseguire delle prove

che attestino le caratteristiche del calcestruzzo, seguendo la medesima procedura che si applica

quando non risultino rispettati i limiti fissati dai “controlli di accettazione”.

Nel caso in cui le resistenze a compressione dei provini prelevati durante il getto non soddisfino i

criteri di accettazione della classe di resistenza caratteristica prevista nel progetto, oppure

sorgano dubbi sulla qualità e rispondenza del calcestruzzo ai valori di resistenza determinati nel

corso della qualificazione della miscela, oppure si renda necessario valutare a posteriori le

proprietà di un calcestruzzo precedentemente messo in opera, si può procedere ad una

valutazione delle caratteristiche di resistenza attraverso una serie di prove sia distruttive che

non distruttive.

Tali prove non devono, in ogni caso, intendersi sostitutive dei controlli di accettazione.



8

LEGANTI

Nelle opere in oggetto devono impiegarsi esclusivamente i leganti idraulici previsti dalle

disposizioni vigenti in materia, dotati di certificato di conformità - rilasciato da un organismo

europeo notificato, conformi alle prescrizioni di cui alla Legge 26/05/1965 n.595. È escluso

l’impiego di cementi alluminosi. Il tipo di cemento e Portland 32.5.

AGGREGATI

Sono idonei alla produzione di calcestruzzo per uso strutturale gli aggregati ottenuti dalla

lavorazione di materiali naturali, artificiali, ovvero provenienti da processi di riciclo conformi

alla norma europea armonizzata UNI EN 12620 e, per gli aggregati leggeri, alla norma europea

armonizzata UNI EN 13055-1.

Il sistema di attestazione della conformità di tali aggregati, ai sensi del DPR n.246/93 è del tipo

2 +.

Gli eventuali controlli di accettazione da effettuarsi a cura del Direttore dei Lavori sono

finalizzati almeno alla determinazione delle caratteristiche tecniche riportate:

Descrizione petrografica semplificata

Dimensione dell’aggregato( analisi granulometrica e contenuto dei fini)

Indice di appiattimento

Dimensione per il filler

Forma dell’aggregato grosso (per aggregato proveniente da riciclo)

AGGIUNTE

Nei calcestruzzi è ammesso l’impiego di aggiunte, in particolare di ceneri volanti, loppe

granulate d’altoforno e fumi di silice, purché non ne vengano modificate negativamente le

caratteristiche prestazionali. Le ceneri volanti devono soddisfare i requisiti della norma europea

armonizzata UNI EN 450-1. Per quanto riguarda l’impiego si potrà fare utile riferimento ai criteri

stabiliti dalle norme UNI



9

EN 206- 1:2006 ed UNI 11104:2004.

I fumi di silice devono soddisfare i requisiti della norma europea armonizzata UNI EN 13263-1.

ADDITIVI

Gli additivi devono essere conformi alla norma europea armonizzata UNI EN 934-2.

ACQUA DI IMPASTO

L’acqua di impasto, ivi compresa l’acqua di riciclo, dovrà essere conforme alla norma UNI EN

1008: 2003.

ACCIAIO PER CALCESTRUZZO

L’acciaio per cemento armato, secondo la nuova normativa è classificato come B450C ed è

caratterizzato dai seguenti valori nominali delle caratteristiche di snervamento e rottura:

Gli acciai delle reti e tralicci elettrosaldati devono essere saldabili. L’interasse delle barre non deve superare 330 mm, mentre gli eventuali tralicci devono essere composti con barre ed assemblati mediante saldature. Il rapporto tra i diametri delle barre componenti reti e tralicci deve essere: Ø min / Ø Max ≥ 0,6 .I nodi delle reti devono resistere ad una forza di distacco determinata in accordo con la norma UNI EN ISO 15630-2:2004 pari al 25% della forza di snervamento della barra, da computarsi per quella di diametro maggiore sulla

fynon 450 [N/mmq]

fytnom 540 [N/mmq]

Caratteristiche Requisiti Frattile (%) Tensione caratteristica di snervamento fynon > fynon 5.0 Tensione caratteristica di rottura ftk > ftnom 5.0 (ft /fy)k >1.15 10.0 (fy /fynom)k <1.25 10.0 Allungamento (Agt)K > 7.5% 10.0 Diametro del mandrino per le prove di piegamento a 90° e successivo radddrizzamento senza cricche Ø<12 mm 12 < Ø < 16 mm per 16 < Ø < 25 mm per 25 < Ø < 40 mm

4 Ø 5 Ø 8 Ø 10 Ø



10

tensione di snervamento pari a 450 N/mmq. Tale resistenza al distacco della saldatura del nodo, va controllata e certificata dal produttore di reti e di tralicci secondo le procedure di qualificazione di seguito riportate. In ogni elemento di rete o traliccio le singole armature componenti devono avere le stesse caratteristiche. Nel caso dei tralicci è ammesso l’uso di staffe aventi superficie liscia perché realizzate con acciaio B450A oppure B450C saldabili. La DL dovrà predisporre un prelievo per ogni partita di almeno tre campioni marchiati, predisponendo le relative richieste di prove, le quali dovranno essere realizzate da laboratori ufficiali. All’atto della richiesta, le prove dovranno essere eseguite entro 30 giorni dalla fornitura, in ogni caso prima della posa in opera delle armature. In caso di un risultato minore per difetto del provino o per errore della prova, si dovrà predisporre un ulteriore provino. Se i valori sono difformi, devono essere prelevati ulteriori 10 campioni dal lotto, alla presenza di un rappresentante del produttore. Se la media fornisce valori maggiori del valore caratteristico ed i singoli valori sono compresi tra il valore minimo ed il valore massimo, il lotto è idoneo, in caso contrario dovrà essere respinto. In ogni caso tutte le forniture dovranno essere accompagnate da relativo certificato con indicazione del produttore del diametro della fornitura e dei relativi marchi CE di riferimento della produzione, sarà inoltre necessario richiedere il certificato interno sulla colata come disposto dal modello 3.1 norme UNI EN 10204. Il Direttore dei Lavori prima della messa in opera, dovrà verificare quanto sopra e rifiutare le eventuali forniture non conformi, fermo restando le responsabilità del produttore. I certificati di prova emessi e di accompagnamento delle diverse forniture, dovranno essere uniformati ad un modello standard elaborato dal Servizio Tecnico Centrale e devono contenere almeno:

• l’identificazione dell’azienda produttrice e dello stabilimento di produzione; • l’indicazione del tipo di prodotto e della eventuale dichiarata saldabilità; • il marchio di identificazione del prodotto depositato presso il Servizio Tecnico Centrale; • gli estremi dell’attestato di qualificazione nonché l’ultimo attestato di conferma della • qualificazione (per le sole verifiche periodiche della qualità); • la data del prelievo, il luogo di effettuazione delle prove e la data di emissione del certificato; • le dimensioni nominali ed effettive del prodotto ed i risultati delle prove eseguite;



11

• l’analisi chimica per i prodotti dichiarati saldabili (o comunque utilizzati per la fabbricazione di prodotti finiti elettrosaldati);

• le elaborazioni statistiche previste ai sensi di legge I controlli di accettazione devono verificare i seguenti valori limite:

NORME DI ESECUZIONE CALCESTRUZZO CEMENTIZIO ARMATO

Al fine di garantire la durabilità del conglomerato, essendo l’opera in progetto esposta a cicli di gelo e disgelo, è necessario utilizzare un’adeguata composizione dello stesso. Si prescrive l’impiego di calcestruzzo da confezionare con i seguenti rapporti di miscelazione:

• 1. Cemento tipo 32.5 : 3.5 ql/mc • 2. Pietrisco : 0.800 ql/mc • 3. Sabbia : 0.400 ql/mc • 4. Acqua: rapporto a/c = 0.5: 175 l/mc.

La sabbia e la ghiaia sia di cava che di fiume, devono essere granulometricamente assortite, con dimensione massima del pietrisco di 3 cm e non proveniente da rocce gelive o gessose. Nella formazione degli impasti i vari componenti devono risultare intimamente mescolati ed uniformemente distribuiti nella massa: gli impasti devono essere preparati e trasportati in modo da escludere pericoli di segregazione dei componenti o di prematuro inizio della presa al momento del getto. Individuata la centrale di betonaggio di calcestruzzo sarà necessario richiedere direttamente alla stessa la consistenza del conglomerato e, di verificarla puntualmente con lo "slump test " prima di accettare le diverse forniture. Si raccomanda altresì di proibire aggiunte di acqua all'impasto prima della messa in opera, che, alterando il rapporto acqua-cemento, inciderebbero negativamente sulla resistenza finale.

Caratteristica Valore Limite Note Snervamento minimo fy ≥ 425 [N/mmq] 450 -25 [N/mmq] Snervamento massimo fy ≤ 572 [N/mmq] 450*(1.25+0.2) Allungamento omogeneo minimo Agt ≥ 5% Acciai laminati Allungamento omogeneo minimo Agt ≥ 10% Acciai trafilati Rapporto Rottura/snervamento ft/fy 1.11 ≤ ft/fy ≤ 1.37 Acciai laminati Rapporto Rottura snervamento ft/fy ft/fy≥ 1.03 Acciai trafilati Piegamento a 90° e successivo radd. Assenza di cricche Per tutti



12

Durante il getto si deve procedere ad idonea azione di compattazione e vibratura. La superficie dei getti deve essere mantenuta umida per almeno tre giorni. In caso di avverse condizioni climatiche non si deve mettere in opera il conglomerato a temperature T minori di 0 °C, salvo il ricorso ad opportune cautele consistenti nell’ utilizzo di additivi specifici per il confezionamento del calcestruzzo, curando particolarmente le fasi del getto e della presa. Il ferro deve essere posto in opera privo di tracce di ruggine e praticando alle estremità gli opportuni ancoraggi riportati negli elaborati grafici allegati alla presente relazione. Occorre attenersi scrupolosamente alle indicazioni progettuali relative ai copriferri, interferri ed alle giunzioni: la superficie dell’ armatura resistente, comprese le staffe, deve distare dalle facce esterne del conglomerato della quantità espressa in ciascun elaborato grafico; le giunzioni devono avvenire per sovrapposizione essendo stata calcolata in modo da assicurare l’ ancoraggio di ciascuna barra. La distanza mutua (interferro) nella sovrapposizione non deve superare 6 volte il diametro. Le armature longitudinali devono essere interrotte ovvero sovrapposte preferibilmente nelle zone compresse o di minore sollecitazione. La continuità fra le barre può effettuarsi mediante:

• sovrapposizione, calcolata in modo da assicurare l’ancoraggio di ciascuna barra. In ogni caso la lunghezza di sovrapposizione nel tratto rettilineo deve essere non minore di 20 volte il diametro della barra. La distanza mutua (interferro) nella sovrapposizione non deve superare 4 volte il diametro;

• saldature, eseguite in conformità alle norme in vigore sulle saldature. Devono essere accertate la saldabilità degli acciai che vengono impiegati, nonché la compatibilità fra metallo e metallo di apporto nelle posizioni o condizioni operative previste nel progetto esecutivo;

• giunzioni meccaniche per barre di armatura. Tali tipi di giunzioni devono essere preventivamente validati mediante prove sperimentali.

Le barre piegate devono presentare, nelle piegature, un raccordo non minore di 6 volte il diametro. Per eventuali interruzioni di getto di calcestruzzo disporre le giunzioni in corrispondenza delle sagomature delle armature.



13

ANALISI GEOTECNICA La caratterizzazione geologica e la successiva definizione dei valori caratteristici dei litotipi

investigati è stata redatta in ragione di una campagna di indagine dedicata, che ha consentito di

definire la seguente stratigrafia:

Profondità (m)

DESCRIZIONE

0.8 - 1.50 Terreno da Riporto contente sabbia e ghiaia per terrazzamento

1.5 - 2.00 Sabbie piroclastiche, prodotte da cadute - scarsamente addensati

2.00 - 10.00 Depositi piroclastici

10 - 30.0 Depositi di scorie e lave

Tabella n. 1 – Stratigrafia

Con una categoria di suolo di tipo B :" Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto

addensati o terreni a grana fine molte consistenti con spessori superiori a 30.0m caratterizzati

da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con profondità e da valori da Vs30

compresi tra 360 m/s e 800 m/s "

APPROCCI PROGETTUALI Sotto l’effetto dell’azione sismica di progetto, definita dalle norme vigenti, le opere e i sistemi

geotecnici devono rispettare gli stati limite ultimi e di esercizio di cui al paragrafo 3.2.1 con i

requisiti indicati nel paragrafo 7.1 delle stesse. Le verifiche agli SLU devono essere effettuate

ponendo pari all’unità i coefficiente parziali sulle azioni e impiegando i parametri geotecnici e

le resistenze di progetto, con i valori dei coefficienti parziali.

Formulazione del criterio semiprobabilistico agli stati limite:

Stato limite ultimo. Per la situazione permanete e transitoria si verifica che l’azione

sollecitante Ed sia inferiore alla resistenza ultima di calcolo Rd.

Le azioni sollecitanti sono stimate secondo la relazione seguente fondamentale:

Ed = γg •Gk + γp •Pk + γq •[Q1k+Σ(ψ0i•Qik)]

dove:

• Gk è il valore caratteristico delle azioni permanenti;

• Pk è il valore caratteristico delle azioni di precompressione;

• Q1k è il valore caratteristico dell’azione base di ogni combinazione;

• Qki i valori caratteristici delle azioni variabili tra loro indipendenti;



14

• γg = coefficiente parziale di sicurezza (azione sfavorevole/favorevole);

• γp = coefficiente parziale di sicurezza (azione sfavorevole/favorevole);

• γq = coefficiente parziale di sicurezza (azione sfavorevole/favorevole);

• ψ0i = coefficiente di combinazione allo stato limite ultimo da determinarsi sulla base di

considerazioni statiche.

In figura successive sono riportate le diverse combinazioni di carico agli SLU/SLE.

Figura n. 1 – Combinazioni di carico

Per le opere di sostegno devono essere effettuate le verifiche con riferimento almeno ai

seguenti stati limite: SLU di tipo geotecnico (GEO) e di equilibrio di corpo rigido (EQU)

- stabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno;

- scorrimento sul piano di posa;

- collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno;

- ribaltamento.

Le verifiche (scorrimento, ribaltamento e capacità portante) sono effettuate secondo almeno

uno dei seguenti approcci:

Approccio 1:

- Combinazione 1: (A1+M1+R1) ;

- Combinazione 2: (A2+M2+R2).

Approccio 2:

- Combinazione 1: (A1+M 1 +R3).



15

Nell’approccio 1 devono essere verificate due combinazioni di carico, la prima (A1+M1+R1) in cui

si applicano coefficienti di amplificazione alle sole azioni (permanenti o variabili, strutturali o

geotecniche) e la seconda (A2+M2+R2) in cui si applicano coefficienti di amplificazione alle

azioni strutturali variabili e coefficienti di riduzione ai parametri che esprimono le proprietà

meccaniche del terreno.

L’approccio 2 invece, prevede una sola combinazione di carico (A1+M1+R3), in cui sono

amplificate le azioni e imposto un coefficiente di sicurezza globale γR maggiore. Nell’ambito di

ciascun approccio si calcolano in questo modo l’azione di progetto Ed e la resistenza di progetto

Rd, che sono già affette dai coefficienti di sicurezza parziali, per cui la verifica impone

semplicemente che sia soddisfatta la disuguaglianza Rd ≥ Ed.

La verifica di stabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno viene effettuata, così

come prescritto dalla norma, secondo l’Approccio 1: - Combinazione 2: (A2+M2+R2) tenendo

conto dei coefficienti parziali riportati nelle Tabelle 2 e 3 per le azioni e i parametri geotecnici.

Per tale verifica si rimanda alla relazione di calcolo allegata al presente progetto. Per la verifica

strutturale si considera per lo stato limite (STR) approccio 1 combinazione A1 o in alternativa,

l’approccio (STR/GEO) secondo le combinazioni di cui alla figura n.1.

Tabella n. 2 – Coefficienti parziali relativi alle azioni.

Nel caso in cui i carichi permanenti non strutturali (ad es. i carichi permanenti portati) siano

compiutamente definiti, si potranno adottare gli stessi coefficienti validi per le azioni

permanenti.



16

Tabella n. 3 – Coefficienti parziali terreno.

Il valore di progetto delle azioni Ed nei due approcci è calcolata considerando i seguenti

coefficienti parziali γf (Tabella 2): Ed = γG ⋅G + γQ Q.

I coefficienti parziali interessano i carichi permanenti (strutturali), i carichi permanenti portati

(non strutturali, terreno e acqua, per i quali, se compiutamente definiti e non variabili nel

tempo, si possono adottare i medesimi coefficienti dei carichi permanenti strutturali), e i carichi

variabili, definiti favorevoli e sfavorevoli ai fini della verifica di stabilità da eseguire. Per il

calcolo della resistenza di progetto Rd i corrispondenti valori di progetto delle proprietà del

terreno Xd devono essere ricavati dai "valori caratteristici Xk" mediante la: Xd = Xk/γm dove γm è il

coefficiente parziale (Tabella 3).

I coefficienti parziali γR che operano direttamente sulla resistenza del sistema sono definiti in

Tabella n.4.

Tabella n. 4 – Coefficienti parziali relativi alle resistenze

Lo stato limite di ribaltamento non prevede la mobilitazione della resistenza del terreno di

fondazione e deve essere trattato come uno stato limite di equilibrio come corpo rigido (EQU),

utilizzando i coefficienti parziali sulle azioni della tabella 2 e adoperando coefficienti parziali

del gruppo (M2) per il calcolo delle spinte.



17

In generale, le ipotesi di calcolo delle spinte devono essere giustificate sulla base dei prevedibili

spostamenti relativi manufatto-terreno, ovvero determinate con un’analisi dell’interazione

terreno/struttura. Le spinte devono tenere conto del sovraccarico e dell’inclinazione del piano

campagna, dell’inclinazione del paramento rispetto alla verticale, delle pressioni interstiziali e

degli effetti della filtrazione nel terreno. Nel calcolo della spinta si può tenere conto dell’attrito

che si sviluppa fra parete e terreno. I valori assunti per il relativo coefficiente di attrito devono

essere giustificati in base alla natura dei materiali a contatto e all’effettivo grado di

mobilitazione.

Ai fini della verifica alla traslazione sul piano di posa di muri di sostegno con fondazioni

superficiali, non si deve in generale considerare il contributo della resistenza passiva del terreno

antistante il muro. In casi particolari, da giustificare con considerazioni relative alle

caratteristiche meccaniche dei terreni e alle modalità costruttive, la presa in conto di

un’aliquota (comunque non superiore al 50%) di tale resistenza è subordinata all’assunzione di

effettiva permanenza di tale contributo, nonché alla verifica che gli spostamenti necessari alla

mobilitazione di tale aliquota siano

compatibili con le prestazioni attese dell’opera.

PROGRAMMI PER L’ANALISI AUTOMATICA 1) CDW Programma di calcolo ed analisi opere di sostegno Vers. 2019

2) CDD Programma di calcolo ed analisi pendii Vers. 2019

3) CDP Programma di calcolo paratie Vers. 2019

Le Licenze sono intestate allo Studio Discetti Servizi Integrati di Ingegneria

AZIONI SISMICHE Sotto l’effetto dell’azione sismica di progetto le opere e i sistemi geotecnici devono rispettare

gli stati limite ultimi e di esercizio definiti precedentemente. A meno di analisi dinamiche

avanzate, l’analisi della sicurezza dei muri di sostegno in condizioni sismiche può essere eseguita

con il metodo pseudostatico, mediante i metodi dell’equilibrio limite. Il modello di calcolo deve

comprendere l’opera di sostegno, il cuneo di terreno a tergo dell’opera, che si suppone in



18

stato di equilibrio limite attivo (se la struttura può spostarsi), e gli eventuali sovraccarichi agenti

sul cuneo suddetto. Le azioni da considerare nelle analisi di sicurezza delle fondazioni sono

fornite dalla spinta esercitata dal terrapieno, dalle azioni gravitazionali permanenti e dalle

azioni inerziali agenti nel muro, nel terreno e negli eventuali sovraccarichi. Rispetto al caso

statico, le verifiche agli stati limite ultimi devono essere effettuate ponendo pari all’unità i

coefficienti parziali sulle azioni e impiegando i parametri geotecnici e le resistenze di progetto,

con i valori dei coefficienti parziali indicati nella verifica in condizioni statiche. In aggiunta

all’analisi della sicurezza nei confronti dello stato limite ultimo, devono essere condotte

verifiche nei confronti dello stato limite di danno. In particolare, gli spostamenti permanenti

indotti dal sisma devono essere compatibili con la funzionalità dell’opera e con quella di

eventuali strutture o infrastrutture interagenti.

Nell’analisi pseudostatica, l’azione sismica è rappresentata da una forza statica equivalente pari

al prodotto delle forze di gravità per un opportuno coefficiente sismico. Nelle verifiche allo

stato limite ultimo, i valori dei coefficienti sismici orizzontale kh e verticale kv possono essere

valutati mediante le espressioni: kh =βm (amax/g); kv = 0,5 kh

dove :

- amax = accelerazione orizzontale massima attesa al sito;

- g= accelerazione di gravità.

In assenza di analisi specifiche della risposta sismica locale, l’accelerazione massima può essere

valutata con la relazione amax= S*ag =SS *ST *ag

Dove:

o S= coefficiente che comprende l’effetto dell’amplificazione stratigrafica;

o (SS) e dell’amplificazione topografica (ST);

o ag = accelerazione orizzontale massima attesa su sito di riferimento rigido.

Nella precedente espressione, il coefficiente βm assume i valori riportati nella Tabella

successiva.



19

Tabella n. 7 – Stratigrafia

Dall’analisi di pericolosità sismica, il valore di accelerazione orizzontale massima attesa su sito

di riferimento rigido è stata assunta con l’ausilio del softwer dedicato che consente di calcolarne

il valore in ragione delle coordinate del sito di intervento e della tipologia di suolo, che nel caso

in esame è classificato come B. Ipotizzando i seguenti dati sulla costruzione: - Classe d'uso: 2 -

Vita Nominale: 50 anni - Coefficiente d'uso: 2.0 - Vita di riferimento: 50 anni - Periodo di

ritorno: 475.

La verifica delle opere di sostegno è eseguita in modo analogo al caso statico considerando il

contributo dell’azione sismica. In tale scenario è stato utilizzato l’ Approccio 2 con la seguente

combinazione:

- Combinazione: A1+M1+R3

Rispetto al caso statico, i valori dei coefficienti parziali sulle azioni γG e γQ sono pari ad 1.0,

mentre per quanto riguarda i parametri geotecnici e le resistenze di progetto, essi,

analogamente al caso statico, devono essere modificati con i valori dei coefficienti parziali

indicati in tabella 3 in funzione della combinazione di carico scelta.

Il modello di calcolo utilizzato è riportato nella figura successiva dove è stato considerato anche

il contributo del sovraccarico uniformemente distribuito nella zona di monte. Nel caso in esame,

visto il traffico veicolare e pedonale presente rispettivamente pari 1.2t/mq attribuibile al carico

da ponte di 3.0 t/m disposta su una larghezza di 3.5 m e con un coefficiente dinamico pari a 1.4

ovvero, alla presenza di folla compatta pari a 0,4t/mq.



20

Figura n. 2 – Modello di calcolo

Verifica allo scorrimento

La spinta totale di progetto Ed esercitata dal terrapieno agente sull'opera di sostegno è la

risultante delle spinte statiche e dinamiche del terreno, è funzione del coefficiente K=K(θ, β, φ)

che è calcolato mediante la formula di Mononobe e Okabe e assume differenti valori per le

diverse definizioni della tangente dell’angolo θ.

Figura n. 3 – Spinta in funzione dell’angolo θ

La componente dinamica di spinta ΔP=Ed - PA è applicata a 0,5 H del muro, mentre la

componente statica PA a 1/3H.



21

Figura n. 3 – Posizione del AP

Le azioni di calcolo da considerare nel caso sismico sono date dalla spinta statica applicata ad

H/3, dall’incremento di spinta sismica applicata ad H/2, e dalle forze di inerzia orizzontali kHW

agenti direttamente sul muro e sul terrapieno applicate nel loro baricentro. Le resistenze sono

date dal prodotto:

dove:

- W = peso del muro Wm + peso del terreno Wt sovrastante la soletta di fondazione (a

vantaggio della sicurezza non si considera il contributo del carico verticale

accidentale sulla soletta interna);

- kVW componente verticale delle forze di inerzia agenti verso l'alto e verso il basso, in

modo da produrre gli effetti più sfavorevoli.

- Pv = componente verticale della spinta del terreno (che può anche essere trascurata);

Anche in questo caso il peso del terreno sulla soletta di fondazione può essere ragionevolmente

considerato alla stessa maniera del peso del muro come una azione permanente favorevole

strutturale.

Figura n. 4 – Azione sismica verticale (+-)



22

Una volta calcolata la resistenza di progetto Rd utilizzando i parametri geotecnici ottenuti nelle

varie combinazioni (M1, M2), a questa si applica un coefficiente parziale γR che opera

direttamente sulla resistenza del sistema definito in Tabella 4, in funzione del tipo di verifica e

della combinazione (R1, R2 o R3).

Verifica della capacità portante

Si procede analogamente al caso statico, tenendo presente che i coefficienti parziali sulle azioni

sono unitari, e che il peso del terreno sovrastante la soletta di fondazione, considerato

un’azione permanente sfavorevole, è da considerare moltiplicata per (1±kv).

Una volta calcolata la resistenza di progetto Rd con la formula di Brinch Hansen utilizzando il

parametri geotecnici ottenuti nelle varie combinazioni (M1, M2), a questa si applica un

coefficiente parziale γR che opera direttamente sulla resistenza del sistema definito in Tabella

3, in funzione del tipo di verifica e naturalmente della combinazione (R1, R2 o R3).

La spinta dovuta al sovraccarico non viene considerata in condizioni sismiche. La verifica impone

che sia soddisfatta la disuguaglianza Rd ≥ Ed

Verifica al ribaltamento

Analogamente al caso statico, lo stato limite di ribaltamento non prevede la mobilitazione della

resistenza del terreno di fondazione e deve essere trattato come uno stato limite di equilibrio

come corpo rigido (EQU), utilizzando i coefficienti parziali del gruppo (M2) per il calcolo delle

spinte.

Nella verifica al ribaltamento le azioni sono espresse dai momenti ribaltanti, dovuti alla

componente orizzontale della spinta del terreno, l’incremento della spinta dovuta al sisma, e le

forze di inerzia orizzontali. Il momento data dalla spinta dovuta al sovraccarico non viene

considerata in condizioni sismiche. Il momento e quindi dato dal prodotto della forza the si sta

considerando (applicata nel baricentro del diagramma di spinta) per il braccio, calcolato rispetto

al centro istantaneo di rotazione.



23

Le resistenze sono i momenti stabilizzanti, dovuti al peso del muro e al peso del terreno

sovrastante la soletta di fondazione (analogamente a quanto detto per la verifica allo

scorrimento, a vantaggio di sicurezza si trascura il contributo dovuto alla componente verticale

della spinta del terreno e del carico accidentale sulla soletta interna).

Si tenga presente che il peso del terreno sovrastante la soletta di fondazione, considerato

un’azione permanente favorevole, è da considerare moltiplicata per (1±kv),

Una volta calcolata la resistenza di progetto Rd considerando i coefficienti parziali sulle azioni

pari ad 1.0, le azioni di progetto Ed, cioè le spinte, sono calcolate utilizzando i parametri

geotecnici ottenuti nella combinazione M2.

La verifica al ribaltamento è soddisfatta se il rapporto tra momenti stabilizzanti (Rd) e momenti

ribaltanti (Ed) è maggiore di 1:

La paratia prevista in corrispondenza di via Catini, è stata verificata nel rispetto degli approcci

precedentemente esplicitati Nel caso in esame, la componente orizzontale e verticale

dell’accelerazione sismica sono state ricavate in funzione del moto sismico atteso nel volume

significativo di ogni paratia senza che questa possa subire degli spostamenti con riduzione di

resistenza. Per i risultati si rimanda ai tabulati di seguito allegati.

La componente ah risulta quindi legata all’accelerazione di picco attesa nel volume significato

del terreno mediante la seguente relazione

ah = kh·g = α·β ·amax

dove:

- g è l’accelerazione di gravità;

- kh è il coefficiente sismico in direzione orizzontale;

- α ≤ 1 è un coefficiente che tiene conto della deformabilità dei terreni interagenti con

l’opera;

- β ≤ 1 è un coefficiente funzione della capacità dell’opera di subire spostamenti senza

cadute di resistenza.



24

L’accelerazione di picco amax è valutata invece, mediante un’analisi di risposta sismica locale,

ovvero come amax = S·ag = SS· ST·ag

Dove:

- SS è il coefficiente che comprende l’effetto dell’amplificazione stratigrafica (SS) e

dell’amplificazione topografica (ST);

- ag è l’accelerazione orizzontale massima attesa su sito di riferimento rigido.

Il valore del coefficiente “α “ viene ricavato a partire dall’altezza complessiva “H” della paratia

e dalla categoria di sottosuolo mediante il diagramma di seguito riportato, che nel caso in esame

è stato classificato come “C”.

Figura n. 5 – Diagramma per la valutazione del coefficiente di deformabilità “α”

Per la valutazione della spinta nelle condizioni di equilibrio limite passivo α = 1.

Il valore del coefficiente β viene invece ricavato dal diagramma successivo in funzione del

massimo spostamento Us che l’opera può tollerare senza riduzioni di resistenza.

Per Us = 0 ; β = 1.

In ogni caso è stata verificata la seguente relazione:

Us ≤ 0,005⋅H

Se α⋅β ≤ 0,2 deve assumersi kh = 0,2⋅amax/g.

Possono inoltre essere trascurati gli effetti inerziali sulle masse che costituiscono la paratia.



25

Figura n. 6 – Diagramma per la valutazione del coefficiente di deformabilità “β”

Attraverso l'analisi ad elementi finiti, la paratia è stata considerata come una struttura a

prevalente sviluppo lineare (il riferimento è un metro di larghezza) con comportamento a trave.

Come caratteristiche geometriche della sezione, si assumono il momento d'inerzia I e l'area A

per metro lineare di larghezza della paratia.

La parte fuori terra della paratia è suddivisa in elementi di lunghezza pari a circa 5 centimetri e

più o meno costante per tutti gli elementi.

La modellazione del terreno si rifà al classico schema di Winkler ovvero, come un letto di molle

indipendenti fra di loro reagenti solo a sforzo assiale di compressione conseguentemente, la

rigidezza della singola molla è legata alla costante di sottofondo orizzontale del terreno.

La costante di sottofondo k, è definita come la pressione unitaria che occorre applicare per

ottenere uno spostamento unitario. Dimensionalmente è espressa quindi come rapporto fra una

pressione ed uno spostamento al cubo [F/L3].

È evidente che i risultati sono tanto migliori quanto più è elevato il numero delle molle che

schematizzano il terreno. Se m è l'interasse fra le molle (in cm) e b è la larghezza della paratia

in direzione longitudinale (b=100 cm), occorre ricavare l'area equivalente Am, della molla (a cui

si assegna una lunghezza pari a 100 cm).



26

Per le molle di estremità, in corrispondenza della linea di fondo scavo ed in corrispondenza

dell'estremità inferiore della paratia, si assume un’area equivalente dimezzata. Inoltre, tutte le

molle hanno, ovviamente, rigidezza flessionale e tagliante nulla e sono vincolate all'estremità

alla traslazione. Quindi la matrice di rigidezza di tutto il sistema paratia-terreno sarà data

dall'assemblaggio delle matrici di rigidezza degli elementi della paratia (elementi a rigidezza

flessionale, tagliante ed assiale) e delle molle (rigidezza assiale).

Per la modalità di analisi, una delle soluzioni che fornisce risultati soddisfacenti, è quella di

considerare il terreno con comportamento elasto-plastico perfetto. Si assume cioè che la curva

sforzi-deformazioni del terreno abbia andamento bilatero.

Per la plasticizzazione del terreno (molle), il criterio scelto è per raggiungimento dello

spostamento limite o per raggiungimento della pressione passiva. Dal punto di vista strettamente

numerico, è chiaro che l'introduzione di criteri di plasticizzazione porta ad analisi di tipo non

lineare, la cui risoluzione avviene mediante un'analisi al passo per tener conto della

plasticizzazione delle molle, a partire da un carico iniziale p0, fino a raggiungere il carico totale

p.

Il procedimento ripercorre il metodo di Newton-Raphson modificato e ottimizzato: l'analisi

condotta secondo questa tecnica offre dei vantaggi immediati. Infatti, restituisce l'effettiva

deformazione della paratia e le relative sollecitazioni; dà informazioni dettagliate circa la

deformazione e la pressione sul terreno. Ai fini operativi, la deformazione è direttamente

leggibile dai relativi tabulati mentre, la pressione è data dallo sforzo nella molla diviso per l'area

di influenza della molla stessa conoscendo quindi, la zona di terreno effettivamente

elasticizzata nondimeno, si evidenzia che dalla deformazioni si può individuare il possibile

meccanismo di rottura.

La verifica degli spostamenti in testa è stata fondamentale, pertanto, sono stati valutati gli

spostamenti massimi in caso di altezza libera fuori terra.



27

DIMENSIONAMENTO PLINTI PUBBLICA ILLUMNAZIONE Il calcolo dei plinti dell'impianto di pubblica illuminazione è stato eseguito nel rispetto dello

schema di calcolo di seguito riportato. Dunque, sono stati analizzati i carichi attribuiti al peso

dell'elemento considerato e quindi del palo, dello sbraccio e dell'armatura nondimeno, quelli

dovuti all'azione prevalente del vento.

Figura n. 7 – Schema Geometria Plinto di fondazione

Per determinare l’entità delle azioni per carico da vento su ciascun palo, costituite da un’azione

concentrata agente sulla sommità del palo, causata dalla pressione esercitata dal vento

sull’apparecchio illuminante/pannello solare ovvero, da una distribuita agente lungo tutto lo

sviluppo del palo, dovuta alla pressione esercitata dal vento sulla superficie del palo stesso, si è

fatto riferimento alle norme CNRDT207/2008 “Istruzioni per la valutazione delle azioni e degli

effetti del vento sulle costruzioni”.

In particolare, il calcolo è stato effettuato secondo i punti seguenti:

- valutazione della velocità e della pressione cinetica del vento (par. 3.2 della norma di

riferimento);

- valutazione dell’azione concentrata del vento sulla sommità del palo (par. 3.3.3 e

G.7/Allegato G della norma di riferimento);

- valutazione dell’azione distribuita del vento lungo lo sviluppo del palo (par. 3.3.4 e

G.10/Allegato G della norma di riferimento).



28

L'area rientra in Zona 3 --> Toscana - Marche - Umbria - Lazio - Abruzzo - Molise - Puglia -

Campania - Basilicata - Calabria.

Tabella n. 8 – Valori dei parametri vb,0, a0, ka

Data la classe di rugosità del terreno pari a classe A, Aree urbane in cui almeno il 15% della superficie sia

coperto da edifici la cui altezza media superi i 15m, e la distanza dalla costa, la categoria d'esposizione del

sito è pari a classe IV, come si evince dalla tabella successiva.

Tabella n. 9 – Definizione delle categorie di esposizione

Pertanto, il coefficiente di esposizione "Ce" dipende dall’altezza "z" sul suolo del punto considerato, dalla

topografia del terreno e dalla categoria di esposizione del sito ove sorge la costruzione. In assenza di analisi

specifiche che tengano in conto la direzione di provenienza del vento e l’effettiva scabrezza e topografia

del terreno che circonda la costruzione, per altezze sul suolo non maggiori di z = 200 m, esso è dato dalla

formula:

Ce (z) = kr2 ct ln (z/z0) [7+ ct ln (z/z0)] per z > zmin



29

Ce (z) = ce (zmin) per z < zmin

Figura n. 8 - Andamento del coefficiente di esposizione ce con la quota (per ct = 1)

La pressione del vento è data dall’espressione: p = qb ce cd, mentre per la valutazione dell’azione

concentrata del vento sulla sommità del palo, la forza concentrata esercitata dal vento sulla sommità del

palo è stata calcolata mediante la relazione seguente:

Fx: qp(z) *L2*cFx

in cui:

• qp è la pressione cinetica di picco del vento;

• z è l’ altezza di riferimento associata al coefficiente di forza;

• L è la lunghezza di riferimento su cui agisce la pressione del vento;

• cFX è il coefficiente di forza secondo la direzione X.

L’area di riferimento L2 è stata assunta pari alla proiezione sul piano verticale dell’apparecchio di

illuminazione posto sulla sommità del palo. Il coefficiente di forza è stato valutato in via approssimata in

maniera analoga al caso delle insegne (par. G.7 dell’Allegato G alla norma di riferimento).

Per la valutazione dell’azione distribuita del vento lungo lo sviluppo del palo, la forza distribuita è stata

calcolata mediante la relazione seguente:

fx(z): qp(z) *l*cFx

in cui:

• qp è la pressione cinetica di picco del vento;

• z è la quota sul suolo;



30

• l è la dimensione di riferimento associata al coefficiente di forza;

• cfx è il coefficiente di forza.

Di seguito si riporta la sintesi della verifica.

VERIFICHE PLINTI DIRETTI DIMENSIONE 80x80x90 cm P L I N T I R E T T A N G O L A R I D I R E T T I Filo Dir Cmb Msdu Af Af' Mrdu Cmb Vsdu Vrdu At σt Verifica N. fle Kgm cmq cmq kgm tag Kg Kg cmq Kg/cmq 1 X 7 118 10,8 10,8 32101 0,40 OK Y 9 118 10,8 10,8 32101

ORIGINE E CARATTERISTICHE DEI CODICI DI CALCOLO

Produttore S.T.S. srl

Titolo CDSWin

Versione Rel. 2019

Nro Licenza Studio Discetti Servizi Integrati di Ingegneria

L’affidabilità del codice utilizzato e la sua idoneità al caso in esame, è stata attentamente

verificata sia effettuando il raffronto tra casi prova di cui si conoscono i risultati esatti sia

esaminando le indicazioni, la documentazione ed i test forniti dal produttore stesso.

CONCLUSIONI

I calcoli e le relative verifiche hanno dato esito positivo, nel rispetto di quanto previsto dalla

normativa riportata in premessa. Per quanto non espressamente citato, si rimanda alle tavole

strutturali allegate ed ai tabulati di seguito riportati.



31

TABULATI DI CALCOLO



32

MURI

DATI DI CALCOLO

P A R A M E T R I S I S M I C I Vita Nominale (Anni) 50 Classe d' Uso SECONDA Longitudine Est (Grd) 14,36630 Latitudine Nord (Grd) 40,85290 Categoria Suolo B Coeff. Condiz. Topogr. 1,00000 Probabilita' Pvr (SLV) 0,10000 Periodo Ritorno Anni (SLV) 475,00000 Accelerazione Ag/g (SLV) 0,17000 Fattore Stratigrafia 'S' 1,20000 Probabilita' Pvr (SLD) 0,63000 Periodo Ritorno Anni (SLD) 50,00000 Accelerazione Ag/g (SLD) 0,06100 -------------------------- T E O R I E D I C A L C O L O Verifiche effettuate con il metodo degli stati limite ultimi Portanza dei pali calcolata con la teoria di Norme A.G.I. Portanza terreno di fondazione calcolata con la teoria di Brinch-Hansen C R I T E R I D I C A L C O L O Non e' considerata l'azione sismica dovuta ai sovraccarichi sul terrapieno. Non e' considerata l'azione sismica dovuta alle forze applicate al muro. Non si tiene conto dell'effetto stabilizzante delle forze applicate al muro. Rapporto tra il taglio medio e quello nel palo piu' caricato: 1,00 Coeff. maggiorativo diametro perforazione per micropali 1,20 Percentuale spinta a valle per la verifica a scorrimento 50 Percentuale spinta a valle per la verifica a ribaltam. 0 Percentuale spinta a valle per la verifica in fondazione 100 Percentuale spinta a valle per calcolo sollecitazioni 100 C O E F F I C I E N T I P A R Z I A L I G E O T E C N I C A T A B E L L A M1 T A B E L L A M2 Tangente Resist. Taglio 1,00 1,25 Peso Specifico 1,00 1,00 Coesione Efficace (c'k) 1,00 1,25 Resist. a taglio NON drenata (cuk) 1,00 1,40 Tipo Approccio Combinazione Unica: (A1+M1+R3) Tipo di fondazione Su Pali Trivellati COEFFICIENTI R3 R3 STATICI R3 SISMICI R3 PALI Capacita' Portante 1,40 1,20 Scorrimento 1,10 1,00 Ribaltamento 1,15 1,00 Resist. Terreno Valle 1,40 1,20 Resist. alla Base 1,35 Resist. Lat. a Compr. 1,35 Resist. Lat. a Traz. 1,25 Carichi Trasversali 1,30

CARATTERISTICHE MATERIALI C A R A T T E R I S T I C H E D E I M A T E R I A L I

C A R A T T E R I S T I C H E C. A. E L E V A Z I O N E Classe Calcestruzzo C25/30 Classe Acciaio B450C Modulo Elastico CLS 314758 kg/cmq Modulo Elastico Acc 2100000 kg/cmq Coeff. di Poisson 0,2 Tipo Armatura POCO SENSIBILI Resist.Car. CLS 'fck' 250,0 kg/cmq Tipo Ambiente ORDINAR. XC2/XC3 Resist. Calcolo 'fcd' 141,0 kg/cmq Resist.Car.Acc 'fyk' 4500,0 kg/cmq Tens. Max. CLS 'rcd' 141,0 kg/cmq Tens. Rott.Acc 'ftk' 4500,0 kg/cmq Def.Lim.El. CLS 'eco' 0,20 % Resist. Calcolo'fyd' 3913,0 kg/cmq Def.Lim.Ult CLS 'ecu' 0,35 % Def.Lim.Ult.Acc'eyu' 1,00 % Fessura Max.Comb.Rare mm Sigma CLS Comb.Rare 150,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Perm 0,3 mm Sigma CLS Comb.Perm 112,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Freq 0,4 mm Sigma Acc Comb.Rare 3600,0 kg/cmq Peso Spec.CLS Armato 2500 kg/mc Copriferro Netto 2,5 cm

C A R A T T E R I S T I C H E C. A. F O N D A Z I O N E Classe Calcestruzzo C25/30 Classe Acciaio B450C Modulo Elastico CLS 314758 kg/cmq Modulo Elastico Acc 2100000 kg/cmq Coeff. di Poisson 0,2 Tipo Armatura POCO SENSIBILI



33

CARATTERISTICHE MATERIALI C A R A T T E R I S T I C H E D E I M A T E R I A L I

Resist.Car. CLS 'fck' 250,0 kg/cmq Tipo Ambiente ORDINAR. XC2/XC3 Resist. Calcolo 'fcd' 141,0 kg/cmq Resist.Car.Acc 'fyk' 4500,0 kg/cmq Tens. Max. CLS 'rcd' 141,0 kg/cmq Tens. Rott.Acc 'ftk' 4500,0 kg/cmq Def.Lim.El. CLS 'eco' 0,20 % Resist. Calcolo'fyd' 3913,0 kg/cmq Def.Lim.Ult CLS 'ecu' 0,35 % Def.Lim.Ult.Acc'eyu' 1,00 % Fessura Max.Comb.Rare mm Sigma CLS Comb.Rare 150,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Perm 0,3 mm Sigma CLS Comb.Perm 112,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Freq 0,4 mm Sigma Acc Comb.Rare 3600,0 kg/cmq Peso Spec.CLS Armato 2500 kg/mc Peso Spec.CLS Magro 2200 kg/mc Copriferro Netto 2,5 cm

C A R A T T E R I S T I C H E C E M E N T O A R M A T O P A L I Classe Calcestruzzo C20/25 Classe Acciaio B450C Modulo Elastico CLS 299619 kg/cmq Modulo Elastico Acc 2100000 kg/cmq Coeff. di Poisson 0,2 Tipo Armatura POCO SENSIBILI Resist.Car. CLS 'fck' 200,0 kg/cmq Tipo Ambiente ORDINARIA XC1 Resist. Calcolo 'fcd' 110,0 kg/cmq Resist.Car.Acc 'fyk' 3800,0 kg/cmq Tens. Max. CLS 'rcd' 110,0 kg/cmq Tens. Rott.Acc 'ftk' 3800,0 kg/cmq Def.Lim.El. CLS 'eco' 0,20 % Resist. Calcolo'fyd' 3250,0 kg/cmq Def.Lim.Ult CLS 'ecu' 0,35 % Def.Lim.Ult.Acc'eyu' 1,00 % Fessura Max.Comb.Rare mm Sigma CLS Comb.Rare 119,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Perm 0,2 mm Sigma CLS Comb.Perm 92,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Freq 0,3 mm Sigma Acc Comb.Rare 3040,0 kg/cmq Peso Spec.CLS Armato 2500 kg/mc Copriferro Netto 2,0 cm

C A R A T T E R I S T I C H E M A T E R I A L E M U R I G R A V I T A' Resistenza di calcolo a compressione del materiale 100,0 Kg/cmq Resistenza di calcolo a trazione del materiale 0,0 Kg/cmq Peso specifico del materiale 2500 Kg/mc Peso specifico del calcestruzzo magro di fondazione 2200 Kg/mc Denominazione del materiale CALCESTRUZZO MAGRO NON ARMATO

C A R A T T E R I S T I C H E D E I M I C R O P A L I (Tipologia=Nessuna) Modulo elastico omogeneizzato del materiale: 300 t/cmq Sforzo di taglio massimo di calcolo nel singolo micropalo 75 t Momento flettente massimo di calcolo nel singolo micropalo 75 tm Peso specifico omogeneizzato del materiale 2500 Kg/mc Denominazione tipo di micropali MICROPALO DI ESEMPIO

C A R A T T E R I S T I C H E D E I T I R A N T I Tensione di snervamento dell'acciaio 3250 Kg/cmq Modulo elastico dell'acciaio 2100 t/cmq

Ancoraggi effettuati con bulbo di calcestruzzo iniettato

GEOMETRIA MURO 1 M U R O A M E N S O L A I N C E M E N T O A R M A T O Altezza del paramento: 2,00 m Spessore del muro in testa (sezione orizzontale): 30 cm Scostamento della testa del muro (positivo verso monte): 0 cm Spessore del muro alla base (sezione orizzontale): 30 cm

GEOMETRIA MURO 1 F O N D A Z I O N E D I R E T T A Lunghezza della mensola di fondazione a valle: 30 cm Lunghezza della mensola di fondazione a monte: 110 cm Spessore minimo della mensola a valle: 30 cm Spessore massimo della mensola a valle: 30 cm Spessore minimo della mensola a monte: 30 cm Spessore massimo della mensola a monte: 30 cm Inclinazione del piano di posa della fondazione: 0 ° Sviluppo della fondazione: 10,0 m Spessore del magrone: 10 cm

GEOMETRIA MURO 2



34

M U R O A M E N S O L A I N C E M E N T O A R M A T O Altezza del paramento: 1,50 m Spessore del muro in testa (sezione orizzontale): 30 cm Scostamento della testa del muro (positivo verso monte): 0 cm Spessore del muro alla base (sezione orizzontale): 30 cm


GEOMETRIA MURO 3 M U R O A M E N S O L A I N C E M E N T O A R M A T O Altezza del paramento: 1,00 m Spessore del muro in testa (sezione orizzontale): 30 cm Scostamento della testa del muro (positivo verso monte): 0 cm Spessore del muro alla base (sezione orizzontale): 30 cm


COMBINAZIONI MURI Cond. Descrizione Num. Condizione 1 PERMANENTE 2 PERMANENTE

COMBINAZIONI MURI

C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.U. A 1 Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,50 0,00 0,00 2 1,50 1,50 0,00 3 1,00 0,00 1,00

COMBINAZIONI MURI

C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.E. R A R A Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,00 0,00 2 1,00 1,00

COMBINAZIONI MURI



35

C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.E. F R E Q. Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,00 0,00 2 1,00 0,00

VERIFICHE STABILITA' MURO 1

V E R I F I C A A L R I B A L T A M E N T O Combinazione di carico piu' svantaggiosa: 3 EQU Momento forze ribaltanti complessivo: 2579 Kgm/m Momento stabilizzante forze peso e carichi: 6051 Kgm/m Momento stabilizzante massimo dovuto ai tiranti: 0 Kgm/m Coefficiente sicurezza minimo al ribaltamento: 2,35 ----- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA

VERIFICHE STABILITA' MURO 1 V E R I F I C A A L L O S C O R R I M E N T O Combinazione di carico piu' svantaggiosa: 2 A1 Risultante forze che attivano lo scorrimento: 2546 Kg/m Risultante forze che si oppongono allo scorrimento: 2644 Kg/m Forza dei tiranti che si oppone allo scorrimento: 0 Kg/m Coefficiente sicurezza minimo allo scorrimento: 1,04 ----- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA

VERIFICHE STABILITA' MURO 2 V E R I F I C A A L R I B A L T A M E N T O Combinazione di carico piu' svantaggiosa: 2 EQU Momento forze ribaltanti complessivo: 1046 Kgm/m Momento stabilizzante forze peso e carichi: 2410 Kgm/m Momento stabilizzante massimo dovuto ai tiranti: 0 Kgm/m Coefficiente sicurezza minimo al ribaltamento: 2,30 ----- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA


VERIFICHE STABILITA' MURO 3 V E R I F I C A A L R I B A L T A M E N T O Combinazione di carico piu' svantaggiosa: 2 EQU Momento forze ribaltanti complessivo: 831 Kgm/m Momento stabilizzante forze peso e carichi: 1754 Kgm/m Momento stabilizzante massimo dovuto ai tiranti: 0 Kgm/m Coefficiente sicurezza minimo al ribaltamento: 2,11 ----- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA


VERIFICHE MURO 1



36

V E R I F I C H E D I R E S I S T E N Z A M U R O Sez El Dist H B Xg Yg Ang Cm

b Nsdu Msdu A sin A des An. An. Nrdu Mrdu Cm

b Vsdu Vrdu c Vrdu s A sta Verif.

N. em

cm cm cm cm cm ° Fle Kg Kgm cmq cmq s ° d ° Kg Kgm tag Kg Kg Kg cmq/m

1 1 0 30 100 45 230 0 1 300 0 0,0 0,0 0 0 0 0 1 0 0 0 OK 2 1 30 30 100 45 200 0 2 525 160 5,1 5,1 0 0 525 5237 2 78 11934 0 OK 3 1 60 30 100 45 170 0 2 750 205 5,1 5,1 0 0 750 5266 2 233 11934 0 OK 4 1 90 30 100 45 140 0 2 975 307 5,1 5,1 0 0 975 5295 2 466 11934 0 OK 5 1 120 30 100 45 110 0 2 1200 491 5,1 5,1 0 0 1200 5324 2 771 11934 0 OK 6 1 150 30 100 45 80 0 2 1425 778 5,1 5,1 0 0 1425 5354 2 1153 11934 0 OK 7 1 180 30 100 45 50 0 2 1650 1192 5,1 5,1 0 0 1650 5383 2 1623 11934 0 OK 8 1 200 30 100 45 30 0 2 1800 1552 5,1 5,1 0 0 1800 5402 2 1984 11934 0 OK

VERIFICHE MURO 1 V E R I F I C H E D I R E S I S T E N Z A M U R O Sez El Dist H B Xg Yg Ang Cm



N. em


1 4 0 30 100 0 15 -90 1 541 10 0,0 0,0 0 0 0 0 0 0 0 0 OK 2 4 30 30 100 30 15 -90 2 878 -212 5,1 5,1 0 0 878 4212 2 -1781 46830 0 OK




N. em


1 5 0 30 100 170 15 90 2 562 -2 0,0 0,0 0 0 0 0 2 -126 0 0 OK 2 5 30 30 100 140 15 90 2 225 -118 5,1 5,1 0 0 225 5198 2 -906 11934 0 OK 3 5 60 30 100 110 15 90 3 -134 -413 5,1 5,1 0 0 -134 5151 3 -1331 11934 0 OK 4 5 90 30 100 80 15 90 3 -429 -785 5,1 5,1 0 0 -429 5113 3 -1398 11934 0 OK 5 5 110 30 100 60 15 90 3 -626 -1021 5,1 5,1 0 0 -626 5088 3 -1253 11934 0 OK




N. em


1 1 0 30 100 45 180 0 1 300 0 0,0 0,0 0 0 0 0 1 0 0 0 OK 2 1 30 30 100 45 150 0 2 525 161 5,1 5,1 0 0 525 5237 2 80 11934 0 OK 3 1 60 30 100 45 120 0 2 750 203 5,1 5,1 0 0 750 5266 2 210 11934 0 OK 4 1 90 30 100 45 90 0 2 975 292 5,1 5,1 0 0 975 5295 2 392 11934 0 OK 5 1 120 30 100 45 60 0 2 1200 443 5,1 5,1 0 0 1200 5324 2 620 11934 0 OK 6 1 150 30 100 45 30 0 2 1425 669 5,1 5,1 0 0 1425 5354 2 895 11934 0 OK




N. em


1 4 0 30 100 0 15 -90 1 141 9 0,0 0,0 0 0 0 0 0 0 0 0 OK 2 4 30 30 100 30 15 -90 2 403 -162 5,1 5,1 0 0 403 4117 2 -1354 46830 0 OK






37

N. em


1 5 0 30 100 120 15 90 2 295 -1 0,0 0,0 0 0 0 0 2 -105 0 0 OK 2 5 30 30 100 90 15 90 2 33 -90 5,1 5,1 0 0 33 5173 2 -660 11934 0 OK 3 5 60 30 100 60 15 90 2 -229 -268 5,1 5,1 0 0 -229 5139 2 -728 11934 0 OK




N. em


1 1 0 30 100 45 130 0 1 300 0 0,0 0,0 0 0 0 0 1 0 0 0 OK 2 1 30 30 100 45 100 0 2 525 174 5,1 5,1 0 0 525 5237 2 165 11934 0 OK 3 1 60 30 100 45 70 0 2 750 254 5,1 5,1 0 0 750 5266 2 380 11934 0 OK 4 1 90 30 100 45 40 0 2 975 406 5,1 5,1 0 0 975 5295 3 644 11934 0 OK 5 1 100 30 100 45 30 0 2 1050 475 5,1 5,1 0 0 1050 5305 3 744 11934 0 OK




N. em


1 4 0 30 100 0 15 -90 1 546 10 0,0 0,0 0 0 0 0 0 0 0 0 OK 2 4 30 30 100 30 15 -90 2 655 -114 5,1 5,1 0 0 655 4167 2 -918 46830 0 OK




N. em


1 5 0 30 100 110 15 90 2 280 -1 0,0 0,0 0 0 0 0 2 -98 0 0 OK 2 5 30 30 100 80 15 90 2 171 -89 5,1 5,1 0 0 171 5191 2 -549 11934 0 OK 3 5 50 30 100 60 15 90 2 98 -199 5,1 5,1 0 0 98 5182 2 -570 11934 0 OK

VERIFICHE MURO 1 F E S S U R A Z I O N E M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N fes M fes Dist. Wcalc W Lim Verifica N. Comb fes fes Kg Kgm cm mm mm 1 5 Freq 1 5 -306 -625 26 0,11 0,40 OK Perm 1 5 -306 -625 26 0,11 0,30 OK 1 4 Freq 1 2 736 -150 27 0,01 0,40 OK Perm 1 2 736 -150 27 0,01 0,30 OK 1 1 Freq 1 8 1700 879 27 0,11 0,40 OK Perm 1 8 1700 879 27 0,11 0,30 OK

VERIFICHE MURO 2

F E S S U R A Z I O N E M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N fes M fes Dist. Wcalc W Lim Verifica N. Comb fes fes Kg Kgm cm mm mm 2 5 Freq 1 3 -77 -80 26 0,01 0,40 OK Perm 1 3 -77 -80 26 0,01 0,30 OK 2 4 Freq 1 2 278 -98 27 0,01 0,40 OK Perm 1 2 278 -98 27 0,01 0,30 OK 2 1 Freq 1 6 1325 248 27 0,01 0,40 OK



38

VERIFICHE MURO 2 F E S S U R A Z I O N E M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N fes M fes Dist. Wcalc W Lim Verifica N. Comb fes fes Kg Kgm cm mm mm Perm 1 6 1325 248 27 0,01 0,30 OK

VERIFICHE MURO 3 F E S S U R A Z I O N E M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N fes M fes Dist. Wcalc W Lim Verifica N. Comb fes fes Kg Kgm cm mm mm 3 5 Freq 1 3 164 -91 27 0,01 0,40 OK Perm 1 3 164 -91 27 0,01 0,30 OK 3 4 Freq 1 2 569 -67 27 0,00 0,40 OK Perm 1 2 569 -67 27 0,00 0,30 OK 3 1 Freq 1 5 950 219 27 0,02 0,40 OK Perm 1 5 950 219 27 0,02 0,30 OK

VERIFICHE MURO 1

T E N S I O N I D I E S E R C I Z I O M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N σc M σc σc σc max Cmb Sez. N σf M σf σf σf max Verifica N. Comb σc σc Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq σf σf Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq 1 5 rara 2 5 -408 -828 14,3 150,0 2 5 -408 -828 677 3600 OK perm 1 5 -306 -625 10,8 112,0 OK 1 4 rara 2 2 769 -174 2,8 150,0 2 2 769 -174 63 3600 OK perm 1 2 736 -150 2,4 112,0 OK 1 1 rara 2 8 1700 1152 20,1 150,0 2 8 1700 1152 722 3600 OK perm 1 8 1700 879 15,1 112,0 OK

VERIFICHE MURO 2 T E N S I O N I D I E S E R C I Z I O M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N σc M σc σc σc max Cmb Sez. N σf M σf σf σf max Verifica N. Comb σc σc Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq σf σf Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq 2 5 rara 2 3 -148 -211 3,7 150,0 2 3 -148 -211 177 3600 OK perm 1 3 -77 -80 1,4 112,0 OK 2 4 rara 2 2 327 -132 2,2 150,0 2 2 327 -132 71 3600 OK perm 1 2 278 -98 1,7 112,0 OK 2 1 rara 2 6 1325 477 8,0 150,0 2 6 1325 477 243 3600 OK perm 1 6 1325 248 3,8 112,0 OK

VERIFICHE MURO 3 T E N S I O N I D I E S E R C I Z I O M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N σc M σc σc σc max Cmb Sez. N σf M σf σf σf max Verifica N. Comb σc σc Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq σf σf Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq



39

VERIFICHE MURO 3 T E N S I O N I D I E S E R C I Z I O M U R I Muro Ele Tipo Cmb Sez. N σc M σc σc σc max Cmb Sez. N σf M σf σf σf max Verifica N. Comb σc σc Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq σf σf Kg Kgm Kg/cmq Kg/cmq 3 5 rara 2 3 146 -150 2,7 150,0 2 3 146 -150 100 3600 OK perm 1 3 164 -91 1,6 112,0 OK 3 4 rara 2 2 586 -90 1,3 150,0 2 2 586 -90 18 3600 OK perm 1 2 569 -67 0,8 112,0 OK 3 1 rara 2 5 950 346 5,8 150,0 2 5 950 346 177 3600 OK perm 1 5 950 219 3,5 112,0 OK

VERIFICA PORTANZA MURO 1 V E R I F I C H E P O R T A N Z A F O N D A Z I O N E Numero dello strato corrispondente alla fondazione: 2 --- Combinazione di carico piu' gravosa: 2 A1 Scarico complessivo ortogonale al piano di posa: 8,34 t/m Scarico complessivo parallelo al piano di posa: 1,91 t/m Eccentricita' dello scarico lungo il piano di posa: -0,22 m Larghezza della fondazione: 1,90 m Lunghezza della fondazione: 10,00 m Valore efficace della larghezza: 1,46 m Peso specifico omogeneizzato del terreno: 1540 Kg/mc Pressione verticale dovuta al peso del terrapieno a valle : 0,85 t/mq VERIFICA IN CONDIZIONI DRENATE Fattori di capacita' portante: Ng = 19,4710 Nq = 17,1963 Nc = 28,7439 Fattori di forma: Sg = 1,0429 Sq = 1,0429 Sc = 1,0858 Fattori di profondita: Dg = 1,0000 Dq = 1,1368 Dc = 1,1452 Fattori inclinazione carico: Ig = 0,4736 Iq = 0,6143 Ic = 0,5905 Fattori inclinazione base: Bg = 1,0000 Bq = 1,0000 Bc = 1,0000 Fattori incl. piano campagna: Gg = 1,0000 Gq = 1,0000 Gc = 1,0000 Pressione media limite: 21,96 t/mq Sforzo normale limite: 22,97 t/m Coefficiente di sicurezza: (Sf.Norm.Lim/Scar.Compl.Ortog.) 2,75 --- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA

VERIFICA PORTANZA MURO 2

V E R I F I C H E P O R T A N Z A F O N D A Z I O N E Numero dello strato corrispondente alla fondazione: 2 --- Combinazione di carico piu' gravosa: 2 A1 Scarico complessivo ortogonale al piano di posa: 4,79 t/m Scarico complessivo parallelo al piano di posa: 1,05 t/m Eccentricita' dello scarico lungo il piano di posa: -0,14 m Larghezza della fondazione: 1,40 m Lunghezza della fondazione: 10,00 m Valore efficace della larghezza: 1,12 m Peso specifico omogeneizzato del terreno: 1540 Kg/mc Pressione verticale dovuta al peso del terrapieno a valle : 0,38 t/mq



40

VERIFICA PORTANZA MURO 2 V E R I F I C H E P O R T A N Z A F O N D A Z I O N E VERIFICA IN CONDIZIONI DRENATE Fattori di capacita' portante: Ng = 19,4710 Nq = 17,1963 Nc = 28,7439 Fattori di forma: Sg = 1,0327 Sq = 1,0327 Sc = 1,0655 Fattori di profondita: Dg = 1,0000 Dq = 1,0909 Dc = 1,0965 Fattori inclinazione carico: Ig = 0,4879 Iq = 0,6250 Ic = 0,6018 Fattori inclinazione base: Bg = 1,0000 Bq = 1,0000 Bc = 1,0000 Fattori incl. piano campagna: Gg = 1,0000 Gq = 1,0000 Gc = 1,0000 Pressione media limite: 13,56 t/mq Sforzo normale limite: 10,83 t/m Coefficiente di sicurezza: (Sf.Norm.Lim/Scar.Compl.Ortog.) 2,26 --- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA

VERIFICA PORTANZA MURO 3 V E R I F I C H E P O R T A N Z A F O N D A Z I O N E Numero dello strato corrispondente alla fondazione: 2 --- Combinazione di carico piu' gravosa: 2 A1 Scarico complessivo ortogonale al piano di posa: 3,81 t/m Scarico complessivo parallelo al piano di posa: 0,40 t/m Eccentricita' dello scarico lungo il piano di posa: -0,12 m Larghezza della fondazione: 1,30 m Lunghezza della fondazione: 10,00 m Valore efficace della larghezza: 1,06 m Peso specifico omogeneizzato del terreno: 1540 Kg/mc Pressione verticale dovuta al peso del terrapieno a valle : 0,85 t/mq VERIFICA IN CONDIZIONI DRENATE Fattori di capacita' portante: Ng = 20,0614 Nq = 17,5876 Nc = 29,1995 Fattori di forma: Sg = 1,0313 Sq = 1,0313 Sc = 1,0626 Fattori di profondita: Dg = 1,0000 Dq = 1,1743 Dc = 1,1848 Fattori inclinazione carico: Ig = 0,7254 Iq = 0,8102 Ic = 0,7987 Fattori inclinazione base: Bg = 1,0000 Bq = 1,0000 Bc = 1,0000 Fattori incl. piano campagna: Gg = 1,0000 Gq = 1,0000 Gc = 1,0000 Pressione media limite: 27,57 t/mq Sforzo normale limite: 20,89 t/m Coefficiente di sicurezza: (Sf.Norm.Lim/Scar.Compl.Ortog.) 5,48 --- LA VERIFICA RISULTA SODDISFATTA

C E D I M E N T I T E R R E N O A M O N T E - MURO N.1 Tipo Comb. Sp.muro Volume DistMax Ced.0/4 Ced.1/4 Ced.2/4 Ced.3/4 comb. nro mm mc m mm mm mm mm SLD 3 1,4 0,000 3,82 3,3 1,9 0,8 0,2




41




42

PARATIA

DATI GENERALI DI CALCOLO E CARATTERISTICHE MATERIALI

D A T I G E N E R A L I P A R A M E T R I S I S M I C I Vita Nominale (Anni) 50 Classe d' Uso SECONDA Longitudine Est (Grd) 14,36630 Latitudine Nord (Grd) 40,85290 Categoria Suolo B Coeff. Condiz. Topogr. 1,00000 P A R A M E T R I S I S M I C I S.L.D. Probabilita' Pvr 0,63 Periodo Ritorno Anni 50,00 Accelerazione Ag/g 0,06 Fattore Stratigr. 'S' 1,20 P A R A M E T R I S I S M I C I S.L.V. Probabilita' Pvr 0,10 Periodo Ritorno Anni 475,00 Accelerazione Ag/g 0,17 Fattore Stratigr. 'S' 1,20 C O E F F I C I E N T I D I S P I N T A S I S M I C A Coeff deformab. Alfa 1,00 Coeff. Spostam. Beta 0,57 Coeff. Orizzontale 0,12 Coeff. Verticale 0,06 D A T I P A R A T I A Tipo diaframma A SBALZO Moto di filtrazione ASSENTE Tipo di paratia PALI IN C.A. Tipo verifica sezioni D.M. 2018 Numero Condizioni di Carico 2 Numero Fasi di calcolo 11 Sbancamento Aggiuntivo Quota Tirante [m] 0,00 Modellazione Molle con diagramma P-Y ELASTO-PLASTICO C O E F F I C I E N T I P A R Z I A L I G E O T E C N I C A TABELLA M1 TABELLA M2 Tangente Resist. Taglio 1,00 1,25 Peso Specifico 1,00 1,00 Coesione Efficace (c'k) 1,00 1,25 Resist. a taglio NON drenata (cuk) 1,00 1,40

DATI GENERALI DI CALCOLO E CARATTERISTICHE MATERIALI

C E M E N T O A R M A T O P A R A T I E Classe Calcestruzzo C25/30 Classe Acciaio B450C Modulo Elastico CLS 314758 kg/cmq Modulo Elastico Acc 2100000 kg/cmq Coeff. di Poisson 0,2 Tipo Armatura SENSIBILI Resist.Car. CLS 'fck' 250,0 kg/cmq Tipo Ambiente ORDIN. XC2/XC3 Resist. Calcolo 'fcd' 141,0 kg/cmq Resist.Car.Acc 'fyk' 4500,0 kg/cmq Tens. Max. CLS 'rcd' 141,0 kg/cmq Tens. Rott.Acc 'ftk' 4500,0 kg/cmq Def.Lim.El. CLS 'eco' 0,20 % Resist. Calcolo'fyd' 3913,0 kg/cmq Def.Lim.Ult CLS 'ecu' 0,35 % Def.Lim.Ult.Acc'eyu' 1,00 % Fessura Max.Comb.Rare mm Sigma CLS Comb.Rare 150,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Perm 0,2 mm Sigma CLS Comb.Perm 112,0 kg/cmq Fessura Max.Comb.Freq 0,3 mm Sigma Acc Comb.Rare 3600,0 kg/cmq Peso Spec.CLS Armato 2500 kg/mc

DATI GENERALI DI CALCOLO E CARATTERISTICHE MATERIALI C E M E N T O A R M A T O P A L I Copriferro 2,5 cm Passo minimo armatura staffe 10 cm Passo massimo armatura staffe 30 cm Step passo armatura staffe 5 cm Diametro ferro staffe 10 mm Tipo staffatura Elicoidale Diametro ferro armatura longitudinale 18 mm Numero minimo ferri per palo 10 --



43

GEOMETRIA PARATIA G E O M E T R I A D I A F R A M M A Diametro pali [m] 0,40 Interasse pali [m] 0,80 Modulo elastico pali [kg/cmq] 300000,00 Quota estradosso terrapieno [m] 0,00 Spessore terrapieno [m] 5,00 Profondita' di infissione [m] 9,00 Quota falda di monte [m] 0,00 Quota falda di valle [m] 0,00 Inclinazione terrapieno di monte [°] 0,00 Inclinazione terrapieno di valle [°] 0,00 Distanza terrapieno orizzontale [m] 0,00 Passo di discretizzazione [m] 0,50 Rigidezza alla trasl. orizz. [t/m] 0,00 Rigidezza alla rotazione [t] 0,00 Numero file pali 1 Tipo sfalsamento pali Pali Allineati Interasse file [m] 1,00 Aggetto minimo [m] 0,00

GEOMETRIA PARATIA

C O R D O L O D I T E S T A I N C. L. S. Aggetto lato valle [m] 0,15 Aggetto lato monte [m] 0,15 Altezza [m] 0,70

STRATIGRAFIA

S T R A T I G R A F I A Strato Spess. Coes. Rapp. Ang.attr Peso spec Peso effic Attr. Kw Orizz Descrizione N.ro m kg/cmq ader/co Grd kg/mc kg/mc terra-muro kg/cmc 1 1,10 0,000 0,000 28,00 1860 1300 18,67 BOWELS 2 2,60 0,000 0,000 29,40 1890 1540 19,60 BOWELS 3 3,80 0,000 0,000 31,92 1940 1850 21,28 BOWELS 4 4,50 0,000 0,000 43,12 2500 2250 28,74 BOWELS 5 10,00 0,000 0,000 33,04 1970 1950 22,02 BOWELS

SOVRACCARICHI - CONDIZIONE DI CARICO N.ro: 1

S O V R A C C A R I C H I Sovraccarico uniform. distrib. sul terrapieno [kg/mq]: 400,00 Distanza del sovraccarico distrib. dalla paratia [m]: 0,50 Distanza verticale del carico dal piano di campagna [m]: 0,00 Sovraccarico lineare sul terrapieno [kg/m]: 500,00 Distanza del sovraccarico lineare dalla paratia [m]: 0,00 Distanza verticale del carico dal piano di campagna [m]: 0,00 Forza verticale concentrata sulla paratia [kg]: 100 Eccentricita' forza verticale dalla mezzeria paratia [m]: 0,00 Forza orizzontale concentrata sulla paratia [kg]: 0 Sovraccarico uniform. distrib. terrap. valle [kg/mq]: 0,00

COMBINAZIONI CARICHI

Cond. Descrizione Num. Condizione 1 PERMANENTE 2 Ambienti Affollati



44

COMBINAZIONI CARICHI C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.U. M 1

Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma 1 1,50 0,00 0,00 2 1,50 1,50 0,00 3 1,00 0,60 1,00


C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.U. M 2 Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,30 0,00 0,00 2 1,30 1,30 0,00 3 1,00 0,60 1,00


C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.E. R A R A Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,00 0,00 2 1,00 1,00


C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.E. F R E Q. Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,00 0,60 2 1,00 0,70


C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.E. P E R M. Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma

1 1,00 0,60

COMBINAZIONI CARICHI C O M B I N A Z I O N I D I C A R I C O S.L.U. F A S I C O S T R U T T I V E

Comb Cond.1 Cond.2 Cond.3 Cond.4 Cond.5 Cond.6 Cond.7 Cond.8 Cond.9 Cond10 Sisma 1 1,40 0,00

VERIFICHE DI SICUREZZA R I S U L T A T I D I C A L C O L O Momento flettente massimo [kg·m/m] -46258 Quota di momento flettente massimo [m] 7,00 Spostamento a fondo scavo [mm] 47,80 Scarto finale della analisi non lineare (E-04) 0 Convergenza analisi non lineare SODDISFATTA Infissione analisi non lineare SUFFICIENTE Coefficiente di sicurezza dell' infissione 3,0000 Moltiplicatore di collasso dei carichi 2,8000

VERIFICHE DI RESISTENZA SEZIONI PARATIA A PRESSO-FLESSIONE

VERIFICHE SEZIONI PARATIA IN C.L.S. Nr. Quota Mf N Aa Comb. eps Acc. eps CLS T Tu Comb. passo st.

(m) (kgm) (Kg) (cmq) Mom. (%) (%) (kg) (Kg) Tagl. (cm.) 1 0,55 -61 -321 25,4 5 0,0005 -,0008 211 11451 5 30 2 1,10 -325 -676 25,4 5 0,0047 -,0042 749 11451 5 30 3 1,62 -914 -1112 25,4 5 0,0148 -,0119 1516 11451 5 30 4 2,14 -1970 -1642 25,4 5 0,0334 -,0259 2546 11451 5 30 5 2,66 -3627 -2263 25,4 5 0,0634 -,0485 3829 11451 5 30 6 3,18 -6016 -2971 25,4 5 0,1076 -,0825 5359 11451 5 30 7 3,70 -9265 -3767 25,4 5 0,1695 -,1323 7135 11451 5 30 8 4,35 -14685 -4908 30,5 5 0,4990 -,3070 9542 11451 5 30



45

VERIFICHE DI RESISTENZA SEZIONI PARATIA A PRESSO-FLESSIONE VERIFICHE SEZIONI PARATIA IN C.L.S.

Nr. Quota Mf N Aa Comb. eps Acc. eps CLS T Tu Comb. passo st. (m) (kgm) (Kg) (cmq) Mom. (%) (%) (kg) (Kg) Tagl. (cm.)

9 5,00 -21801 -6097 48,3 5 0,3469 -,2766 12354 13741 5 25 10 5,50 -27758 -4961 63,6 5 0,3492 -,2856 11479 13741 5 25 11 6,00 -32849 -3680 76,3 5 0,4542 -,3149 8888 13741 5 25 12 6,50 -36216 -2256 86,5 5 0,3306 -,3008 4586 11451 5 30 13 7,00 -37006 -687 89,1 5 0,3469 -,2970 -7127 11451 2 30 14 7,50 -34367 0 81,4 5 0,4333 -,3076 -11573 13741 2 25 15 8,00 -23372 0 53,4 5 0,3636 -,2674 -23977 27935 5 10 16 8,50 -10224 0 25,4 5 0,2128 -,1544 -21608 27935 5 10 17 9,00 -1932 0 25,4 5 0,0359 -,0252 -11513 22901 5 15 18 9,50 1120 0 25,4 5 0,0208 -,0145 -3342 13741 5 25 19 10,00 1324 0 25,4 5 0,0246 -,0172 372 11451 5 30 20 10,50 725 0 25,4 5 0,0134 -,0093 1095 11451 5 30 21 11,00 234 0 25,4 5 0,0043 -,0030 740 11451 5 30 22 11,50 -29 0 25,4 2 0,0005 -,0004 294 11451 5 30 23 12,00 -54 0 25,4 5 0,0010 -,0007 1 11451 5 30 24 12,50 -42 0 25,4 5 0,0008 -,0005 -31 11451 5 30 25 13,00 -23 0 25,4 5 0,0004 -,0003 -35 11451 5 30 26 13,50 -7 0 25,4 5 0,0001 -,0001 -23 11451 5 30 27 14,00 0 0 25,4 3 0,0000 0,0000 0 11451 5 30

CEDIMENTI VERTICALI TERRENO DI MONTE Tipo di Comb. Volume DistMax Ced.x=0 Ced.1/4 Ced.2/4 Ced.3/4 Analisi N.ro (mc) (m) mm mm mm mm SLU M1 1 0,256 4,29 238,9 134,4 59,7 14,9 SLU M1 2 0,256 4,29 238,9 134,4 59,7 14,9 SLU M1 3 0,510 4,51 452,4 254,5 113,1 28,3 SLU M2 1 0,303 4,51 269,0 151,3 67,2 16,8 SLU M2 2 0,303 4,51 269,0 151,3 67,2 16,8 SLU M2 3 0,705 4,51 625,6 351,9 156,4 39,1 RARA 1 0,154 4,29 144,0 81,0 36,0 9,0 RARA 2 0,154 4,29 144,0 81,0 36,0 9,0 FREQ. 1 0,154 4,29 144,0 81,0 36,0 9,0 FREQ. 2 0,154 4,29 144,0 81,0 36,0 9,0 PERM. 1 0,154 4,29 144,0 81,0 36,0 9,0

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - SLU M1 - COMBINAZIONE N.ro: 1

Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 76,62 1,10 68,49 1,62 60,81 2,14 53,16 2,66 45,59 3,18 38,14 3,70 30,93 4,35 22,43 5,00 14,84 5,50 9,89 6,00 5,92 6,50 3,05 7,00 1,22 7,50 0,25 8,00 -0,11 8,50 -0,15 9,00 -0,09 9,50 -0,03 10,00 0,00 10,50 0,01 11,00 0,01 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - SLU M1 - COMBINAZIONE N.ro: 2 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 76,62 1,10 68,49 1,62 60,81 2,14 53,16 2,66 45,59 3,18 38,14 3,70 30,93 4,35 22,43 5,00 14,84 5,50 9,89 6,00 5,92 6,50 3,05 7,00 1,22 7,50 0,25 8,00 -0,11 8,50 -0,15 9,00 -0,09 9,50 -0,03 10,00 0,00 10,50 0,01 11,00 0,01 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00



46

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - SLU M1 - COMBINAZIONE N.ro: 3 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 147,84 1,10 132,68 1,62 118,38 2,14 104,14 2,66 90,03 3,18 76,16 3,70 62,69 4,35 46,72 5,00 32,22 5,50 22,50 6,00 14,38 6,50 8,09 7,00 3,72 7,50 1,13 8,00 -0,03 8,50 -0,31 9,00 -0,23 9,50 -0,10 10,00 -0,02 10,50 0,01 11,00 0,02 11,50 0,01 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00



SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - SLU M2 - COMBINAZIONE N.ro: 3 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 198,54 1,10 178,94 1,62 160,43 2,14 141,99 2,66 123,70 3,18 105,68 3,70 88,10 4,35 67,11 5,00 47,80 5,50 34,57 6,00 23,18 6,50 13,94 7,00 7,07 7,50 2,63 8,00 0,37 8,50 -0,37 9,00 -0,37 9,50 -0,19 10,00 -0,05 10,50 0,01 11,00 0,02 11,50 0,02 12,00 0,01 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - COMBINAZIONE RARA N.ro: 1 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 46,82 1,10 41,76 1,62 36,98 2,14 32,23 2,66 27,52 3,18 22,90 3,70 18,43 4,35 13,19 5,00 8,56 5,50 5,59 6,00 3,26 6,50 1,62 7,00 0,60 7,50 0,09 8,00 -0,08 8,50 -0,09 9,00 -0,05 9,50 -0,01 10,00 0,00 10,50 0,00 11,00 0,00 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - COMBINAZIONE RARA N.ro: 2 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 46,82 1,10 41,76 1,62 36,98 2,14 32,23 2,66 27,52 3,18 22,90 3,70 18,43 4,35 13,19 5,00 8,56 5,50 5,59 6,00 3,26 6,50 1,62 7,00 0,60 7,50 0,09 8,00 -0,08 8,50 -0,09 9,00 -0,05 9,50 -0,01 10,00 0,00 10,50 0,00 11,00 0,00 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00



47

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - COMBINAZIONE FREQUENTE N.ro: 1 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 46,82 1,10 41,76 1,62 36,98 2,14 32,23 2,66 27,52 3,18 22,90 3,70 18,43 4,35 13,19 5,00 8,56 5,50 5,59 6,00 3,26 6,50 1,62 7,00 0,60 7,50 0,09 8,00 -0,08 8,50 -0,09 9,00 -0,05 9,50 -0,01 10,00 0,00 10,50 0,00 11,00 0,00 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - COMBINAZIONE FREQUENTE N.ro: 2 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 46,82 1,10 41,76 1,62 36,98 2,14 32,23 2,66 27,52 3,18 22,90 3,70 18,43 4,35 13,19 5,00 8,56 5,50 5,59 6,00 3,26 6,50 1,62 7,00 0,60 7,50 0,09 8,00 -0,08 8,50 -0,09 9,00 -0,05 9,50 -0,01 10,00 0,00 10,50 0,00 11,00 0,00 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

SPOSTAMENTI ORIZZONTALI PARATIA - COMBINAZIONE QUASI PERMANENTE N.ro: 1 Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz Quota SpostOriz m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) m (mm) 0,55 46,82 1,10 41,76 1,62 36,98 2,14 32,23 2,66 27,52 3,18 22,90 3,70 18,43 4,35 13,19 5,00 8,56 5,50 5,59 6,00 3,26 6,50 1,62 7,00 0,60 7,50 0,09 8,00 -0,08 8,50 -0,09 9,00 -0,05 9,50 -0,01 10,00 0,00 10,50 0,00 11,00 0,00 11,50 0,00 12,00 0,00 12,50 0,00 13,00 0,00 13,50 0,00 14,00 0,00

lavori di sistemazione ed allargamento di via valente ricadente nei comuni di massa di ... · 2019....

Documents