n relazione geotecnica e sulle fondazioni rev1 · categoria b, ma intestando le fondazioni nella...

Scala

Verificato da

Data

Repertorio/Posizione

Progetto Definitivo

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BVN Donovan HillStudio Tecnico Gruppo MarcheOttaviani AssociatiMassimo Cocciolito

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N. Descrizione Data

BVN Donovan Hill - Arch. A.GalvinStudio Tecnico Gruppo Marche - Arch. A.Castelli

Coordinamento

ArchitetturaLayout Sanitario, Computo, Capitolato:Studio Tecnico Gruppo MarcheArch. A.Castelli Collaboratori: Arch. P.Cercone, Arch. C.Contigiani, Ing. M.Rotelli, Ing. S.Bellesi

Facciate, Finiture, Esterni:BVN Donovan Hill - Arch. N.Logan Collaboratori: Arch. M.MontevecchiOttaviani Associati - Arch. A.Ottaviani Collaboratori: Arch. F.PatriziArch. M.Cocciolito

Architettura

Strutture ImpiantiStudio Tecnico Gruppo MarcheIng. M.Angeletti Collaboratori: Ing. C.Antolini, Ing. F.Cioppettini

Studio Tecnico Gruppo MarcheIng. A.Trapè Collaboratori: Ing. I.Gasparetti, Ing. F.Cioppettini

Come indicato

N

Strutture

11/08/2014

20/10/2014

Prima emissione

Riesame per validazione

RELAZIONE GEOTECNICA

E SULLE FONDAZIONI

GM_2751/01

Ristrutturazione e ampliamento dell'ospedale diCattinara. Realizzazione della nuova sede

dell'I.R.C.C.S. Burlo Garofolo

2014

AC

TRIESTE

Progettisti BVN Donovan Hill

Studio Tecnico Gruppo Marche Ottaviani Associati

Massimo Cocciolito

COMUNE DI TRIESTE

AZIENDA OSPEDALIERO - UNIVERSITARIA ‘OSPEDALI RIUNITI’ TRIESTE

I.R.C.C.S. BURLO GAROFOLO

RIQUALIFICAZIONE DELL’OSPEDALE DI CATTINARA E NUOVA

SEDE DELL’OSPEDALE PEDIATRICO I.R.C.C.S. BURLO GAROFOLO

PROGETTO DEFINITIVO

RELAZIONE GEOTECNICA E SULLE FONDAZIONI

(Revisione 1 - 20/10/2014)

2

SOMMARIO

DESCRITTIVA DELLE OPERE E DEGLI INTERVENTI.......................................................................................................................... 3

DESCRIZIONE DEL PROGRAMMA DELLE INDAGINI E DELLE PROVE GEOTECNICHE ...................................................... 4

INDAGINI E ASSAGGI SULLE FONDAZIONI DELLE STRUTTURE ESISTENTI............................................................................................. 4

INDAGINI E PROVE GEOTECNICHE PER LA CARATTERIZZAZIONE DEI TERRENI...................................................................................... 4

CARATTERIZZAZIONE FISICA E MECCANICA DEI TERRENI E DELLE ROCCE E DEFINIZIONE DEI VALORI CARATTERISTICI

DEI PARAMETRI GEOTECNICI ...................................................................................................................................... 5

VERIFICHE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI: IDENTIFICAZIONE DEI RELATIVI STATI LIMITE ............................ 8

CRITERI DI VERIFICA NEI CONFRONTI DEGLI STATI LIMITE ULTIMI (SLU; SLV).................................................................................. 8

FONDAZIONI DEGLI EDIFICI DI NUOVA REALIZZAZIONE ............................................................................................................... 13

NUOVO OSPEDALE INFANTILE BURLO GAROFOLO ................................................................................................................14

PARATIE A CORREDO DEL NUOVO OSPEDALE INFANTILE BURLO GAROFOLO.......................................................................48

NUOVO PADIGLIONE SERVIZI INTERAZIENDALI C ..................................................................................................................60

PARATIA A CORREDO DEL PADIGLIONE SERVIZI INTERAZIENDALI C......................................................................................67

NUOVA TORRE DI COLLEGAMENTO:......................................................................................................................................78

RAMPA DI ACCESSO AL PIAZZALE DI SISTEMAZIONE MERCI: ................................................................................................86

VERIFICHE GEOTECNICHE E IN FONDAZIONE DELLE STRUTTURRE ESISTENTI..................................................................................... 93

PIASTRA .................................................................................................................................................................................93

CORPO BASSO CHIESA ...........................................................................................................................................................99

CORPO BASSO ARRIVO VISITATORI......................................................................................................................................107

CORPO BASSO SALA CONFERENZE.......................................................................................................................................113

TORRE MEDICA E CHIRURGICA ............................................................................................................................................120

FABBRICATO RISONANZA MAGNETICA................................................................................................................................129

FABBRICATO CORPO D’ACCESSO AL PRONTO SOCCORSO...................................................................................................132

SERVOMEZZI ........................................................................................................................................................................139

3

Descrittiva delle opere e degli interventi

La presente relazione riporta i risultati della progettazione geotecnica svolta a corredo del

progetto di ristrutturazione e ampliamento dell’Ospedale di Cattinara e di realizzazione della

nuova sede dell’IRCCS Burlo Garofalo.

In particolare, per quanto riguarda il complesso ospedaliero esistente, sono state condotte

indagini specifiche e sono stati eseguiti assaggi sulle strutture esistenti in modo da verificare le

opere di fondazione e progettare gli eventuali interventi necessari a garantire l’adeguamento

sismico dei diversi corpi di fabbrica.

Per le strutture di nuova realizzazione è stata condotta una specifica campagna di indagine in

modo da individuare i problemi geotecnici eventuali e stabilire la tipologia di fondazione più

adatta per ciascuno corpo.

4

Descrizione del programma delle indagini e delle prove geotecniche

Indagini e assaggi sulle fondazioni delle strutture esistenti

Sono state verificate le fondazioni di alcuni edifici e la profondità del substrato dall’attuale piano

campagna. In particolare, sono stati eseguiti due assaggi esterni, entrambi in corrispondenza dei

pilastri, che hanno attestato la presenza della formazione alla quota di 0,90-0,70 cm dal piano

campagna, con una fondazione a plinti sempre tutta intestata nel flysch (infatti il tetto plinti

coincide sempre con l’inizio della formazione in posto).

Indagini e prove geotecniche per la caratterizzazione dei terreni

Nell’area su cui sorgerà il Nuovo Burlo Garofolo sono stati effettuati cinque sondaggi a carotaggio

continuo e si è usufruito anche di uno scavo eseguito a suo tempo per la realizzazione di un

sottopasso.

Nell’area di pertinenza del Padiglione Servizi Interaziendali C sono stati previsti sette sondaggi a

carotaggio continuo per individuare la quota di reperimento della formazionde in posto rispetto

alle quote del piano campagna attuale e sono state eseguite prove del tipo Standard Penetration

Test per determinarne le caratteristiche meccaniche.

Sono stati eseguiti assaggi del terreno in corrispondenza della Nuova Torre di Collegamento e

dell’ampliamento del Fabbricato di accesso al Pronto Soccorso.

Per caratterizzare il suolo da un punto di vista geofisico sono state eseguite prove di tipo MASW.

5

Caratterizzazione fisica e meccanica dei terreni e delle rocce e

definizione dei valori caratteristici dei parametri geotecnici

Descrizione geomorfologica generale

Dallo studio geologico condotto si evince che morfologicamente l’area è ubicata in corrispondenza

di un crinale che si presenta relativamente pianeggiante ad eccezione dell’area su cui sorgerà il

Padiglione Servizi che scende rapidamente verso sud. Dai sondaggi effetuati in tale zona, infatti, si

è riscontrato che l’attuale sistemazione è su riporto.

La formazione in posto sempre pressoché affiorante è costituita da un deposito roccioso (flysch

eocenio), rappresentato da un’alternanza di marne, marne - calcaree ed orizzonti arenacei.

Nell’area in esame, attraverso le indagini eseguite, si è riscontrata la presenza di marne

sovraconsolidate sotto ad un livello alterato non sempre presente denominato “crostello”.

La formazione si presenta, in special modo al suo tetto, molto fratturata e spesso anche molto

tettonizzata con giunti di stratificazione da argillo - limosi, a siltosi ed a sabbiosi.

Tale formazione risulta essere praticamente impermeabile, anche se la presenza di fratture e

pieghe può portare una certa percolazione d’acqua.

Caratterizzazione geotecnica dei terreni

I terreni indagati appartengono esclusivamente alle unità litologiche di seguito descritte:

1. Riporto:

Materiale estremamente eterogeneo, costituito da una matrice spesso limo argillosa, da laterizi e

da materiale lapideo grossolano di varia origine, in special modo nell’area in cui sarà realizzato il

Burlo Garofolo, mentre, per l’area del Padiglione Servizi, prevale in abbondanza il materiale

proveniente dagli scavi della formazione Flyscioide.

Per le sue caratteristiche così eterogenee e per il fatto che si presenta generalmente non

opportunamente costipato, è da considerarsi piuttosto scadente a livello meccanico. Dagli SPT

eseguiti in foro tale aspetto non è evidente in quanto sono stati registrati valori del riporto

piuttosto elevati, falsati dalla presenza di pezzature anche molto grossolane che non ha consentito

un corretto svolgimento della prova. Per questo motivo non si è potuto far affidamento sui

risultati della prova condotta ma è stato necessario stimare prudenzialmente i parametri

geotecnici relativi a tale strato sulla base dei dati presenti in letteratura e dei risultati di precedenti

campagne di indagine condotte nell’area. Considerando un riporto di questo tipo con una

6

abbondante matrice terrosa (terreno vegetale) si può attribuire un valore del peso di volume pari

a γ = 18-20 KPa, la coesione drenata e non drenata dovrà essere considerata naturalmente sempre

uguale a 0 e l’angolo d’attrito, valutato in corrispondenza di zone analoghe dove non sono

presenti elementi grossolani sia di formazione che di calcesteruzzo, pari a ϕ = 12-16°.

2. Formazione in posto flyscioide:

Dai valori degli SPT eseguiti prevalentemente nel Flysch alterato, fratturato e tettonizzato,

seguendo le normali correlazioni tra NSPT e angolo d’attrito interno, si ottengono valori relativi ai

parametri geotecnici molto elevati. Tuttavia, data la presenza di strati marnosi sovraconsolidati di

dimensioni pluridecimetriche e l’intensa fratturazione e tettonizzazione, si ritiene di non poter

sovrastimare tali parametri e sono stati assunti valori prudenziali desunti dallo studio geologico

condotto e di seguito riportati.

- Formazione flyscoide alterata:

Si riporta una stima cautelativa di tali litotipi, fortemente tettonizzati ed alterati a causa di agenti

atmosferici e antropici:

Peso di volume γ = 21-23 KN/m3

Coesione drenata c’ = 20-30 KN/m2

Angolo d’attrito interno ϕ = 22-24°

- Formazione flyscoide inalterata:

Costituito da marne, marne calcaree ed arenacee compatte da decimetriche a pluridecimetriche:

Peso di volume γ = 22-24 KN/m3

Coesione drenata c’ = 80-100 KN/m2

Angolo d’attrito interno ϕ = 24-30°

Per ogni corpo di fabbrica verrà descritto lo specifico modello geotecnico di sottosuolo elaborato e

saranno esplicitati i valori caratteristici dei parametri geotecnici di riferimento.

7

Caratterizzazione sismica dei terreni

Secondo quanto descritto dalle NTC 2008 è stata seguita la seguente procedura di caloclo del

rischio sismico:

1. si acquisisce la pericolosità sismica di base propria del sito;

2. si determina la risposta sismica locale;

3. si valuta l’azione sismica di progetto.

I parametri che determinano la pericolosità sismica di base sono i seguenti:

- ag = accelerazione massima del terreno su suolo rigido orizzontale, espressa in frazione

di g (accelerazione di gravità);

- Fo = fattore di amplificazione spettrale massimo in accelerazione orizzontale;

- Tc = periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione

orizzontale.

I valori dei parametri citati sono tabellati (All. B delle N.T.C.) per ognuno dei nodi del reticolo

sismico di riferimento prodotto dall’I.N.G.V. (Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia); per i

punti intermedi si procede ad interpolazione.

La risposta sismica locale è il prodotto dei due coefficienti SS e ST : S = SSx ST dove:

- SS = coefficiente di amplificazione stratigrafica, che assume valori diversi a seconda

della categoria di sottosuolo;

- ST = coefficiente di amplificazione topografica, che assume valori diversi a seconda

della morfologia di superficie.

Ai fini delle NTC 2008 la stratigrafia dei primi trenta metri del sito è schematicamente

rappresentata da 0,20 a 1 m. di terreno di riporto e da 28,00 a 29,80 m. di formazione in posto

inizialmente alterata e via via sempre più integra (Flisch).

Dalle indagine geofisica tipo MASW, si ricava che superficialmente il sottosuolo appartiene alla

categoria B, ma intestando le fondazioni nella formazione in posto la categoria di riferimento

diventa la A.

Dal momento che l'area è ubicata su di un pendio con inclinazione media maggiore di 15°, il

coefficiente di amplificazione topografica è pari a 1,2, in quanto la categoria di riferimento è la

T2.

8

Verifiche della sicurezza e delle prestazioni: identificazione dei relativi

stati limite

Sulla base del modello geotecnico di riferimento sono state progettate le fondazioni dei nuovi

corpi di fabbrica e sono state verificate quelle relative agli edifici esistenti.

Per l’individuazione dei corpi e la loro descrizione si rimanda alle relazioni di calcolo specialistiche.

Il calcolo della portanza del terreno e la progettazione strutturale degli elementi sono stati

condotti secondo l’approccio agli Stati Limite suggerito dalle NTC 2008.

Criteri di Verifica nei confronti degli Stati Limite Ultimi (SLU; SLV)

Per ogni stato limite ultimo deve essere rispettata la condizione

Ed ≤ Rd

dove Ed è il valore di progetto dell’azione o dell’effetto dell’azione

Effetto delle azioni e resistenza sono espresse in funzione delle azioni di progetto γ F Fk , dei

parametri di progetto Xk /γ M e della geometria di progetto ad. L’effetto delle azioni può anche

essere valutato direttamente come Ed = γEEk . Nella formulazione della resistenza Rd, compare

esplicitamente un coefficiente γ R che opera direttamente sulla resistenza del sistema.

La verifica della suddetta condizione deve essere effettuata impiegando diverse combinazioni di

gruppi di coefficienti parziali, rispettivamente definiti per le azioni (A1 e A2), per i parametri

geotecnici (M1 e M2) e per le resistenze (R1, R2 e R3).

I diversi gruppi di coefficienti di sicurezza sono scelti nell’ambito di due approcci progettuali

distinti e alternativi.

9

Nel primo approccio progettuale (Approccio 1) sono previste due diverse combinazioni di gruppi di

coefficienti: la prima combinazione è generalmente più severa nei confronti del dimensionamento

strutturale delle opere a contatto con il terreno, mentre la seconda combinazione è generalmente

più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico.

Nel secondo approccio progettuale (Approccio 2) è prevista un’unica combinazione di gruppi di

coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali sia nelle verifiche geotecniche.

COEFFICIENTI DA APPLICARE ALLE AZIONI (A1, A2)

I valori dei coefficienti parziali delle azioni da assumere per la determinazione degli effetti nelle

verifiche agli stati limite ultimi sono riportati nella tabella seguente:

COEFFICIENTI DA APPLICARE AI PARAMETRI GEOTECNICI (M1, M2)

Il valore di progetto della resistenza Rd può essere determinato:

a) in modo analitico, con riferimento al valore caratteristico dei parametri geotecnici del

terreno, diviso per il valore del coefficiente parziale γ M specificato nella successiva tabella

e tenendo conto, ove necessario, dei coefficienti parziali γ R ;

b) in modo analitico, con riferimento a correlazioni con i risultati di prove in sito, tenendo

conto dei coefficienti parziali γR ;

c) sulla base di misure dirette su prototipi, tenendo conto dei coefficienti parziali γR .

10

COEFFICIENTI DA APPLICARE ALLE RESISTENZE

FONDAZIONI SUPERFICIALI (R1, R2, R3)

Nelle verifiche di sicurezza devono essere presi in considerazione tutti i meccanismi di stato limite

ultimo, sia a breve sia a lungo termine.

Gli stati limite ultimi delle fondazioni superficiali si riferiscono allo sviluppo di meccanismi di

collasso determinati dalla mobilitazione della resistenza del terreno e al raggiungimento della

resistenza degli elementi strutturali che compongono la fondazione stessa.

Le verifiche devono essere effettuate almeno nei confronti dei seguenti stati limite:

SLU di tipo geotecnico (GEO):

- collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno

- collasso per scorrimento sul piano di posa

- stabilità globale

SLU di tipo strutturale (STR):

- raggiungimento della resistenza negli elementi strutturali

La verifica di stabilità globale deve essere effettuata secondo l’Approccio 1 -Combinazione 2 (A2 +

M2 +R2) tenendo conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze globali: γR= 1,1

Le rimanenti verifiche devono essere effettuate seguendo almeno uno dei due approcci:

Approccio 1:

- Combinazione 1: (A1 + M1 + R1)

- Combinazione 2: (A2 + M2 + R2)

Approccio 2:

- (A1 + M1 + R3)

tenendo conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze:

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FONDAZIONE SU PALI (R1,R2,R3)

Nelle verifiche di sicurezza devono essere presi in considerazione tutti i meccanismi di stato limite

ultimo, sia a breve sia a lungo termine.

Gli stati limite ultimi delle fondazioni su pali si riferiscono allo sviluppo di meccanismi di collasso

determinati dalla mobilitazione della resistenza del terreno e al raggiungimento della resistenza

degli elementi strutturali che compongono la fondazione stessa.

Nel caso di fondazioni posizionate su o in prossimità di pendii naturali o artificiali deve essere

effettuata la verifica con riferimento alle condizioni di stabilità globale del pendio includendo nelle

verifiche le azioni trasmesse dalle fondazioni.

Le verifiche delle fondazioni su pali devono essere effettuate con riferimento almeno ai seguenti

stati limite, quando pertinenti:

SLU di tipo geotecnico (GEO)

- collasso per carico limite della palificata nei riguardi dei carichi assiali;

- collasso per carico limite della palificata nei riguardi dei carichi trasversali;

- collasso per carico limite di sfilamento nei riguardi dei carichi assiali di trazione;

- stabilità globale;

SLU di tipo strutturale (STR)

- raggiungimento della resistenza dei pali;

- raggiungimento della resistenza della struttura di collegamento dei pali, accertando che la

condizione (6.2.1) sia soddisfatta per ogni stato limite considerato.

La verifica di stabilità globale deve essere effettuata secondo l’Approccio 1 - Combinazione 2:

(A2+M2+R2) tenendo conto dei coefficienti parziali riportati nelle Tabelle 6.2.I e 6.2.II per le azioni

e i parametri geotecnici, e nella Tabella 6.8.I per le resistenze globali.

Le rimanenti verifiche devono essere effettuate, tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali

riportati nelle Tab. 6.2.I, 6.2.II e 6.4.II, seguendo almeno uno dei due approcci:

Approccio 1:

- Combinazione 1: (A1+M1+R1)

- Combinazione 2: (A2+M2+R2)

Approccio 2:

(A1+M1+R3)

Nelle verifiche effettuate con l’approccio 2 che siano finalizzate al dimensionamento strutturale il

coefficiente γR non deve essere portato in conto.

12

Il valore di progetto Rd della resistenza si ottiene a partire dal valore caratteristico Rk applicando i

coefficienti parziali γR della Tab. 6.4.II.

Quando la resistenza caratteristica Rk è dedotta da metodi di calcolo analitici, essa è calcolata a

partire dai valori caratteristici dei parametri geotecnici, oppure con l’impiego di relazioni

empiriche che utilizzino direttamente i risultati di prove in sito (prove penetrometriche,

pressiometriche, ecc.). In questo caso il valore caratteristico della resistenza Rc,k (o Rt,k) è dato

dal minore dei valori ottenuti applicando alle resistenze calcolate Rc,cal (Rt,cal) i fattori di

correlazione ξ riportati nella Tab. 6.4.IV, in funzione del numero n di verticali di indagine:

Nell’ambito dello stesso sistema di fondazione, il numero di verticali d’indagine da considerare per la scelta

dei coefficienti � deve corrispondere al numero di verticali lungo le quali la singola indagine (sondaggio con

prelievo di campioni indisturbati, prove penetrometriche, ecc.) sia stata spinta ad una profondità superiore

alla lunghezza dei pali, in grado di consentire una completa identificazione del modello geotecnico di

sottosuolo.

Le verifiche delle fondazioni su pali devono essere effettuate seguendo almeno uno dei due approcci:

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Fondazioni degli edifici di nuova realizzazione

L’analisi del sistema terreno-fondazione segue le indicazioni dei capitoli 6 e 7.11 del DM

14.01.2008; in particolare, la norma consente di eseguire la verifica secondo uno dei due approcci

indicati al punto 6.4.2.1.

In questa sede si utilizzerà l’Approccio 1 che prevede di impiegare le combinazioni:

1) Combinazione 1: A1 + M1 + R1


con la simbologia conforme a quanto esposto nella suddetta normativa tecnica.

Di seguito si riportano le verifiche per la combinazione dinamica e quella statica, individuando,

nelle figure allegate, le massime sollecitazioni agenti sul terreno.

CONDIZIONE STATICA:

La verifica in condizioni statiche viene condotta secondo l’Approccio 1 costituito dalle seguenti

combinazioni:



CONDIZIONE DINAMICA:

Il punto 7.2.5 del DM 14.01.2008 prescrive che nell’analisi della fondazione in condizione sismica

le azioni sollecitanti da assumere siano quelle minime tra:

1) la forza assiale negli elementi strutturali verticali associata al concomitante valore resistente del

momento flettente e del taglio;

2) le sollecitazioni provenienti dalla sovrastruttura amplificate di un coefficiente γRd pari a 1,1 in

CD”B”;

3) le sollecitazioni derivanti da un’analisi elastica della struttura in elevazione eseguita con un

fattore di struttura q pari a 1.

14

NUOVO OSPEDALE INFANTILE BURLO GAROFOLO

Descrizione delle opere di fondazione

La presenza nel Nuovo Ospedale Infantile Burlo Garofolo di due piani interrati destinati a

parcheggio comporta che la quota di imposta delle opere di fondazione sia piuttosto approfondita

e che si raggiunga la formazione flyscioide inalterata che consente di ottenere una portanza

elevata. Per questo motivo è stata progettata una fondazione superficiale tutta intestata su tale

strato, di rigidezza tale da evitare possibili cedimenti differenziali che si potrebbero presentare

qualora si intercettassero aree alterate.

Nel dettaglio la fondazione è individuata da una struttura scatolare costituita dalla platea di

fondazione, dai solai dei due piani interrati e da setti in c.a. perimetrali ed interni. La scatola di

fondazione può essere considerata una box-type foundation (BTF) molto rigida avente tutte le

strutture che proseguono nell’interrato adeguamente collegate a livello di fondazione e con le

aperture nei muri perimetrali limitate, così da evitare una eccessiva deformabilità della struttura

interrata. La scatola di fondazione è stata giuntata in due corpi in modo che ciascuno di essi abbia

la fondazione sullo stesso livello. Gli effetti delle variazioni termiche nei piani interrati sono limitati

grazie ad uno strato di massicciata progettato a copertura del livello primo del parcheggio, quindi

sotto la pavimentazione esterna, che limiterà i gradienti termici.

La platea di fondazione del nuovo Ospedale avrà una rigidezza tale tale da evitare pericolosi

fenomeni di cedimento differenziale: sarà spessa 180cm sulla proiezione dell’edificio in elevazione

e 90cm nelle restanti porzioni. La buona portanza geotecnica sarà assicurata dalla geometria

stessa della fondazione che assicura un’elevata area di impronta.

La tipologia di fondazione scelta è risultata conveniente per la presenza dei due piani interrati in

quanto in questo modo è stato possibile sfruttare le pareti in c.a. perimetrali come muri

controterra, affidando alle paratie la funzione di sostenere il terreno soltanto nella fase di scavo.

Inoltre, la presenza della scatola rigida di fondazione completamente interrata ha permesso di

considerare lo zero sismico della struttura a livello del piano campagna, limitando le sollecitazioni

derivanti dalle combinazioni sismiche sulla sovrastruttura, come descritto nel paragrafo relativo

alla modellazione strutturale della relazione strutturale.

15

Modello geotecnico di sottosuolo impiegato

Il modello geotecnico di riferimento impiegato per la progettazione delle opere di fondazioni del

Nuovo Ospedale Burlo Garofolo è sintetizzato dallo schema grafico di seguito riportato in cui è

indicata la successione stratigrafica, il regime delle pressioni interstiziali e le caratteristiche

meccaniche dei terreni per il volume significativo di terreno:

La fondazione scatolare si intesta sempre sulla formazione inalterata, riscontrata tra 0.50 e 0.80m

dall’attuale piano campagna. I valori caratteristiche dei parametri geotecnici derivano da una

stima cautelativa sulla base delle considerazioni riportate nel paragrafo relativo alla

caratterizzazione meccanica dei terreni. Si riscontra l’assenza della falda.

Calcolo della portanza

Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando il metodo analitico di Meyerhof per le platee

di fondazione e le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo

conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze di seguito riportate:

16

Essendo Qlim (calcolato con i coefficienti M1)=59.3kg/cm2 avremo:

225)3(3.2

3.59kgcm

RY

RRd

R

===

Ulteriori verifiche sui cedimenti o sulla portanza del terreno risultano superflue data la natura del

terreno presente.

17

Tensioni allo SLU e SLV in fondazione:

Si riportano alcune schermate di output da cui è possibile valutare l’andamento delle tensioni nel

terreno. Per una più agevole lettura sono state scelte le tensioni considerate più gravose tra tutte

le combinazioni SLU e SLV:

In sezione:

Platea s=180cm a livello 0

Platea s=90cm a livello 0:

18



Per ogni combinazione di carico statica e sismica è rispettata l’disuguaglianza Ed<Rd.

Come è possibile osservare, la portanza del terreno considerando una fondazione a platea è

elevata, ma si vuol precisare che in questo modo si scongiura il verificarsi di cedimenti, avendo una

formazione piuttosto fratturata la platea si rende necessaria al fine di evitare pericolosi fenomeni

di cedimento differenziale.


terreno presente.

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Calcolo della fondazione

La scatola di fondazione può essere considerata una box-type foundation (BTF), come descritta

nell’EC8 (EN 1998-1:2004), in quanto presenta una soletta di cls, posta a livello 2, che funziona da

impalcato rigido, e muri in c.a. perimetrali, collegati tra di loro da una platea a livello 0.

Il comportamento a BTF è inoltre garantito in quanto tutte le strutture che proseguono

nell’interrato, sono adeguamente collegate a livello di fondazione e le aperture nei muri

perimetrali sono limitate, così da evitare una eccessiva deformabilità e togliere rigidezza alla

scatola.

Si riportano le verifiche degli elementi più rappresentativi della scatola di fondazione, ricordando

che le sollecitazioni considerate sono quelle derivanti dall’analisi come illustrata al paragrafo

“Analisi dei modelli strutturali agli elementi finiti”, in accordo con quanto richiesto al capitolo 7.2.5

delle NTC. Viene inoltre garantito che i diversi elementi costituenti la fondazione rimangano in

campo elastico.

Verifiche pilastri

Modalità di verifica

I pilastri vengono verificati (a discrezione dell'utente) secondo una delle seguenti modalità:

Presso-tenso flessione deviata.

Presso-tenso flessione retta. In tale caso viene svolta prima la verifica a presso-tenso flessione considerando come azioni agenti lo sforzo normale

ed il momento Mx agente sulla sezione poi, disgiuntamente, considerando come azioni agenti lo sforzo normale e l'altro momento My. A

discrezione dell'operatore tali momenti (a favore della sicurezza) possono essere incrementati di un fattore di amplificazione anch'esso a

discrezione dell'utente.

Le verifiche vengono effettuate nella sezione di sommità e in quella di base in tutte le combinazioni di carico.

Nelle stampe si riportano (per le due sezioni di verifica succitate) le sollecitazioni relative alla combinazione di carico critica. Le sollecitazioni di

verifica alle estremità sono valutate ad una ascissa di spunto definita dall'utente.

Sezioni Impiegate:

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x80

B 8

0 [

cm]

H

40

[cm

]

Ve

rpil

C3

2/4

0

32

0.0

18

1.3

19

2.0

32

0.0

14

4.0

B 4

50

C

45

00

.0

39

13

.0

56

25

.0

45

00

.0

45

00

.0

5.0

0

1.0

20

Verifiche Pilastri 80x80:

Pilastro: 284/1272 / L 3.50[m] / Sezione 3 B 80 [cm]H 80 [cm]

Af: 24 ø 24 Af=108.57 [cm²] < 1f24 x 4 V + 5f24 x 2 B + 5f24 x 2 H >

Staffe: ø 10 4br./25.0' x 350.0

Verifiche a Presso-Flessione S.L.U.

Nodo Comb N M12 M13 α12 α13 Sd/Sr

284 1 -9918.82 -239.67 -8.68 1.00 1.00 0.68

1272 1 -9840.82 514.72 13.90 1.00 1.00 0.73

Si verifica che i materiali si mantengono in campo elastico:

21

La verifica risulta ampiamente soddisfatta in quanto le tensioni sul calcestruzzo e sull’acciaio risultano inferiori alle tensioni di snervamento del

materiale.

Verifiche a Taglio

Da

[m]

A

[m]

Vd12

[kN]

VRd12

[kN]

Vd13

[kN]

VRd13

[kN] Staffe

0.13 3.63 201.63 325.72 20.74 325.72 ø 10 4br./25.0'

Verifiche a Presso-Flessione S.L.E.

Nodo Comb N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Combinazioni Rare

284 Ft. 12 -6998.71 -169.81 -6.12 -1118.8

σs,c11 -7398.70 -178.88 -6.45 -1581.2

σcls,Max11 -7398.70 -178.88 -6.45 -108.2

σcls,Med11 -7398.70 -178.88 -6.45 -92.2

1272 Ft. 12 -6938.71 364.77 9.89 -894.3

σs,c11 -7338.70 384.14 10.35 -1794.5

σcls,Max11 -7338.70 384.14 10.35 -125.6

σcls,Med11 -7338.70 384.14 10.35 -91.4



22

Staffe: ø 10 4br./7.5' x 350.0



1272 1 -8022.67 -814.48 -3.64 1.00 1.00 0.69

2515 1 -7944.67 884.72 -14.96 1.00 1.00 0.70

Verifiche a Taglio

Da

[m]

A

[m]

Vd12

[kN]

VRd12

[kN]

Vd13

[kN]

VRd13

[kN] Staffe

0.13 3.63 563.45 1085.73 52.26 1085.73 ø 10 4br./7.5'


Nodo Comb N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Combinazioni Rare

1272 Ft. 12 -5660.84 -579.76 -3.06 -432.1

σs,c11 -5982.83 -608.54 -2.79 -1773.9

σcls,Max11 -5982.83 -608.54 -2.79 -127.5

σcls,Med11 -5982.83 -608.54 -2.79 -74.5

2515 Ft. 12 -5600.84 631.89 -9.93 -357.6

σs,c11 -5922.83 661.66 -11.03 -1828.5

σcls,Max11 -5922.83 661.66 -11.03 -132.1

σcls,Med11 -5922.83 661.66 -11.03 -73.8

Verifiche Pilastri 40x80:



Staffe: ø 10 4br.x2br./25.0' x 350.0



821 1 -3520.28 -0.60 -11.43 1.00 1.00 0.44

1913 1 -3481.28 -3.51 22.67 1.00 1.00 0.44


23


materiale.

Verifiche a Taglio

24

Da

[m]

A

[m]

Vd12

[kN]

VRd12

[kN]

Vd13

[kN]

VRd13

[kN] Staffe

0.13 3.63 7.77 148.70 14.66 162.86 ø 10 4br.x2br./25.0'


Nodo Comb N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Combinazioni Rare

821 Ft. 12 -2480.52 -0.52 -8.01 -849.3

σs,c11 -2630.83 -0.48 -8.53 -940.6

σcls,Max11 -2630.83 -0.48 -8.53 -63.0

σcls,Med11 -2630.83 -0.48 -8.53 -61.4

1913 Ft. 12 -2450.52 -2.31 15.87 -816.1

σs,c11 -2600.83 -2.57 16.91 -955.0

σcls,Max11 -2600.83 -2.57 16.91 -64.5

σcls,Med11 -2600.83 -2.57 16.91 -60.7



Staffe: ø 10 4br.x2br./25.0' x 350.0



1913 1 -2052.17 29.57 13.83 1.00 1.00 0.28

3199 1 -2013.17 -40.04 -63.10 1.00 1.00 0.29

Verifiche a Taglio

Da

[m]

A

[m]

Vd12

[kN]

VRd12

[kN]

Vd13

[kN]

VRd13

[kN] Staffe

0.13 3.63 41.71 148.70 39.97 162.86 ø 10 4br.x2br./25.0'


Nodo Comb N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Combinazioni Rare

1913 Ft. 12 -1452.92 20.78 9.89 -418.4

σs,c11 -1535.99 22.08 10.39 -633.1

σcls,Max11 -1535.99 22.08 10.39 -45.2

σcls,Med11 -1535.99 22.08 10.39 -35.8

3199 Ft. 12 -1422.92 -28.29 -44.59 -308.7

σs,c11 -1505.99 -29.95 -47.20 -727.5

σcls,Max11 -1505.99 -29.95 -47.20 -53.5

25

Nodo Comb N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

σcls,Med11 -1505.99 -29.95 -47.20 -35.1

Verifiche setti


Le pareti in c.a. vengono verificate come setti/diaframmi o nuclei.

La verifica dei setti/diaframmi viene condotta a pressoflessione retta e a taglio. Viene calcolato lo sforzo normale medio agente sul setto e il

momento ad esso associato. Quando previsto, sono introdotti ferri verticali aggiuntivi da disporsi sulle estremità del setto stesso.

La verifica dei nuclei viene condotta a pressoflessione deviata sulla sezione complessiva e a taglio sulle singole pareti costituenti il nucleo.

Sezioni Impiegate:

Se

z.N

um

.

Info

Dim

en

sio

ni

Cri

teri

o

Ca

lce

stru

zz

o

Fck

[kg

/cm

²]

Fcd

[kg

/cm

²]

σR

AR

E

[kg

/cm

²]

σF

RE

Q

[kg

/cm

²]

σQ

P

[kg

/cm

²]

Acc

iaio

Fyk

[kg

/cm

²]

Fyd

[kg

/cm

²]

σyR

AR

E

[kg

/cm

²]

σyF

RE

Q

[kg

/cm

²]

σyQ

P

[kg

/cm

²]

Co

pri

ferr

o

[cm

]

1

Mu

ro s

=3

0

s 3

0 [

cm]

Ve

rse

t

C3

2/4

0

32

0.0

18

1.3

19

2.0

32

0.0

14

4.0

B 4

50

C

45

00

.0

39

13

.0

36

00

.0

45

00

.0

45

00

.0

5.0

0

2

Mu

ro s

=4

0

s 4

0 [

cm]

Ve

rse

t

C3

2/4

0

32

0.0

18

1.3

19

2.0

32

0.0

14

4.0

B 4

50

C

45

00

.0

39

13

.0

56

25

.0

45

00

.0

45

00

.0

5..

00

5

Mu

ro s

=5

0

s 5

0 [

cm]

Ve

rse

t

C3

2/4

0

32

0.0

18

1.3

19

2.0

32

0.0

14

4.0

B 4

50

C

45

00

.0

39

13

.0

36

00

.0

45

00

.0

45

00

.0

5.0

0

4

Mu

ro s

=8

0

s 8

0 [

cm]

Ve

rse

t

C3

2/4

0

32

0.0

18

1.3

19

2.0

32

0.0

14

4.0

B 4

50

C

45

00

.0

39

13

.0

36

00

.0

45

00

.0

45

00

.0

5.0

0

Verifiche Setti s=30cm:

NUCLEO 409 469 510 / Nodi: 409 469 510

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

409 469 1 320 375 30 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 3 ø 20 25'+ Dx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 16 10'

469 510 1 220 375 30 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 2 ø 20 25'+ Dx: 2 x 2 ø 20 25' 2x ø 16 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 3 5893.57 -4197.48 0.00 0.47

Sommità 3 6053.79 -2254.85 0.00 0.43


26


materiale.

27

S.L.E. Combinazione N

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -4020.99 -281.92 0.00 -19.3

σCls,Med 11 -4020.99 -281.92 0.00 -17.9

σs,t 12 -3853.51 -266.68 0.00 -238.4

σs,c 11 -4020.99 -281.92 0.00 -289.6

Sommita

σCls,Max 11 -3869.12 -127.03 0.00 -17.9

σCls,Med 11 -3869.12 -127.03 0.00 -17.3

σs,t 12 -3701.63 -128.95 0.00 -238.2

σs,c 11 -3869.12 -127.03 0.00 -268.1

Verifiche a taglio dei diaframmi

Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

409-469-510 5.40 3.75 5 1127.85 1.00 1127.85 105.39 9397.78 6547.19 7576.54 6464.86 0.17

NUCLEO 1398 1465 1509 / Nodi: 1398 1465 1509

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

1398 1465 1 320 375 30 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 3 ø 20 25'+ Dx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 16 10'

1465 1509 1 220 375 30 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 2 ø 20 25'+ Dx: 2 x 2 ø 20 25' 2x ø 16 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 3 7297.51 -3699.95 0.00 0.55

Sommità 4 6887.41 5380.70 -0.00 0.56


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3595.68 -62.15 0.00 -16.3

σCls,Med 11 -3595.68 -62.15 0.00 -16.0

σs,t 12 -3448.30 -58.43 0.00 -226.4

σs,c 11 -3595.68 -62.15 0.00 -245.1

Sommita

σCls,Max 11 -3443.81 133.44 -0.00 -16.0

σCls,Med 11 -3443.81 133.44 -0.00 -15.4

σs,t 12 -3296.43 117.80 -0.00 -212.0

σs,c 11 -3443.81 133.44 -0.00 -240.1


28

Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

1398-1465-1509 5.40 3.75 3 -936.00 1.00 -936.00 7297.51 3699.95 6547.19 7576.54 4418.68 0.21


NUCLEO 470 469 471 472 473 474 475 / Nodi: 470 469 471 472 473 474 475

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

470 469 2 188 375 40 2x ø 20 10'+ Dx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 14 10'

471 470 2 63 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

472 471 2 124 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

473 472 2 124 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

474 473 2 63 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

475 474 2 187 375 40 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 3 -7831.62 0.00 20752.76 0.28

Sommità 8 -4656.81 -0.00 -26857.45 0.35


29


materiale.


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -6791.33 -0.00 -182.50 -18.0

σCls,Med 11 -6791.33 -0.00 -182.50 -17.6

σs,t 12 -6524.44 -0.00 -174.68 -249.0

σs,c 11 -6791.33 -0.00 -182.50 -270.3

Sommita

σCls,Max 11 -6510.08 -0.00 -550.09 -18.0

σCls,Med 11 -6510.08 -0.00 -550.09 -16.9

σs,t 12 -6243.19 -0.00 -520.91 -227.4

σs,c 11 -6510.08 -0.00 -550.09 -270.6


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

475-474-473-472-471-470-469 7.50 3.75 7 2031.05 1.00 2031.05 -6899.97 19952.85 12172.48 8088.57 14051.04 0.25

NUCLEO 1466 1465 1467 1468 1469 1470 1471 / Nodi: 1466 1465 1467 1468 1469 1470 1471

Armature Nucleo

Nodi Sezione B H Spessore Armatura Armatura

30

Numero [cm] [cm] [cm] Verticale Orizzontale

1466 1465 2 188 375 40 2x ø 20 10'+ Dx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 14 10'

1467 1466 2 63 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1468 1467 2 124 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1469 1468 2 124 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1470 1469 2 63 375 40 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1471 1470 2 187 375 40 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 3 ø 20 25' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 8 -4365.43 -0.00 -25880.91 0.34

Sommità 8 -4166.02 -0.00 -26912.82 0.36


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -6132.31 -0.00 -322.24 -16.6

σCls,Med 11 -6132.31 -0.00 -322.24 -15.9

σs,t 12 -5892.83 -0.00 -303.39 -220.4

σs,c 11 -6132.31 -0.00 -322.24 -248.9

Sommita

σCls,Max 11 -5851.06 -0.00 -734.20 -16.7

σCls,Med 11 -5851.06 -0.00 -734.20 -15.2

σs,t 12 -5611.58 -0.00 -703.16 -197.2

σs,c 11 -5851.06 -0.00 -734.20 -250.5


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

1471-1470-1469-1468-1467-1466-1465 7.50 3.75 5 914.50 1.00 914.50 -9412.64 -8424.90 12172.48 8088.57 18874.28 0.11


NUCLEO 558 531 517 488 466 / Nodi: 558 531 517 488 466

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

558 531 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

531 517 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

517 488 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

488 466 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 5 -2962.79 -14642.32 -0.00 0.38

31

Sommità 5 -2816.87 -15185.45 -0.00 0.39


32


materiale.


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3756.72 -217.16 -0.00 -12.3

σCls,Med 11 -3756.72 -217.16 -0.00 -11.5

σs,t 12 -3610.87 -206.25 -0.00 -154.8

σs,c 11 -3756.72 -217.16 -0.00 -184.8

Sommita

σCls,Max 11 -3639.54 -159.73 -0.00 -11.8

σCls,Med 11 -3639.54 -159.73 -0.00 -11.2

σs,t 12 -3493.68 -152.79 -0.00 -152.3

σs,c 11 -3639.54 -159.73 -0.00 -176.3


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

558-531-517-488-466 5.00 1.88 5 975.01 1.00 975.01 -2962.79 -15642.32 10116.54 5377.86 9592.07 0.18

NUCLEO 915 911 907 903 898 / Nodi: 915 911 907 903 898

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

915 911 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

911 907 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

907 903 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

903 898 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 5 -2735.57 -16201.94 -0.00 0.39

Sommità 5 -2588.31 -16806.77 -0.00 0.41


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3639.54 -159.74 -0.00 -11.8

σCls,Med 11 -3639.54 -159.74 -0.00 -11.2

σs,t 12 -3493.69 -152.79 -0.00 -152.3

σs,c 11 -3639.54 -159.74 -0.00 -176.3

Sommita

σCls,Max 11 -3522.35 -102.30 -0.00 -11.2

33

σCls,Med 11 -3522.35 -102.30 -0.00 -10.8

σs,t 12 -3376.50 -99.32 -0.00 -149.9

σs,c 11 -3522.35 -102.30 -0.00 -167.7


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

915-911-907-903-898 5.00 1.88 9 685.21 1.00 685.21 -2671.73 15416.87 10116.54 5377.86 9464.41 0.13

NUCLEO 1560 1537 1515 1489 1461 / Nodi: 1560 1537 1515 1489 1461

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

1560 1537 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

1537 1515 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

1515 1489 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

1489 1461 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 6 -3131.63 -23685.46 -0.00 0.59

Sommità 9 -3049.72 25746.43 0.00 0.65


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3515.67 -83.20 -0.00 -11.1

σCls,Med 11 -3515.67 -83.20 -0.00 -10.8

σs,t 12 -3376.74 -82.18 -0.00 -150.8

σs,c 11 -3515.67 -83.20 -0.00 -166.3

Sommita

σCls,Max 11 -3398.49 222.95 0.00 -11.2

σCls,Med 11 -3398.49 222.95 0.00 -10.4

σs,t 12 -3259.55 209.06 0.00 -138.5

σs,c 11 -3398.49 222.95 0.00 -168.7


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

1560-1537-1515-1489-1461 5.00 1.88 4 1344.24 1.00 1344.24 -4390.11 7695.36 10116.54 5377.86 12274.19 0.25

NUCLEO 2159 2155 2151 2147 2143 / Nodi: 2159 2155 2151 2147 2143

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

34

2159 2155 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

2155 2151 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

2151 2147 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

2147 2143 5 125 188 50 2x ø 24 10' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 9 -3037.27 26080.57 0.00 0.66

Sommità 9 -3255.62 27888.71 0.00 0.70


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3398.49 222.95 0.00 -11.2

σCls,Med 11 -3398.49 222.95 0.00 -10.4

σs,t 12 -3259.55 209.05 0.00 -138.5

σs,c 11 -3398.49 222.95 0.00 -168.7

Sommita

σCls,Max 11 -3281.30 529.09 0.00 -12.0

σCls,Med 11 -3281.30 529.09 0.00 -10.1

σs,t 12 -3142.37 500.28 0.00 -117.0

σs,c 11 -3281.30 529.09 0.00 -180.1


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

2159-2155-2151-2147-2143 5.00 1.88 5 1581.84 1.00 1581.84 -3351.40 -22701.44 10116.54 5377.86 0.00 0.29


NUCLEO 559 532 518 489 467 / Nodi: 559 532 518 489 467

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

559 532 4 125 188 80 2x ø 24 10' 2x ø 20 10'

532 518 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

518 489 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

489 467 4 125 188 80 2x ø 24 10' 2x ø 20 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 5 -3043.19 -21173.52 -0.00 0.52

Sommità 5 -2818.87 -19788.90 -0.00 0.46


35


materiale.

36


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -4068.20 -344.04 -0.00 -9.6

σCls,Med 11 -4068.20 -344.04 -0.00 -8.8

σs,t 12 -3940.59 -326.59 -0.00 -114.9

σs,c 11 -4068.20 -344.04 -0.00 -144.5

Sommita

σCls,Max 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -8.9

σCls,Med 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -8.4

σs,t 12 -3753.09 -222.00 -0.00 -112.8

σs,c 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -134.2


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

559-532-518-489-467 5.00 1.88 5 1853.71 1.00 1853.71 -3043.19 -22173.52 16186.46 8176.55 9212.41 0.23

NUCLEO 916 912 908 904 899 / Nodi: 916 912 908 904 899

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

916 912 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 24 ø 20 5' 2x ø 14 10'

912 908 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

908 904 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

904 899 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Dx: 2 x 24 ø 20 5' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 5 -2833.59 -19760.83 -0.00 0.31

Sommità 5 -2636.35 -17536.25 -0.00 0.28


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -8.3

σCls,Med 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -7.8

σs,t 12 -3753.09 -222.01 -0.00 -105.6

σs,c 11 -3880.70 -231.64 -0.00 -124.7

Sommita

σCls,Max 11 -3693.20 -119.25 -0.00 -7.7

σCls,Med 11 -3693.20 -119.25 -0.00 -7.4

σs,t 12 -3565.59 -117.42 -0.00 -103.5

37

σs,c 11 -3693.20 -119.25 -0.00 -115.2


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

916-912-908-904-899 5.00 1.88 5 1842.53 1.00 1842.53 -2833.59 -19760.83 16186.46 5377.86 12321.79 0.34

NUCLEO 1561 1538 1516 1490 1462 / Nodi: 1561 1538 1516 1490 1462

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

1561 1538 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 8 ø 20 15' 2x ø 14 10'

1538 1516 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1516 1490 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

1490 1462 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Dx: 2 x 8 ø 20 15' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 5 -1565.71 -15816.06 -0.00 0.37

Sommità 3 2794.23 -7604.61 -0.00 0.36


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -2976.25 -156.37 -0.00 -6.8

σCls,Med 11 -2976.25 -156.37 -0.00 -6.4

σs,t 12 -2887.52 -152.29 -0.00 -86.9

σs,c 11 -2976.25 -156.37 -0.00 -101.3

Sommita

σCls,Max 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -6.0

σCls,Med 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -6.0

σs,t 12 -2700.02 -24.35 -0.00 -85.7

σs,c 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -90.2


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

1561-1538-1516-1490-1462 5.00 1.88 6 1462.28 1.00 1462.28 -4895.85 -13966.67 16186.46 5377.86 12218.03 0.27

NUCLEO 2160 2156 2152 2148 2144 / Nodi: 2160 2156 2152 2148 2144

Armature Nucleo

Nodi Sezione

Numero

B

[cm]

H

[cm]

Spessore

[cm]

Armatura

Verticale

Armatura

Orizzontale

2160 2156 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Sx: 2 x 8 ø 20 15' 2x ø 14 10'

2156 2152 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

38

2152 2148 4 125 188 80 2x ø 20 10' 2x ø 14 10'

2148 2144 4 125 188 80 2x ø 20 10'+ Dx: 2 x 8 ø 20 15' 2x ø 14 10'

Sezione Comb. NEd

[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm] Sd/Sr

Base 3 2866.75 -7517.40 -0.00 0.36

Sommità 3 3105.89 -7168.49 -0.00 0.36


[kN]

M12

[kNm]

M13

[kNm]

σ

[kg/cm²]

Base

σCls,Max 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -6.0

σCls,Med 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -6.0

σs,t 12 -2700.02 -24.35 -0.00 -85.7

σs,c 11 -2788.75 -20.10 -0.00 -90.2

Sommita

σCls,Max 11 -2601.25 116.17 0.00 -5.8

σCls,Med 11 -2601.25 116.17 0.00 -5.6

σs,t 12 -2512.52 103.60 0.00 -76.7

σs,c 11 -2601.25 116.17 0.00 -87.7


Diaframma B

[m]

H

[m]

Comb.

critica

Vdc

[kN] α

VEd

[kN]

NEd

[kN]

MEd

[kNm]

VRcd

[kN]

VRds

[kN]

VRds,scorrimento

[kN] S/R

2160-2156-2152-2148-2144 5.00 1.88 6 1375.27 1.00 1375.27 -4750.29 -12186.51 16186.46 5377.86 0.00 0.26

Verifiche Platea

La platea di fondazione del nuovo Ospedale avrà uno spessore 180cm sulla proiezione dell’edificio

in elevazione e di 90cm nelle restanti porzioni. Si riportano le verifiche più rappresentative di tali

elementi.

39

Verifiche Platea s=180cm:

Momenti Mxx della platea a livello 1

Momenti Myy della platea a livello 1

Si esegue la verifica, a vantaggio di sicurezza, considerando le massime sollecitazioni Mxx e Myy

40

Si riporta il dominio di rottura:

Si verifica inoltre che i materiali si mantengono in campo elastico:

La verifica risulta ampiamente soddisfatta in quanto le tensioni sul calcestruzzo e sull’acciaio risultano

inferiori alle tensioni di snervamento del materiale.

41




42





43






44




45




46




47



48

PARATIE A CORREDO DEL NUOVO OSPEDALE INFANTILE BURLO GAROFOLO

Descrizione delle opere

Si rendono necessarie paratie perimetrali che sostengano il terreno durante la fase di scavo. Per

poter realizzare i due piani interrati del Nuovo Ospedale Pediatrico Burlo Garofolo, infatti, bisogna

effettuare uno sbancamento a 90° in quanto non è possibile inclinare maggiormente il fronte di

scavo a causa della mancanza di spazio ed evitare l’opera geotecnica. Una volta costruiti i due

piani interrati saranno i muri perimetrali controterra del box-type foundation a sostenere la spinta

del terreno a tergo.

La paratie oggetto della presente trattazione sono provvisorie e non sosterranno il carico a monte

dello scavo in esercizio in quanto tale compito verrà svolto dai muri controterra. Data la natura del

terrreno verranno utilizzati micropali con quattro file di tiranti atti a sostenere il terreno mediante

trefoli che potranno essere monitorati e quindi “tirati” negli anni. Tale paratia viene comunemente

definita “Berlinese”.

Verranno effettuate due differenti Paratie. Quella denominata “TIPO 1” verrà utilizzata a sostegno

del terreno su cui si fondano i corpi bassi dell’Ospedale, quella denominata “TIPO2” verrà utilizzata

nella rimanente parte perimetrale. La differenza tra le due paratie sarà il carico a monte della

stessa. Maggiori accorgimenti dovranno essere presi in fase esecutiva per quella a valle delle

fondazioni esistenti.

Calcolo della paratia

Di seguito verrà mostrato il calcolo preliminare, che dovrà comunque essere oggetto di utleriore

approfondimento in fase esecutiva.

La spinta attiva tiene conto della coesione drenata c’ e vale:

KaKac

sen

senKa

VHa ''2

1

1

σσϕϕ

+−=

+−=

Per contro, il coefficiente di spinta a riposo in un terreno sovra consolidato vale:

49

'

))('1(0

ϕα

ϕ α

sen

dove

OCRsenK

≅

−=

OCR rappresenta il grado di sovraconsolidazione, ricavabile con prove di laboratorio in celle

triassiali, per cui il coefficiente di spinta a risposo può arrivare a valori elevati.

Mediante modellazioni matematiche di interazione suolo-struttura è possibile dimostrare che una

paratia in un terreno marnoso sovraconsolidato si attiva sempre in condizioni di spinta attiva con

piccole deformazioni del terreno.

Avendo calcolato preliminarmente la paratia con i parametri seguenti si ritiene in questa fase

progettuale di aver agito a vantaggio di sicurezza.

Paratia Berlinese

TIPO2

Dati di input paratia Dati input terreno

Htot= 9,5 m Altezza totale Paratia y= 2300 kg/m3

n= 4 Numero ancoraggi in verticale ϕ= 35 °

i1= 1 m Quote verticali dei tiranti ko= 0,375 Spinta a riposo

i2= 5 m qo= 1000 kg/m2

i3= 7 m

i4= 8,5 m

h0= 1 m

h1= 3 m

h2= 6 m

h3= 7,75 m

h4= 9 m

)()(2

1100

21

20 −− −+−= nnnn hhKqhhKN γ

50

N1= 4200 kg/m

N2= 12768,75 kg/m

N3= 11033,2 kg/m

N4= 9498,047 kg/m

Distanza tiranti

i1= 5,6 m → 23,52 t

i2= 2,4 m → 30,645 t

i3= 3,2 m → 35,30625 t

i4= 4 m → 37,99219 t

Paratia Berlinese

TIPO1




i1= 1 m Quote verticali dei tiranti ka= 0,45 Spinta a riposo

i2= 5 m qo= 4000 kg/m2

i3= 7 m c'= 100 Mpa

i4= 8,5 m

N1

N2

N3N4

i

h0

=i1

h1

h2

51

h0= 1 m

h1= 3 m

h2= 6 m

h3= 7,75 m

h4= 9 m

N1= 7740 kg/m

N2= 19372,5 kg/m

N3= 15602,34 kg/m

N4= 13085,16 kg/m

Distanza tiranti

i1= 5,6 m → 43,344 t

i2= 2,4 m → 46,494 t

i3= 3,2 m → 49,9275 t

i4= 4 m → 52,34063 t

)()(2

1100

21


N1

N2

N3N4

i

h0

=i1

h1

h2

52

Verifica dei micropali De=177,8 s=10mm

DATI INERZIALI PROFILO : Tubi 177.8X11.0

Area 57.49 [cm²] A.Traz 57.49 [cm²]

(L collegamento 0 [mm])

Jx 2003 [cm^4] ix 5.90 [cm]

Wx 226 [cm³] Zx 305 [cm³]

Jy 2003 [cm^4] iy 5.90 [cm]

Wy 225 [cm³] Zy 305 [cm³]

Jt 3981 [cm^4]

Cw 0 [cm^6]

Curva di instabilità piano 1-2 (x-x) c

53

Curva di instabilità piano 1-3 (y-y) c

Tubo

D 178 [mm]

t 11 [mm]

Classificazione generale della sezione:

Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1

VERIFICA DI RESISTENZA

Sezione in classe 1

AreaEff 57.49 [cm²]

WxEff 305 [cm³]

WyEff 305 [cm³]

Aw 36.60 [cm²]

Combinazione critica 1

Ascissa 5.00 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

Mx,D 0.00 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.00

My,D -73.39 [kNm] My,D/My,R=0.74

Vy,D 0.00 [kN] Vy,D/Vy,R=0.00

SD/SR 0.74 VERIFICATA

VERIFICA DI INSTABILITA DA SFORZO NORMALE

L'asta risulta NON COMPRESSA.

VERIFICA DI INSTABILITA A PRESSO-FLESSIONE

Verifica condotta in accordo a EC3 UNI EN 1993-1-1:2005 paragrafo 6.3.3 e appendice A.


Verifica delle travi:

54

DATI INERZIALI PROFILO : 2HEB 2x220

Area 182.25 [cm²] A.Traz 64.39 [cm²]


Jx 16195 [cm^4] ix 9.43 [cm]

Wx 1472 [cm³] Zx 1656 [cm³]

Jy 27739 [cm^4] iy 12.34 [cm]

Wy 1261 [cm³] Zy 2005 [cm³]

Jt 11497 [cm^4]

Cw 554389 [cm^6]

Curva di instabilità piano 1-2 (x-x) b

Curva di instabilità piano 1-3 (y-y) b

55

Cassone

Bsup 440 [mm]

Binf 440 [mm]

Bint 220 [mm]

H 220 [mm]

tfsup 16 [mm]

tfinf 16 [mm]

tw 10 [mm]

Rest 18 [mm]

Rint 18 [mm]


Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1


Sezione in classe 1


WxEff 1656 [cm³]

WyEff 2005 [cm³]


Ascissa 5.60 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

Mx,D 292.35 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.71

My,D -0.00 [kNm] My,D/My,R=0.00




56





Area 130.62 [cm²] A.Traz 68.09 [cm²]


Jx 7668 [cm^4] ix 7.66 [cm]

Wx 852 [cm³] Zx 964 [cm³]

Jy 13306 [cm^4] iy 10.09 [cm]

Wy 739 [cm³] Zy 1176 [cm³]

Jt 5546 [cm^4]

Cw 169830 [cm^6]



Cassone

Bsup 360 [mm]

Binf 360 [mm]

Bint 180 [mm]

H 180 [mm]

tfsup 14 [mm]

57

tfinf 14 [mm]

tw 9 [mm]

Rest 15 [mm]

Rint 15 [mm]


Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1


Sezione in classe 1


WxEff 964 [cm³]

WyEff 1176 [cm³]

Aw 31.01 [cm²]


Ascissa 2.40 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

Mx,D 136.87 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.57

My,D -0.00 [kNm] My,D/My,R=0.00

Vy,D -336.85 [kN] Vy,D/Vy,R=0.75







60

NUOVO PADIGLIONE SERVIZI INTERAZIENDALI C


Il Padiglione C sorgerà in corrispondenza dell’area del crinale che scende rapidamente verso sud,

su cui è stata rilevata la presenza del riporto.

Tuttavia, grazie alla presenza dei piani seminterrati, la fondazione riesce comunque ad intestarsi

nella formazione inalterata, soprattutto a lato di monte, a ridosso del Tunnel di collegamento. Un

po’ diversa è la situazione a valle, dove sono stati registrati spessori di riporto anche importanti,

per cui non sempre la base dell’edificio intercetta lo strato compatto di flysh. Per evitare di

intestare la fondazione parte nella formazione alterata e parte in quella inaltrata, cosa che

potrebbe determinare l’insorgere di pericolosi cedimenti differenziali, dal momento che il

massimo spessore di terreno da superare è di circa 4m nella sezione più sfavorevole, si è scelto di

progettare comunque un’unica struttura di fondazione per tutto il Padiglione Servizi, scavare fino

alla formazione inalterata e raggiungere la quota di imposta della fondazione (laddove lo scavo sia

arrivato ad una quota minore) con un opportuno spessore di magrone.

Pertanto, la fondazione del Padiglione C è di tipo superficiale a platea da 160cm di spessore, in

modo da garantire una rigidezza elevata ed evitare pericolosi fenomeni di cedimento differenziale.

L’elevata portanza geotecnica è garantita dalla vasta impronta della struttura che consente una

diffusione del carico e una sua ottimale ridistrubuzione sul terreno di fondazione.

Per quanto riguarda il dimensionamento delle strutture di fondazione e la verifica di sicurezza del

complesso fondazione-terreno, le sollecitazioni sono state calcolate in accordo al §7.2.5 del DM

14.01.2008, adottando un secondo modello di calcolo ausiliario in cui è stato considerato un

fattore di struttura ridotto di 1,1 volte (per CD“B”) così da ottenere azioni amplificate di 1,1. Se tali

azioni fossero maggiori di quelle resistenti, tale scelta sarebbe dalla parte della sicurezza.

61


Il modello geotecnico di riferimento impiegato per la progettazione delle opere di fondazioni del

Padiglione Servizi Interaziendali C è sintetizzato dallo schema grafico di seguito riportato in cui è



Differente è la situazione stratigrafica tra la zona a ridosso dell’esistente tunnel di collegamento

tra l’Anatomia Patologica e la Didattica e quella di valle. Infatti, a monte la formazione inalterata è

stata riscontratata tra 0.50 e 1.00 m dal piano campagna, mentre a valle è stato rilevato uno strato

di riporto di spessore variabile tra 4.70m e 6m, al di sotto del quale è presente lo strato alterato

“crostello. I valori caratteristiche dei parametri geotecnici relativi alla formazione inalterata

derivano da una stima cautelativa sulla base delle considerazioni riportate nel paragrafo relativo

alla caratterizzazione meccanica dei terreni. Si riscontra l’assenza della falda.


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando il metodo analitico di Meyerhof per le platee

62

di fondazione e le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo

conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze di seguito riportate:


63

2/07.19)3(3.2

87.43cmkg

RY

RRd

R

===

Come è possibile osservare, la portanza del terreno è piuttosto elevata, ma la realizzazione di una

platea rigida si rende necessaria al fine di evitare pericolosi fenomeni di cedimento differenziale

che altrimenti si potrebbero verificare a causa della possibile presenza di fratture nel sottosuolo.

Si riportano alcune schermate di output da cui è possibile valutare l’andamento delle tensioni nel

terreno. Per una più agevole lettura sono state scelte le tensioni considerate più gravose tra tutte

le combinazioni SLU e SLV:

In sezione:

In assonometria

Per ogni combinazione di carico statica e sismica è rispettata l’disuguaglianza Ed<Rd.


terreno presente.

64


Si riportano le verifiche più rappresentative di tali elementi, ricordando che le sollecitazioni

considerate sono quelle derivanti dall’analisi come illustrata al paragrafo “Analisi dei modelli

strutturali agli elementi finiti”, in accordo con quanto richiesto al capitolo 7.2.5 delle NTC. Viene

inoltre garantito che i diversi elementi costituenti la fondazione rimangano in campo elastico.

Momenti Mxx della platea

Momenti Myy della platea

65




66

La verifica risulta ampiamente soddisfatta in quanto le tensioni sul calcestruzzo e sull’acciaio

risultano inferiori alle tensioni di snervamento del materiale.

Ulteriori verifiche sulla fondazione in esame risultano superflue.

67

PARATIA A CORREDO DEL PADIGLIONE SERVIZI INTERAZIENDALI C

Descrizione delle opere

Si rende necessaria una paratia a protezione degli edifici esistenti adiacenti al Padiglione Servizi e

in particolare dell’Anatomia Patologica, degli edifici della Didattica e del Tunnel di collegamento

tra i due.

La Paratia dovrà sostenere il carico a monte dello scavo anche in esercizio trattandosi di un’opera

definitiva.Data la natura del terrreno verranno utilizzati micropali con quattro file di tiranti atti a

sostenere il terreno mediante trefoli che potranno essere monitorati e quindi “tirati” negli anni.

Tale paratia viene comunemente definita “Berlinese”.

Calcolo della paratia

Di seguito verrà mostrato il calcolo preliminare, che dovrà comunque essere oggetto di utleriore

approfondimento in fase esecutiva.

La spinta attiva tiene conto della coesione drenata c’ e vale:

KaKac

sen

senKa

VHa ''2

1

1

σσϕϕ

+−=

+−=

Per contro, il coefficiente di spinta a riposo in un terreno sovra consolidato vale:

'

))('1(0

ϕα

ϕ α

sen

dove

OCRsenK

≅

−=

OCR rappresenta il grado di sovraconsolidazione, ricavabile con prove di laboratorio in celle

triassiali, per cui il coefficiente di spinta a risposo può arrivare a valori elevati.

Mediante modellazioni matematiche di interazione suolo-struttura è possibile dimostrare che una

paratia in un terreno marnoso sovraconsolidato si attiva sempre in condizioni di spinta attiva con

piccole deformazioni del terreno.

Avendo calcolato preliminarmente la paratia con i parametri seguenti si ritiene in questa fase

progettuale di aver agito a vantaggio di sicurezza.

68

Paratia Berlinese




i1= 1 m Quote verticali dei tiranti ko= 0,45 Spinta a riposo

i2= 5 m qo= 4000 kg/m2

i3= 7 m c'= 100 Mpa

i4= 8,5 m

h0= 1 m

h1= 3 m

h2= 6 m

h3= 7,75 m

h4= 9 m

N1= 7740 kg/m

N2= 19372,5 kg/m

)()(2

1100

21


N1

N2

N3N4

ih

0=

i1

h1

h2

69

N3= 15602,34 kg/m

N4= 13085,16 kg/m

Distanza tiranti

i1= 5,6 m → 43,344 t

i2= 2,4 m → 46,494 t

i3= 3,2 m → 49,9275 t

i4= 4 m → 52,34063 t

70

Verifica dei micropali De=177,8 s=10mm

DATI INERZIALI PROFILO : Tubi 177.8X11.0

Area 57.49 [cm²] A.Traz 57.49 [cm²]


Jx 2003 [cm^4] ix 5.90 [cm]

Wx 226 [cm³] Zx 305 [cm³]

Jy 2003 [cm^4] iy 5.90 [cm]

Wy 225 [cm³] Zy 305 [cm³]

Jt 3981 [cm^4]

71

Cw 0 [cm^6]

Curva di instabilità piano 1-2 (x-x) c

Curva di instabilità piano 1-3 (y-y) c

Tubo

D 178 [mm]

t 11 [mm]


Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1


Sezione in classe 1


WxEff 305 [cm³]

WyEff 305 [cm³]

Aw 36.60 [cm²]


Ascissa 5.00 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

Mx,D 0.00 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.00

My,D -73.39 [kNm] My,D/My,R=0.74

Vy,D 0.00 [kN] Vy,D/Vy,R=0.00





72



Verifica delle travi:


Area 182.25 [cm²] A.Traz 64.39 [cm²]


Jx 16195 [cm^4] ix 9.43 [cm]

Wx 1472 [cm³] Zx 1656 [cm³]

Jy 27739 [cm^4] iy 12.34 [cm]

Wy 1261 [cm³] Zy 2005 [cm³]

Jt 11497 [cm^4]

73

Cw 554389 [cm^6]



Cassone

Bsup 440 [mm]

Binf 440 [mm]

Bint 220 [mm]

H 220 [mm]

tfsup 16 [mm]

tfinf 16 [mm]

tw 10 [mm]

Rest 18 [mm]

Rint 18 [mm]


Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1


Sezione in classe 1


WxEff 1656 [cm³]

WyEff 2005 [cm³]


Ascissa 5.60 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

74

Mx,D 292.35 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.71

My,D -0.00 [kNm] My,D/My,R=0.00








Area 130.62 [cm²] A.Traz 68.09 [cm²]


Jx 7668 [cm^4] ix 7.66 [cm]

Wx 852 [cm³] Zx 964 [cm³]

Jy 13306 [cm^4] iy 10.09 [cm]

Wy 739 [cm³] Zy 1176 [cm³]

Jt 5546 [cm^4]

Cw 169830 [cm^6]



Cassone

75

Bsup 360 [mm]

Binf 360 [mm]

Bint 180 [mm]

H 180 [mm]

tfsup 14 [mm]

tfinf 14 [mm]

tw 9 [mm]

Rest 15 [mm]

Rint 15 [mm]


Compressione : 1

Flessione Mx : 1

Flessione My : 1


Sezione in classe 1


WxEff 964 [cm³]

WyEff 1176 [cm³]

Aw 31.01 [cm²]


Ascissa 2.40 [m]

ND 0.00 [kN] ND/NR=0.00

Mx,D 136.87 [kNm] Mx,D/Mx,R=0.57

My,D -0.00 [kNm] My,D/My,R=0.00

Vy,D -336.85 [kN] Vy,D/Vy,R=0.75


76






77

Verifica dei tiranti:

78

NUOVA TORRE DI COLLEGAMENTO:


La fondazione della Nuova Torre di collegamento è costituita da un solettone in c.a. di spessore

160 cm su micropali. La scelta di una fondazione indiretta è giustificata dalla necessità di trasferire

il carico a strati di terreno più profondi, così da limitare al massimo l’influenza della nuova

fondazione su quelle esistenti. Il fatto di ricorrere ai micropali si rende necessario in quanto non è

possibile accedere all’area in questione con le normali attrezzature impiegate per i pali.

Si prevedono un totale di 263 micropali disposti prevalentemente nella zona relativa al nucleo

centrale dove le sollecitazioni trasmesse alla struttura sono maggiori. I micropali sono intestati in

un solettone in c.a. spesso 160cm che ha la funzione di ripartire quanto più uniformemente il

carico sui diversi micropali, oltre a quella di realizzare il solaio di base.

79


Il modello geotecnico di riferimento impiegato per la progettazione delle opere di fondazione della

Nuova Torre di Collegamento è sintetizzato dallo schema grafico di seguito riportato in cui è



Il modello geotecnico impiegato è stato ricostruito dalle informazioni e dai sondaggi limitrofi in

quanto non è stato possibile eseguire assaggi a mano o con escavatore per verificare la presenza

della formazione flyscioide.

80


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando l’approccio empirico suggerito da Bustamante

e Doix, ripreso dal Mammino e dal Viggiani nei loro manuali (A.Mammino, “I micropali: tecniche di

progetto e di verifica” e C.Viggiani, “Fondazioni”) e che costituisce la base delle norme vigenti in

Francia ed è adottato anche in altri Paesi europei.

Le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), considerando a

vantaggio di statica un coefficiente R3 = 1.35 per la portata di base, R3 = 1.15 per la portata

laterale in compresione e ξ3=1.70.

Il valore della portanza di base e alla punta vanno ridotti dei coefficienti R3 e ξ3 per cui le

resistenze di progetto sono pari a:

kNR

RpuntaRd puntacalC 54.162

7.135.1

03.373,

33

,, =⋅

==ξ

kNR

RlateraleRd lateralecalC 06.1272

7.115.1

88.2486,

33

,, =⋅

==ξ

La resistenza di progetto complessiva è pari a: kNRd 6.1434= .

81

Si valuta ora la massima forza di compressione trasmessa ai micropali:

Azioni totali sotto il setto centrale:

Le azioni sulle fondazioni fanno riferimento ai carichi più gravosi:

Combinazione Rx [kN] Ry [kN] Rz [kN] Mx [kNm] My [kNm] Mz [kNm]

1 61.83 -90.24 106646.39 46484.46 -10430.29 36.56

2 3755.40 -88.00 106796.32 46062.55 106874.43 -9229.34

3 6211.95 -80.45 101193.33 41393.08 185310.89 -15412.99

4 6188.56 -50.15 67662.66 23801.57 188082.75 -15431.44

Verranno inseriti sotto il setto centrale un totale di 163micropali:

Ogni micropalo quindi (esclusa la platea di fondazione) riceverà un carico medio allo SLU di:

N=106700kN / 163 = 654kN

Azioni sotto il pilastro centrale:

Combinazione Rx [kN] Ry [kN] Rz [kN] Mx [kNm] My [kNm] Mz [kNm]

1 -60.79 90.41 9727.48 -164.55 -100.17 25.44

2 41.71 88.44 9577.55 -160.61 318.38 24.14

3 115.79 81.06 8870.15 -146.99 606.30 20.98

4 138.79 50.70 5675.22 -91.82 643.29 11.53

N=9727kN / 15 = 648kN

Azioni sotto il pilastro esterno più sollecitato:

N=6400kN / 8 = 800kN

Tutti i micropali inoltre ricevono il peso della platea da aggiungere al carico:

N=1.60m x 545m2 x 2500kg/m3 / 263 =8300kg a micropalo.

Il micropalo più caricato avrà quindi un carico massimo allo SLU di circa 880kN.

Per tener conto dell’interazione terreno-struttura, è stato modellato il complesso fondazione-

struttura, secondo le indicazioni riportate al §7.2.5 del DM 14.01.2008. In particolare, le

sollecitazioni derivano da un modello ausiliario in cui è stato considerato un fattore di struttura

82

ridotto di 1,1 volte (per CD“B”), così da ottenere azioni amplificate di 1,1. Se tali azioni fossero

maggiori di quelle resistenti, tale scelta sarebbe dalla parte della sicurezza.

Inviluppo agli SLU-SLV dello sforzo normale sui pali

Si verifica che la disuguaglianza Ed<Rd è rispettata.


terreno presente.

83


Si riportano le sollecitazioni a cui è soggetto il micropalo:

Inviluppo agli SLU-SLV del momento Mx

Inviluppo agli SLU-SLV del momento My

84

Inviluppo agli SLU-SLV del taglio Vx

Inviluppo agli SLU-SLV del taglio Vy

85

Si riportano le verifiche del micropalo a livello strutturale:

86

RAMPA DI ACCESSO AL PIAZZALE DI SISTEMAZIONE MERCI:


La fondazione della rampa di accesso al piazzale sistemazione merci sarà costituita da plinti in c.a.

su micropali intestati nella formazione. Si prevedono 5 micropali al di sotto di ciascun setto, su

plinti collegati tra loro di dimensioni in pianta 200x500 cmq e altezza 70cm, con lo lo scopo di

ripartire quanto più uniformemente il carico sui diversi micropali.

La scelta di realizzare una fondazione profonda è legata alla stratigrafia del terreno in quanto nei

primi metri è presente uno strato di riporto su cui non è possibile intestare una fondazione

superficiale. In questo modo, inoltre, si riduce la spinta che grava sulla paratia immediatamente

posta a valle derivante dal peso della rampa, in quanto il carico della stessa viene distribuito in

profondità grazie all’inserimento dei micropali.

87


Il modello geotecnico di riferimento impiegato per la progettazione delle opere di fondazione della

Nuova Torre di Collegamento è sintetizzato dallo schema grafico di seguito riportato in cui è



Il modello geotecnico impiegato è stato ricostruito dalle informazioni e dai sondaggi limitrofi e

dalle informazioni derivanti dal progetto originario relativo alle fondazioni dell’Anatomia

Patologica.

88


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando l’approccio empirico suggerito da Bustamante

e Doix, ripreso dal Mammino e dal Viggiani nei loro manuali (A.Mammino, “I micropali: tecniche di

progetto e di verifica” e C.Viggiani, “Fondazioni”) e che costituisce la base delle norme vigenti in

Francia ed è adottato anche in altri Paesi europei.

Le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), considerando a

vantaggio di statica un coefficiente R3 = 1.35 per la portata di base, R3 = 1.15 per la portata

laterale in compresione e ξ3=1.70.

Il valore della portanza di base e alla punta vanno ridotti dei coefficienti R3 e ξ3 per cui le

resistenze di progetto sono pari a:

kNR

RpuntaRd

puntacalC 66.887.135.1

47.203,

33

,, =⋅

==ξ

kNR

RlateraleRd lateralecalC 85.693

7.115.1

48.1356,

33

,, =⋅

==ξ

La resistenza di progetto complessiva è pari a: kNRd 51.782= .

89

Per tener conto dell’interazione terreno-struttura, è stato modellato il complesso fondazione-

struttura, secondo le indicazioni riportate al §7.2.5 del DM 14.01.2008. In particolare, le

sollecitazioni derivano da un modello ausiliario in cui è stato considerato un fattore di struttura

ridotto di 1,1 volte (per CD“B”), così da ottenere azioni amplificate di 1,1. Se tali azioni fossero

maggiori di quelle resistenti, tale scelta sarebbe dalla parte della sicurezza.

Inviluppo agli SLU-SLV dello sforzo normale sui pali

Si verifica che la disuguaglianza Ed<Rd è rispettata.


terreno presente.

90


Si riportano le sollecitazioni a cui è soggetto il micropalo:

Inviluppo agli SLU-SLV del momento Mx

Inviluppo agli SLU-SLV del momento My

91

Inviluppo agli SLU-SLV del taglio Vx

Inviluppo agli SLU-SLV del taglio Vy

92

Si riportano le verifiche del micropalo a livello strutturale:

93

Verifiche geotecniche e in fondazione delle strutturre esistenti

PIASTRA

Descrizione delle fondazioni esistenti e degli interventi

La fondazione esistente è di tipo superficiale a plinti isolati di dimensioni in pianta e altezza

variabili, aventi tutti l’estradosso a quota 248.07. Gli elementi risultano adeguati rispetto ai carichi

agenti per cui gli interventi sono stati limitati alle zone in cui si registra un incremento di carico che

determina la necessità di realizzare un allargamento dell’elemento portante. In particolare, si

prevede di allargare i plinti esistenti dei pilastri che sostengono la copertura della chiostrina

centrale in quanto sono oggetto di sopraelevazione.

Verifica della portanza

Verrà utilizzato l’approccio2:

- (A1 + M1 + R3)

tenendo conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze:

Capacità portante dei plinti utilizzando l’approccio 2:

94

Per il plinto 300x300, essendo Qlim (calcolato con i coefficienti M1)=26.30kg/cm2 avremo:

243.11)3(3.2

30.26kgcm

RY

RRd

R

===


253.11)3(3.2

52.26kgcm

RY

RRd

R

===


232.11)3(3.2

04.26kgcm

RY

RRd

R

===


299.11)3(3.2

57.27kgcm

RY

RRd

R

===

Diagramma di inviluppo pressioni sul terreno SLV e SLU (Ed):

95

Come si evince dall’inviluppo delle pressioni sul terreno per ogni combinazione di carico statica e

sismica è rispettata l’eguaglianza Ed<Rd.

La verifica a scorrimento dei plinti risulta superflua date le ottime caratteristiche geotecniche del

terreno ed appurato che tutti i plinti sono intestati per l’intera altezza sulla formazione. Di seguito

verrà mostrato un calcolo globale e a vantaggio di statica non verrà considerato il terreno ai lati

dei plinti (spinta passiva).

Il taglio sismico alla base:

Comb Fx(kN) Fy(kN) Fz(kN)

3 794.58 -1549.78 98819.29

4 765.65 374.64 98678.16

5 795.95 -497.39 98794.45

6 767.02 1427.04 98653.33

7 433.25 -3522.51 98864.73

8 27.37 -3482.69 98758.82

9 277.76 -2922.06 98831.13

10 -128.11 -2882.24 98725.17

11 -558.33 -1417.03 98466.17

12 -587.27 507.39 98325.06

13 -556.96 -364.64 98441.33

14 -585.89 1559.78 98300.20

15 336.80 2892.24 98394.30

16 -69.07 2932.06 98288.36

96

17 181.31 3492.69 98360.67

18 -224.56 3532.51 98254.74

Il taglio sismico più gravoso risulta essere Fy=3492kN con Ntot=98360kN.

RdkNFyEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

<<==

===

=+×=

=+=

+=

3492

588901.1

64780

6478024tan9836032380

323

'tan'

'tan''

2

ϕϕστ

Ulteriori verifiche geotecniche risultano superflue data la natura del terreno presente.

Verifica del plinto

Si considera il plinto esistente 300 x 300 che ha un’armatura come da immagine allegata:

97


Il progetto e la verifica dei plinti in C.A. viene effettuato considerando come azioni agenti:

• Lo sforzo normale agente sul plinto.

• I momenti (come da figura) agenti sul plinto e dedotti dal calcolo.

• I momenti di trasporto T*h (dove T è il taglio ed h l’altezza del plinto)

Con tali sollecitazioni vengono calcolate le pressioni sul terreno (considerato come non reagente a trazione) e da queste calcolate le azioni di progetto per il dimensionamento delle armature.

Premesso che la verifica viene sempre condotta nella sezione del colletto a filo pilastro, indicando con α l'angolo compreso tra la base del plinto e la congiungente lo spigolo di detta base con l'attacco del pilastro, possono presentarsi i seguenti casi:

• L'angolo α è maggiore di trenta (> 30') gradi nel qual caso il plinto è considerato tozzo. La forza di trazione F con la quale viene dimensionata l’armatura di base vale:

dove:

R risultante delle pressioni del terreno

B base del Plinto

b larghezza minima del pilastro sovrastante

HPlinto altezza totale del plinto

• L'angolo α è minore di trenta (< 30') gradi nel qual caso il plinto è considerato snello ed il calcolo è svolto in maniera consueta considerando, per i plinti svasati, sezioni equivalenti di dimensioni:

•

e per plinti cubici o a pozzetto:

98

dove:

Hpl altezza del plinto copr spessore del copriferro b larghezza del plinto alla base b1 larghezza del plinto al colletto

A favore di sicurezza si è in ogni caso considerata (ai fini delle verifiche) la pressione massima sul terreno come agente sull'intera sezione del plinto.

Sezioni Impiegate:

Sez. Num. Info Dimensioni Calcestruzzo fck

[kg/cm²] fcd

[kg/cm²] σRARE

[kg/cm²] σFREQ

[kg/cm²] σQP

[kg/cm²] Acciaio fyk [kg/cm²]

fyd [kg/cm²]

σyRARE [kg/cm²]

σyFREQ [kg/cm²]

σyQP [kg/cm²]

Copriferro [cm]

1 Plinto tozzo

B 300 [cm] H 300 [cm] Hp 90 [cm] Terreno numero 1

Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450 C

4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00

Verifiche dei plinti a bicchiere

• Percentuale dell'armatura di parete utilizzata per la verifica del tirante nella parete ortogonale 0 %

• La resistenza della biella compressa in calcestruzzo di parete è valutata come SR=0.4 d h fcd / ( 1 + λ2 )1/2

Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb. Critica

Nc [kN]

M c,Base [kNm]

Vc,Base [kN]

sTer [kg/cm²]

Armature Beq. [cm]

Heq. [cm]

M d [kNm]

MRd [kNm]

Nd [kN]

NRsd [kN]

Vsd [kg/m]

Vrd [kg/m]

26 1 B 1 -3901.46 -32.65 -22.95 4.5 14f20 Tozzo 1664.28 1903.74 180.4 522.0

H 1 -3901.46 54.52 -9.60 4.5 14f20 Tozzo 1664.28 1903.74 180.4 522.0

Il plinto risulta verificato

Ulteriori verifiche risultano superflue.

99

CORPO BASSO CHIESA



variabili: solo gli elementi a ridosso della Torre sono collegati al solettone di fondazione della

stessa.

Dagli assaggi effettuati è stato verificato che i plinti sono intestati nella formazione e le verifiche

condotte hanno dimostrato l’idoneità degli elementi a sopportare i carichi di progetto. Non sono

necessarie opere di consolidamento in quanto gli interventi in elevazione previsti non

determinano incrementi di sollecitazione tali da giustificarne.

Si verifica che i plinti subiscono piccoli incrementi di tensione nella situazione post-intervento

rispetto a quella pre:

Sollecitazioni di esercizio plinti pre-intervento:

100

Sollecitazioni di esercizio plinti post-intervento:

Dalle schermate riportate si può notare che alcuni plinti, a seguito degli interventi effettuati,

subiscono degli incrementi di carico che determinano leggeri incrementi di sollecitazione del

terreno (di circa 0,2kg/cm2). Tuttavia, si dimostra facilemente dai calcoli di seguito riportati che tali

incrementi sono trascurabili per il tipo di terreno presente. Pertanto non si ritiene di dover agire in

fondazione con allargamenti.

101


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando il metodo analitico di Brinch-Hansen per i

plinti e le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo conto

dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze di seguito riportate:

Capacità portante di un plinto “tipo” 300x300 utilizzando l’approccio 2:


209.11)3(3.2

5.25kgcm

RY

RRd

R

===

102



sismica è rispettata l’disuguaglianza Ed<Rd.





Taglio sismico alla base:

COMB FX(KN) FY(KN) FZ(KN)

3 -2497.82 -1147.95 51990.63

4 -2743.08 373.79 51990.92

5 -2070.03 -1209.36 51872.12

6 -2315.29 312.38 51872.40

7 -368.45 -2718.89 51857.71

8 1075.48 -2468.22 51779.17

9 -257.94 -2604.25 51821.11

10 1185.99 -2353.58 51742.57

11 2315.29 -312.38 51728.83

12 2070.03 1209.36 51729.11

13 2743.08 -373.79 51610.31

14 2497.81 1147.95 51610.59

15 -1185.99 2353.58 51858.66

16 257.94 2604.25 51780.12

17 -1075.48 2468.22 51822.06

18 368.45 2718.89 51743.51

103

Il taglio sismico più gravoso risulta essere Fx=2743kN con Ntot=51610kN.

RdkNFyEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

<<==

===

=+×=

≅

+=+=

2743

401721.1

44190

4419024tan5161029780

297

'tan'

'tan''

2

ϕϕστ

Ulteriori verifiche sui singoli plinti risultano superflue.

Verifica del plinto

Il plinto esistente 180 x 180 ha un’armatura come da immagine allegata:

104

Verifiche plinti






Con tali sollecitazioni vengono calcolate le pressioni sul terreno (considerato come non reagente a trazione) e da queste calcolate le azioni di

progetto per il dimensionamento delle armature.

Premesso che la verifica viene sempre condotta nella sezione del colletto a filo pilastro, indicando con α l'angolo compreso tra la base del plinto e la

congiungente lo spigolo di detta base con l'attacco del pilastro, possono presentarsi i seguenti casi:

• L'angolo α è maggiore di trenta (> 30') gradi nel qual caso il plinto è considerato tozzo. La forza di trazione F con la quale viene

dimensionata l’armatura di base vale:

dove:

R

risultante delle pressioni del terreno

B

base del Plinto

b

larghezza minima del pilastro sovrastante

HPlinto

altezza totale del plinto

• L'angolo α è minore di trenta (< 30') gradi nel qual caso il plinto è considerato snello ed il calcolo è svolto in maniera consueta

considerando, per i plinti svasati, sezioni equivalenti di dimensioni:

•

105


dove:

Hpl

altezza del plinto

copr

spessore del copriferro

b

larghezza del plinto alla base

b1

larghezza del plinto al colletto


Sezioni Impiegate:

Sez.

Num. Info Dimensioni Criterio Calcestruzzo

fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

1 Plinto

tozzo

B 300 [cm] H

300 [cm] Hp

90 [cm]

Terreno

numero 1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00


Percentuale dell'armatura di parete utilizzata per la verifica del tirante nella parete ortogonale 0 %

La resistenza della biella compressa in calcestruzzo di parete è valutata come SR=0.4 d h fcd / ( 1 + λ2 )

1/2

Sezioni Impiegate:

Sez.


fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

1 Plinto

tozzo

B 180 [cm] H 180

[cm] Hp 50 [cm]

Terreno numero

1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00

Fattore di sovraresistenza γR,d=0.00

Fattore di sovraresistenza Bicchieri γR,d=0.00




1/2

Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb.

Critica

Nc

[kN]

Mc,Base

[kNm]

Vc,Base

[kN]

Ter

[kg/cm²] Armature

Beq.

[cm]

Heq.

[cm]

Md

[kNm]

MRd

[kNm]

Nd

[kN]

NRsd

[kN]

Vsd

[kg/m]

Vrd

[kg/m]

106

25 1 B 5 -967.61 -74.09 -20.78 5.2 620 Tozzo 513.61 1208.27 102.1 375.2

H 5 -967.61 139.90 -2.20 5.2 620 Tozzo 513.61 1208.27 102.1 375.2



107

CORPO BASSO ARRIVO VISITATORI


La fondazione è di tipo superficiale a plinti isolati di dimensioni in pianta e altezza variabili e travi

rovesce in corrispondenza dei setti in elevazione.


condotte hanno dimostrato l’idoneità degli elementi a sopportare i carichi di progetto. Non sono

necessarie opere di consolidamento in quanto non si registrano incrementi di carico dopo gli

interventi di adeguamento.





108



208.10)3(3.2

2.23kgcm

RY

RRd

R

===

109









Comb Fx(kN) Fy(kN) Fz(kN)

3 -13131.03 -5661.39 63633.05

4 -13455.41 1665.31 64164.34

5 -14304.34 -3004.63 64367.89

6 -14628.72 4322.07 64899.19

7 -3109.51 -12957.27 63050.93

8 5218.41 -12555.47 63337.30

9 -4137.14 -11866.87 64378.49

10 4190.79 -11465.07 64664.86

11 14628.71 -4322.08 64587.61

110

12 14304.34 3004.63 65118.91

13 13455.42 -1665.31 65322.44

14 13131.04 5661.39 65853.74

15 -4190.79 11465.07 64821.93

16 4137.14 11866.87 65108.31

17 -5218.41 12555.48 66149.49

18 3109.52 12957.27 66435.86


kNRdkNFyEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

4942714628

494271.1

54370

5437024tan6458736080

360

'tan'

'tan''

2

=<==

===

=+×=

≅

+=+=

ϕϕστ


Verifica del plinto


111












dove:

R


B

base del Plinto

b


HPlinto




•

112


dove:

Hpl

altezza del plinto

copr


b


b1



Sezioni Impiegate:

Sez.


fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

3 Plinto

tozzo

B 270 [cm] H 270

[cm] Hp 75 [cm]

Terreno numero

1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00



Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb.

Critica

Nc

[kN]

Mc,Base

[kNm]

Vc,Base

[kN]

sTer

[kg/cm²] Armature

Beq.

[cm]

Heq.

[cm]

Md

[kNm]

MRd

[kNm]

Nd

[kN]

NRsd

[kN]

Vsd

[kg/m]

Vrd

[kg/m]

36 3 B 1 -2573.18 28.50 7.12 3.7 12f18 Tozzo 993.00 1335.90 123.9 403.2

H 1 -2573.18 -20.05 16.00 3.7 12f18 Tozzo 993.00 1335.90 123.9 403.2



113

CORPO BASSO SALA CONFERENZE



variabili: solo gli elementi a ridosso della Torre sono collegati al solettone di fondazione della

stessa.


condotte hanno dimostrato l’idoneità degli elementi a sopportare i carichi di progetto. Si

prevedono interventi in fondazione laddove si registrano incrementi di sollecitazione significativi.

Si verifica che i plinti subiscono in generale piccoli incrementi di tensione nella situazione post-

intervento rispetto a quella pre, ad eccezione di due elementi:

Sollecitazioni di esercizio plinti pre-intervento:

114

Sollecitazioni di esercizio plinti post-intervento:

Dalle schermate riportate si può notare che alcuni plinti, a seguito degli interventi effettuati,

subiscono degli incrementi di carico che determinano incrementi di sollecitazione del terreno.

In particolare i plinti di dimensioni maggiori a seguito dell’intervento subiscono degli incrementi di

carico di circa 0,2-0,3 kg/cm2, che si dimostra facilemente dai calcoli di seguito riportati che sono

trascurabili per il tipo di terreno presente.

I plinti dei pilastri 118 e 119, invece, necessitano di interventi di allargamento, come indicato

nellaschermata relativa alla situazione post-intervento.

115

Per quanto riguarda i cedimenti non si ritiene che questo modesto incremento di carico possa

indurre cedimenti differenziali, soprattutto perché tutti i plinti sono intestati nella formazione.







243.11)3(3.2

3.26kgcm

RY

RRd

R

===

116









Totali

Fx Fy Fz Comb

[kN] [kN] [kN]

3 -4205.18 -1337.89 55658.15

4 -3975.06 1065.52 55472.61

5 -6529.32 -956.25 56116.41

6 -6299.20 1447.15 55930.87

7 -1818.03 -3984.78 55999.84

8 1333.28 -4017.56 55973.35

9 -2100.34 -3993.78 56145.80

10 1050.97 -4026.56 56119.30

11 6299.20 -1447.15 55569.83

117

12 6529.32 956.25 55384.30

13 3975.06 -1065.52 56028.09

14 4205.18 1337.89 55842.55

15 -1050.97 4026.56 55381.38 -154.55

16 2100.34 3993.78 55354.89 115.35

17 -1333.28 4017.56 55527.35 68.19

18 1818.03 3984.78 55500.85 338.08


kNRdkNFyEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

409006500

409001.1

45000

4500024tan5611629080

290

'tan'

'tan''

2

=<<==

===

=+×=

≅

+=+=

ϕϕστ


Verifica del plinto


118












dove:

R


B

base del Plinto

b


HPlinto




•

119


dove:

Hpl

altezza del plinto

copr


b


b1



Sezioni Impiegate:

Sezioni Impiegate:

Sez.


fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

2 Plinto

tozzo

B 300 [cm] H 300

[cm] Hp 100

[cm] Terreno

numero 1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00

Fattore di sovraresistenza γR,d=0.00

Fattore di sovraresistenza Bicchieri γR,d=0.00




1/2

Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb.

Critica

Nc

[kN]

Mc,Base

[kNm]

Vc,Base

[kN]

sTer

[kg/cm²] Armature

Beq.

[cm]

Heq.

[cm]

Md

[kNm]

MRd

[kNm]

Nd

[kN]

NRsd

[kN]

Vsd

[kg/m]

Vrd

[kg/m]

26 2 B 1 -3554.88 -48.45 12.10 4.1 14f20 Tozzo 1422.27 2170.87 145.1 543.2

H 1 -3554.88 -29.24 -10.32 4.1 14f20 Tozzo 1422.27 2170.87 145.1 543.2



120

TORRE MEDICA E CHIRURGICA


La fondazione è di tipo superficiale a platea nervata con travi alte 210cm che collegano nelle due

direzioni principali i pilastri, zone in cui lo spessore del solettone è di 120cm (in corrispondenza dei

nuclei ascensori) e aree in cui la platea è alta 60cm (nelle aree in cui non si hanno trasferimenti

diretti del carico).

Le verifiche condotte hanno mostrato l’idoneità delle fondazioni presenti, per le quali è stato

anche accertato che si intestano sulla formazione fliscioide.

Schema assonometrico della fondazione:

121

Inviluppo sollecitazioni SLU + SLV sul terreno sotto le nervature:

Inviluppo sollecitazioni SLU + SLV sul terreno sotto la fondazione (platea+nervature):


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando i metodi analitici di Meyerhof per le travi

rovesce e di Brinch-Hansen per i plinti; le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 -

(A1 + M1 + R3), tenendo conto dei seguenti coefficienti parziali per le resistenze di seguito

riportate:

122

Capacità portante trave di fondazione:


270.12)3(3.2

2.29kgcm

RY

RRd

R

===

123



208.10)3(3.2

2.23kgcm

RY

RRd

R

===



La verifica a scorrimento risulta superflua.

124

Verifica della trave di fondazione

Dai disegni originali:Tav73S

La trave oggetto di verifica è la n° 16-14-9-7-5-3:

Diagramma di inviluppo Momento Flettente da modello ad elementi finiti:

125

Diagramma Momento Resistente:

Diagramma Taglio Resistente:

Verifiche Travate :

Travata: 24 Travata 16-14-9-7-5-3:

Nodo x

[m]

Afe

[cm²]

Afi

[cm²]

qT

[kg/m]

Mrif

[kNm]

Mde

[kNm]

Mre

[kNm] x/d

Mdi

[kNm]

Mri

[kNm] x/d

σbe

[kg/cm²]

σbi

[kg/cm²]

σfe

[kg/cm²]

σfi

[kg/cm²]

w

mm

Trave di fondazione Sez. 1 Rett. 150x210 [cm]

459 0.05 9.15 33.27 105.44 713.36 0.02 -584.61 -2521.89 0.03

SLE Rare 38.83 0.00 0.0 1.2 85.6 8.1

SLE Freq. 37.36 0.00 0.0 1.2 82.3 7.8 OK

Camp. 1.77 22.81 58.72 0.00 2118.74 0.05 -3180.97 -6872.33 0.10

SLE Rare 0.00 -634.87 8.7 0.0 117.5 361.4

SLE Freq. 0.00 -605.60 8.3 0.0 112.0 344.7 OK

471 3.50 22.81 165.03 0.00 1782.52 0.03 -4881.60 -14036.52 0.18

SLE Rare 0.00 -3213.11 31.9 0.0 441.0 888.8

SLE Freq. 0.00 -3071.63 30.4 0.0 421.6 849.7 OK


471 0.90 22.81 188.12 479.57 1827.66 0.03 -2859.72 -13868.75 0.18

SLE Rare 0.00 -1741.90 17.4 0.0 240.5 487.7

SLE Freq. 0.00 -1693.59 16.9 0.0 233.8 474.2 OK

Camp. 2.08 22.81 94.06 1503.84 4301.19 0.06 -1949.67 -8877.50 0.17

SLE Rare 302.44 0.00 0.0 4.6 275.9 60.3

SLE Freq. 278.69 0.00 0.0 4.3 254.3 55.5 OK

484 3.25 25.56 96.46 1404.91 3108.78 0.04 -510.05 -7951.38 0.12

SLE Rare 175.36 0.00 0.0 2.8 221.2 35.4

SLE Freq. 164.97 0.00 0.0 2.7 208.0 33.3 OK

126


484 0.75 36.29 22.81 2202.68 2807.18 0.07 -18.45 -4263.41 0.05

SLE Rare 647.14 0.00 0.0 12.5 904.8 157.7

SLE Freq. 606.85 0.00 0.0 11.7 848.5 147.9 OK

Camp. 3.00 85.26 22.81 2883.86 6431.38 0.09 0.00 -2415.05 0.03

SLE Rare 1673.01 0.00 0.0 22.5 1017.9 300.9

SLE Freq. 1598.93 0.00 0.0 21.5 972.9 287.6 OK

523 5.25 36.17 151.61 224.93 2810.30 0.03 -3494.88 -11852.64 0.13

SLE Rare 0.00 -2587.80 26.6 0.0 363.9 850.5

SLE Freq. 0.00 -2443.57 25.1 0.0 343.6 803.1 OK


523 1.05 41.78 128.99 516.66 3324.96 0.04 -2991.21 -11669.31 0.14

SLE Rare 0.00 -2220.58 23.2 0.0 318.1 741.2

SLE Freq. 0.00 -2111.11 22.1 0.0 302.5 704.7 OK

Camp. 4.11 161.26 22.81 3550.41 11531.17 0.13 0.00 -1771.29 0.03

SLE Rare 2619.76 0.00 0.0 27.5 885.1 377.6

SLE Freq. 2485.16 0.00 0.0 26.1 839.6 358.2 OK

560 7.17 41.78 151.61 496.25 3238.14 0.04 -3325.20 -12909.66 0.15

SLE Rare 0.00 -2468.36 24.5 0.0 336.1 744.2

SLE Freq. 0.00 -2336.02 23.2 0.0 318.1 704.3 OK


560 1.00 31.86 151.61 225.29 3736.69 0.04 -3644.85 -12123.67 0.19

SLE Rare 0.00 -2707.92 28.5 0.0 391.2 869.0

SLE Freq. 0.00 -2570.82 27.0 0.0 371.4 825.0 OK

Camp. 4.18 173.57 22.81 3702.18 12348.27 0.14 0.00 -1771.69 0.03

SLE Rare 2749.84 0.00 0.0 28.2 866.8 387.8

SLE Freq. 2608.58 0.00 0.0 26.7 822.3 367.8 OK

564 7.37 31.86 169.24 379.51 2694.42 0.03 -3200.78 -13274.10 0.17

SLE Rare 0.00 -2399.77 24.1 0.0 331.8 702.8

SLE Freq. 0.00 -2273.00 22.8 0.0 314.3 665.7 OK


564 0.75 36.95 171.18 611.03 3942.31 0.04 -3118.77 -12428.46 0.18

SLE Rare 0.00 -2331.58 23.7 0.0 324.5 730.3

SLE Freq. 0.00 -2219.72 22.5 0.0 309.0 695.3 OK

Camp. 3.13 107.57 22.81 2942.43 8034.00 0.08 0.00 -1766.69 0.03

SLE Rare 2122.42 0.00 0.0 25.5 1032.3 345.0

SLE Freq. 2009.83 0.00 0.0 24.2 977.5 326.7 OK

127

568 5.50 58.40 49.35 2168.74 5594.46 0.06 -459.34 -4040.91 0.05

SLE Rare 48.62 0.00 0.0 0.7 34.0 9.1

SLE Freq. 52.94 0.00 0.0 0.7 37.1 9.9 OK

Da

[m]

A

[m]

Dx

[m]

VEd

[kN]

VRd,c

[kN]

VRcd

[kN]

VRd

[kN]

TEd

[kNm]

TRcd

[kNm]

TRsd

[kNm]

Staffe

Trave di fondazione 459 471 Sez. 1 Rett. 150x210 [cm]

0.06 3.99 3.93 2950.14 874.18 11421.59 3343.82 161.54 5812.91 46550.50 ø 14

6br.

20.0'


0.92 2.98 2.06 2115.39 874.18 11421.59 3343.82 324.69 5812.91 46550.50 ø 14

6br.

20.0'


0.76 5.05 4.30 3894.54 874.18 11421.59 4458.42 147.02 5812.91 46550.50 ø 14

8br.

20.0'


1.29 7.02 5.73 4180.42 874.18 11421.59 4458.42 422.66 5812.91 46550.50 ø 14

8br.

20.0'


1.19 7.36 6.17 4463.03 874.18 11421.59 5944.57 206.88 5812.91 62067.33 ø 14

8br.

20.0'

128


0.75 5.50 4.75 3652.41 874.18 11421.59 4458.42 170.37 5812.91 46550.50 ø 14

8br.

20.0'

Le armature sulle fondazioni delle Torri risultano ridondanti. Tutte le verifiche sulle fondazioni

risultano ampiamente soddisfatte.

129

FABBRICATO RISONANZA MAGNETICA


La fondazione è di tipo superficiale a travi rovesce, poste al di sotto delle pareti in c.a. che

costituiscono la struttura portante del fabbricato.

Le verifiche condotte hanno dimostrato l’idoneità degli elementi a sopportare i carichi di progetto:

non sono necessarie opere di consolidamento in quanto gli interventi in elevazione previsti non

determinano incrementi di sollecitazione tali da giustificarne.

In particolare si riscontra che a seguito dell’intervento in elevazione si registra un picco di

incremento sulle attuali fondazioni di:

Δσ = 14000kg / (70cm x 600cm)= 0.33kg/cmq

Si dimostra facilemente dai calcoli di seguito riportati che tale incremento è trascurabile per il tipo

di terreno presente, per cui non sono necessari allargamenti o interventi in fondazione.


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando il metodo analitico di Meyerhof per le travi

rovesce; le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo conto


130

Capacità portante di una trave di fondazione:


200.10)3(3.2

18.23kgcm

RY

RRd

R

===

131




La verifica a scorrimento risulta superflua.

Verifica dela trave di fondazione

Si ritiene che per il corpo in esame la verifica sulle travi di fondazione, visti i carichi in gioco e le

sollecitazioni derivanti da tali carichi, risulta superflua.

132

FABBRICATO CORPO D’ACCESSO AL PRONTO SOCCORSO


Le fondazioni sono di tipo diretto, costituite da plinti e travi rovesce in parte collegati tramite muri

controterra e in parte isolati, di dimensioni in pianta e altezza variabili ed estradosso a quota

variabile. Con l’intervento di adeguamento sismico alcuni plinti verranno collegati alle nuove travi

di fondazione e altri plinti saranno invece allargati.

Sollecitazione sul terreno post-intervento: Inviluppo di tutte le combinazioni SLU-SLV:

133


Il calcolo della portanza è stato eseguito utilizzando il metodo analitico di Meyerhof per le travi

rovesce; le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo conto


Capacità portante trave di fondazione:


134

230.9)3(3.2

4.21kgcm

RY

RRd

R

===

Portanza di un plinto “tipo”:



208.10)3(3.2

2.23kgcm

RY

RRd

R

===







135


Totali

Fx Fy Fz

[kN] [kN] [kN]

-7620.17 -2547.44 39208.40

-8385.77 2106.22 39913.89

-7589.43 -2680.43 39024.99

-8355.03 1973.24 39730.46

-376.80 -7621.15 38517.01

4415.76 -7448.88 38787.55

-1863.76 -8063.34 38701.54

2928.80 -7891.07 38972.06

8355.03 -1973.24 40110.17

7589.43 2680.43 40815.65

8385.77 -2106.22 39926.73

7620.17 2547.44 40632.23

-2928.80 7891.07 40868.57

1863.76 8063.33 41139.12

-4415.77 7448.88 41053.10

376.79 7621.15 41323.63


kNRdkNFxEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

332608385

332601.1

36590

3659024tan3990026080

260

'tan'

'tan''

2

=<<==

===

=+×=≅

+=+=

ϕϕστ

136

Verifica del plinto


Verifiche plinti


137











dove:

R


B

base del Plinto

b


HPlinto




•


138

dove:

Hpl

altezza del plinto

copr


b


b1



Sezioni Impiegate:

Sez.


fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

4 Plinto

tozzo

B 250 [cm] H

250 [cm] Hp

70 [cm]

Terreno

numero 1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00



1/2

Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb.

Critica

Nc

[kN]

Mc,Base

[kNm]

Vc,Base

[kN]

sTer

[kg/cm²] Armature

Beq.

[cm]

Heq.

[cm]

Md

[kNm]

MRd

[kNm]

Nd

[kN]

NRsd

[kN]

Vsd

[kg/m]

Vrd

[kg/m]

77 4 B 1 -1577.91 6.98 4.43 2.6 12f12 Tozzo 590.58 609.26 65.5 375.2

H 1 -1577.91 -19.09 8.64 2.6 12f12 Tozzo 590.58 609.26 65.5 375.2



139

SERVOMEZZI


La fondazione è di tipo superficiale a plinti isolati e travi rovesce poste in corrispondenza delle

travi parete.

Le verifiche condotte hanno mostrato l’idoneità delle sezioni dei plinti e delle travi rovesce anche

dopo l’inserimento dei nuovi setti e del collegamento tra la struttura della Strada Coperta e la

struttura del Servomezzi.

Sollecitazione sul terreno post-intervento: Inviluppo di tutte le combinazioni SLU-SLV:

140



plinti; le verifiche sono state impostate seguendo l’approccio2 - (A1 + M1 + R3), tenendo conto dei

seguenti coefficienti parziali per le resistenze di seguito riportate:

Capacità portante di due plinti “tipo”:

Essendo Qlim (calcolato con i coefficienti M1_plinto 260x260)=24.45kg/cm2 avremo:

263.10)3(3.2

45.24kgcm

RY

RRd

R

===

Essendo Qlim (calcolato con i coefficienti M1_plinto 190x190)=23.92kg/cm2 avremo:

240.10)3(3.2

45.24kgcm

RY

RRd

R

===

141








Totali

Fx Fy Fz Mz Comb

[kN] [kN] [kN] [kNm]

3 -19505.26 -282.23 89254.10 2.78

4 -19595.63 1040.13 89230.70 4.23

5 -19523.70 -237.93 89229.70 2.93

6 -19614.07 1084.43 89206.27 4.39

7 -5703.51 -2100.82 89354.75 -4.07

8 6032.29 -2341.48 89407.06 -8.52

9 -5731.06 -2066.39 89305.68 -3.99

10 6004.74 -2307.05 89357.97 -8.44

11 19614.07 -1084.43 89428.43 -12.05

12 19523.70 237.93 89405.04 -10.60

13 19595.63 -1040.13 89404.02 -11.90

14 19505.25 282.23 89380.62 -10.45

15 -6004.74 2307.05 89276.74 0.77

16 5731.06 2066.39 89329.04 -3.68

17 -6032.29 2341.48 89227.67 0.85

18 5703.51 2100.82 89279.96 -3.59


kNRdkNFyEd

kNY

TresRd

kNTres

mA

NAcTres

c

R

tot

5536019500

553601.1

60900

6090024tan8925432080

320

'tan'

'tan''

2

=<<==

===

=+×=≅

+=+=

ϕϕστ

142

Verifica del plinto


Verifiche plinti





143








dove:

R


B

base del Plinto

b


HPlinto




•


dove:

Hpl

144

altezza del plinto

copr


b


b1



Sezioni Impiegate:

Sez.


fck

[kg/cm²]

fcd

[kg/cm²]

σRARE

[kg/cm²]

σFREQ

[kg/cm²]

σQP

[kg/cm²] Acciaio

fyk

[kg/cm²]

fyd

[kg/cm²]

σyRARE

[kg/cm²]

σyFREQ

[kg/cm²]

σyQP

[kg/cm²]

Copriferro

[cm]

1

Plinto

tozzo

260x260

B 260 [cm] H

260 [cm] Hp

60 [cm]

Terreno

numero 1

Verplin Rbk 300 249.0 141.1 149.4 249.0 112.0 B 450

C 4500.0 3913.0 3600.0 4500.0 4500.0 3.00



1/2

Verifiche Plinti:

Nodo Sez. Comb.

Critica

Nc

[kN]

Mc,Base

[kNm]

Vc,Base

[kN]

sTer

[kg/cm²] Armature

Beq.

[cm]

Heq.

[cm]

Md

[kNm]

MRd

[kNm]

Nd

[kN]

NRsd

[kN]

Vsd

[kg/m]

Vrd

[kg/m]

65 1 B 2 -1204.71 120.19 3.64 2.3 16f20 Tozzo 543.87 1987.81 79.6 328.8

H 2 -1204.71 38.62 4.98 2.3 16f20 Tozzo 679.84 1657.24 79.6 328.8



n relazione geotecnica e sulle fondazioni rev1 · categoria b, ma intestando le fondazioni nella...

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