3.5 Calcoli statici del progetto originale
3.5.2 Struttura finale
Nel calcolo di verifica globale, Krall considerò egualmente sollecitati il ferro dell’armatura Melan e le barre da cemento armato, supponendo che la viscosità del calcestruzzo giovane livellasse le sollecitazioni locali, distribuen- dole in maniera omogenea.
I valori dei carichi mobili considerati erano quelli prescritti dalla normati- va vigente, ovvero la Normale del Ministero dei Lavori Pubblici n. 6018 del 9 giugno 1945. Krall studiò gli sforzi massimi e minimi generati da tali carichi tracciando le linee di influenza dello sforzo normale e del momento flettente per le sezioni significative.
Verifica della soletta del piano stradale
La soletta del piano stradale venne schematizzata come piastre qua- drate di lato l = 3,65 m, incastrate sui 4 lati, con armatura incrociata ortogonalmente.
Determinazione dei massimi e minimi momenti carico permanente:
• peso della struttura in C.A. = 4,5 kN/m2
• manto bituminoso = 0,8 kN/m2
per cui G = 5,3 kN/m2. Da questi carichi derivano, seguendo il procedimento
di calcolo di Marcus: — momento d’appoggio Ma= −121 gxl2 = −2,94kN·m/m dove gx = 0,5 G — momento di campata Mc= g l 2 m = 1,27kN·m/m dove m = 55,7 carico accidentale:
il più gravoso è il rullo compressore. Il carico delle due ruote posteriori si diffonde da un’impronta 200×10 cm, per ripartizione a 45◦ fino al piano
medio della piastra portante, su un rettangolo di lati a = 2,28 m e b = 0,38 m. Aumento del valore statico del carico per tenere conto degli effetti dinamici:
1 + 16
40 + l = 1,367 Quindi il carico delle due ruote risulta:
Valori tabellati ricavati avendo a/l = 0,625 e b/l = 0,104, si ha: — momento d’appoggio: Ma1 = −0,0770 P = −12,60kN·m Ma2 = −0,1020 P = −16,75kN·m — momento di campata: Mc1 = 0,0999 P = 16,39kN·m Mc2 = 0,0554 P = 9,09kN·m
Momenti massimi — in valore assoluto — dati dalla somma del carico permanente e del carico accidentale:
• momento d’appoggio Ma= −19,69kN·m
• momento di campata Mc = 17,66kN·m
Verifica delle sezioni
σc rappresenta la tensione risultante nel calcestruzzo, σs nell’acciaio.
Appoggio:
σc= 2,2MPa
σs= 115MPa
Mezzeria della campata:
σc= 5MPa
σs= 140MPa
Verifica delle pareti trasversali
Ogni parete trasversale è stata schematizzata come una trave continua su 5 appoggi, le cui 4 campate sono uguali e di luce l = 3,65 m. È stata eseguita la verifica per la parete di sezione minore — ovvero di altezza minore, essendo tutti i diaframmi dello stesso spessore pari a 18 cm — cioè quella in chiave: h = 70cm.
Figura 3.32
Determinazione dei massimi e minimi momenti carico permanente:
• peso proprio diaframmi = 2,34 kN/m2
• smussi = 2,12 kN/m2
per cui G = 4,46 kN/m2. Da questi carichi derivano, utilizzando le formule
del Kleinlogel:
— momento d’appoggio in B MB = −6,37kN·m
— momento d’appoggio in C MB = −4,24kN·m
— momento in mezzeria di AB MAB = 4,25kN·m
— momento in mezzeria di BC MBC = 2,12kN·m
carico trasmesso dalla soletta:
la soletta scarica sulla trave trasversale un carico a distribuzione triangolare, di valori massimi pari a:
• g1 = 13,7kN/m per la prima campata (soletta sotto al marciapiede)
• g2 = 19,4kN/m per la seconda campata (soletta sotto al piano stradale)
Ne risulta: — momento d’appoggio in B MB = −13,93kN·m — momento d’appoggio in C MB = −13,27kN·m — momento in mezzeria di AB MAB = 8,24kN·m — momento in mezzeria di BC MBC = 7,90kN·m carico accidentale:
Figura 3.33
• folla sul marciapiede (Fig. 3.32): reazione concentrata pari a R = 19,45kN, includendo gli effetti dinamici si ha R0 = 26,59kN;
• rullo compressore in transito sulla trave (Fig. 3.33): si considera il rullo anteriore (60 kN) in mezzeria di ciascuna campata della trave trasversale.
L’nviluppo delle varie posizioni del carico è dato da tutte le possibili combi- nazioni tra: folla sulla prima campata, 1 rullo sulla seconda campata, 1 rullo sulla terza campata, folla sulla quarta campata. Il momento accidentale più gravoso per ciascuna delle sezioni analizzate risulta:
Sezione Mmax [kN·m] Mmin [kN·m]
mezzeria AB 12,25 -11,20
appoggio B 7,00 -31,60
mezzeria BC 39,00 -12,25
appoggio C 5,00 -50,00
Verifica delle sezioni Appoggio C: σc = 5MPa σs = 90MPa Mezzeria BC: σc = 1MPa σs = 61MPa
Verifica dell’arco
È stato eseguito lo studio dell’incognita iperstatica per l’arco elastico a 2 cerniere suddividendo la struttura in 26 conci (di cui 6 sono collocati nei piedritti, considerati infinitamente rigidi). Lo studio è stato condotto per due condizioni limite: minima magra e massima piena. Sono state tracciate le linee di influenza per 6 sezioni: in chiave, all’imposta e in 4 sezioni intermedie (situate a distanze dalla chiave pari a L/3, L/4, L/7 e 6 m).
I carichi accidentali considerati sono:
• 3 colonne indefinite di autocarri da 120 kN ciascuna;
• folla compatta da 4 kN/m2 sui due marciapiedi (di larghezza 2,70 m
ciascuno).
Il coefficiente di amplificazione dinamica vale, essendo L = 76,80 la distanza tra le cerniere dell’arco:
1 + 16
40 + L = 1,137
Indicando con numeri romani i conci nei piedritti e con numeri arabi i conci dell’arco, e tenendo conto della simmetria rispetto al punto di chiave, si elencano le caratteristiche geometriche della sezione media dei conci:
Concio l [m] A [m2] J x [m4] xG [m] I 27 170 2,5 II 23 204 3,2 III 22 102 2,4 1 3,67 16 50 2,0 2 3,67 14 29 1,7 3 3,65 12 18 1,4 4 3,64 11 10 1,1 5 3,63 9,5 6,4 0,88 6 3,62 8,4 3,5 0,75 7 3,62 7,6 2,2 0,63 8 3,61 7,6 1,5 0,59 9 3,60 7,0 1,1 0,53 10 3,60 6,5 0,74 0,47 chiave 6,2 0,62 0,45
Linea di influenza della spinta H in minima magra
Il valore dell’ordinata della linea di influenza di H in una generica sezione ω è data dall’espressione: ηHω = Mw P∆s J y2+ P∆s F
Tali valori, calcolati nelle sezioni mediane dei singoli conci, risultano:
concio I II III
ηH [m] 0,000 0,017 0,029
concio 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
ηH [m] 0,159 0,306 0,451 0,594 0,734 0,869 0,994 1,104 1,191 1,248
Spinta e momenti dovuti al carico permanente in minima magra Indicando con:
• y l’ordinata dell’asse dell’arco
• M = M0− H y i momenti flettenti lungo l’arco
• y0 = M/H la distanza della curva delle pressioni dall’asse dell’arco
• d = y − y0 le ordinate della curva delle pressioni (Fig. 3.34)
possiamo riportare tali valori nella tabella seguente: sezione y [m] M [kN·m] d [m] imposta 8,41 -118 595 -2,07 1 8,77 -101 881 -0,23 2 9,43 -74 472 2,85 3 10,04 -52 103 5,44 4 10,61 -34 360 7,57 5 11,09 -20 060 9,32 6 11,56 -9703 10,7 7 11,94 -2033 11,73 8 12,30 2430 12,52 9 12,54 5416 13,02 10 12,68 6773 13,28 chiave 12,73 6186 13,28
per cui, sapendo che:
Hg = PM0y ∆s J P∆s J y 2+P∆s F risulta Hg,max= 11 320kN.
Sollecitazioni da variazioni termiche e ritiro
Krall considerò che la struttura venne sottoposta a una variazione termi- ca uniforme tra +10◦C e −10◦C. Inoltre assimilò il ritiro a una diminuzio-
ne di temperatura di 10◦C. La variazione di spinta che ne risulta è data
dall’espressione: Ht0 = α ∆t L Py2∆s E J + P ∆s E F e vale da −70 kN a +35 kN.
Verifica delle sezioni
Nelle tabelle seguenti sono riportati per le sezioni significative il massimo momento flettente in valore assoluto e lo sforzo normale corrispondente.
sezione d’imposta (x = 1,97 m):
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -118 595 290 -27 855 -10 025 -290 -156 475
N [kN] 11 760 -35 4340 1770 35 17 870
σc= 7MPa
σs= 132MPa
sezione a L/7 dalla chiave (x = 10,97 m):
permanente accidentale massimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su dim. di massimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -52 100 350 3970 1335 350 -46 095
N [kN] 11 570 -35 430 210 -35 12 140
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -52 100 350 -18 300 -636 -350 -71 036
N [kN] 11 570 -35 3430 1270 35 16 270
σc= 8,3MPa
σs= 158MPa
sezione a L/4 dalla chiave (x = 18,17 m):
permanente accidentale massimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su dim. di massimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -20 060 388 5795 2040 388 -11 449
N [kN] 11 454 -35 915 370 -35 12 669
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -20 060 388 -12 190 -4270 -388 -36 520
σc= 7,2MPa
σs = 127MPa
sezione a L/3 dalla chiave (x = 25,37 m):
permanente accidentale massimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su dim. di massimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -2030 418 5680 2020 418 6506
N [kN] 11 320 -35 1525 500 -35 13 275
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -2030 418 -7080 -2480 -418 -11 590
N [kN] 11 320 -35 2340 815 35 14 475
σc= 4,6MPa
σs = 37MPa
sezione a 6 m dalla chiave (x = 32,57 m):
permanente accidentale massimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su dim. di massimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] 5420 440 4675 1645 440 12 620
N [kN] 11 320 -35 2040 745 -35 14 035
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] 5420 440 -2405 -835 -440 2180
N [kN] 11 320 -35 1640 590 35 13 550
σc= 7,8MPa
sezione in chiave (x = 38,40 m):
permanente accidentale massimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su dim. di massimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] 6180 445 2380 1000 445 10 450
N [kN] 11 320 -35 2330 860 -35 14 440
permanente accidentale minimo totale
peso ritiro 3 colonne folla su aum. di minimo
proprio autocarri marciap. temp.
M [kN·m] -6180 445 650 230 -445 -5300
N [kN] 11 320 -35 1660 580 35 13 560
σc= 9MPa
σs= 138MPa
Condizioni di massima piena
Nel caso di massima piena, venne previsto l’ingresso dell’acqua nelle cavità dei piedritti, che risultano interamente sommersi. Per la parte dell’arco som- mersa la spinta di Archimede alleggerisce i conci da 1 a 5; tale diminuzione di peso vale:
concio dimin. di peso [kN] peso in max piena [kN]
1 2190 -370 2 1620 -50 3 1105 315 4 675 555 5 270 860 6 0 1020 7 0 960 8 0 800 9 0 800 10 0 775
e la spinta dovuta al carico permanente diventa: Hg,mp= 8787kN
e anche i momenti flettenti lungo l’arco variano, insieme allo spostamento della curva delle pressioni (Fig. 3.34):
Figura 3.34: Linee de lle pressioni p er il caric o p er manen te, in cond izioni di minima magra e di massima piena
sezione y [m] M [kN·m] d [m] 1 8,77 -86 197 -1,05 2 9,43 -70 306 1,43 3 10,04 -53 769 3,92 4 10,61 -37 988 6,29 5 11,09 -23 441 8,42 6 11,56 -11 893 10,21 7 11,94 -3252 11,57 8 12,30 2126 12,55 9 12,54 5713 13,19 10 12,68 7420 13,53 chiave 12,73 6972 13,53 Reazioni vincolari
Di seguito sono riportati i valori delle sollecitazioni risultanti in corrispon- denza delle cerniere di ciascuna spalla. La striscia di contatto è una lastra di piombo di dimensioni 15 m×0,35 m.
carico permanente:
minima magra massima piena
Verticale [kN] 28 715 17 045
Orizzontale [kN] 11 320 8790
— risultanti:
Rg,max = 30 880kN
Rg,min = 19 170kN
— sollecitazioni lungo la striscia di contatto: σg,max = 5,9MPa
σg,min = 3,7MPa
carico permanente + accidentale:
minima magra massima piena
Verticale [kN] 34 695 23 025
Orizzontale [kN] 15 940 13 410
— risultanti:
Rgp,max= 38 150kN
— sollecitazioni lungo la striscia di contatto: σgp,max = 7,3MPa
σgp,min = 5,1MPa
Verifica delle fondazioni
La determinazione delle sollecitazioni venne eseguita mediante l’ellisse di elasticità — determinato seguendo lo studio di Ritter — del cassone, consi- derato schematicamente come un blocco rigido immerso in un mezzo elastico, con un vincolo fisso orizzontalmente in corrispondenza dei muraglioni delle fondazioni del ponte precedente. Trascurando l’influenza dei valori assoluti delle caratteristiche elastiche del terreno, e considerando solo l’influenza dei valori relativi, contava solo il rapporto tra le seguenti funzioni:
• C(η) = reazione del terreno per unità di area, allo spostamento unitario sotto sforzo normale;
• D(η) = reazione del terreno per unità di area, allo spostamento unitario sotto sforzo tangenziale.
Al fondo del cassone vennero considerate sia la reazione del terreno a diretto contatto con il cassone sia la reazione dei pali. Venne assunto un C costante e pari a tre volte quello del solo terreno, per racchiudervi dun- que anche la reazione esercitata dai pali (che quindi non è stata considerata esplicitamente, ma è stata assunta convenzionalmente pari al doppio della reazione del solo terreno). Il valore di C assunto era — come specificato da Krall nella relazione stessa — cautelativamente molto piccolo, perché in realtà sul fianco interno del cassone il terreno era fortemente costretto tra la parete del cassone e il muraglione; nonostante ciò fu considerato, ulte- riormente a favore di sicurezza, che la reazione e la resistenza decrescessero linearmente verso l’alto, lungo la parete verticale, con punto di discontinui- tà in corrispondenza dell’appoggio del cassone sul muraglione delle vecchie fondazioni (per cui si aveva un incremento della resistenza in tale punto).
La funzione D teneva conto esclusivamente dei pali (in parte anche incli- nati), poiché la resistenza del terreno sotto sforzo tangenziale è trascurabile. Convenzionalmente venne assunto sul fondo del cassone un valore di D co- stante e pari al C del terreno senza pali, ovvero pari a C/3; lungo le pareti verticali venne considerato D = 0.
Dato che il cassone poggiava sul muraglione, dovendo quindi tener conto del vincolo fisso orizzontalmente nella determinazione dell’ellisse di elasticità del cassone, Krall preferì determinare l’ellisse senza considerare tale vincolo
e assumere la reazione orizzontale del muraglione come incognita iperstatica X. Una volta calcolato il valore di X, determinò le sollecitazioni da essa pro- vocate, da sommate algebricamente a quelle corrispondenti provocate dalla risultante R dei carichi applicati. I carichi applicati erano dati da:
• inviluppo delle azioni del ponte nei 4 casi caratteristici: — peso proprio, minima magra;
— peso proprio, massima piena;
— peso proprio + accidentale, minima magra; — peso proprio + accidentale, massima piena; • spinta della terra;
• peso del cassone (con intercapedini piene di terra, ma alleggerito dalla spinta di Archimede).
Poiché la risultante dei carichi sotto carico permanente + accidentale passava vicinissima al centro dell’ellisse, essa fu assunta passante esattamen- te per tale punto. In questo modo — sotto tale condizione di carico — la rotazione del cassone intorno all’antipolo della retta veniva trasformata in uno spostamento in direzione perpendicolare al diametro coniugato dell’el- lisse rispetto alla direzione della R: infatti tale spostamento poteva essere determinato con sufficiente precisione, a differenza della rotazione sopra ci- tata, la quale poteva risultare affetta da percentuali di errori rilevanti, data appunto la vicinanza della R al centro dell’ellisse.
Condizioni di minima magra, permanente + accidentale
Stratigrafia: terra costipata asciutta (γ = 19 kN/m3; tan φ = 0,84) per i
primi 6,25 m, poi terra costipata in acqua (γ = 19 kN/m3; φ = 35◦) per gli
altri 10 m. Quindi l’altezza equivalente di terra in acqua dello strato asciutto è h1 = 13,20m.
• spinta della terra verso la parete del cassone: 8900 kN (orizzontale, applicata in y = 4,54 m)
• spinta della terra verso il fiume: 1980 kN (orizzontale, applicata in y = 3,00 m) • peso del cassone: 12 185 kN
(rispetto alla cerniera: momento antiorario 6043 kN·m, momento orario 20 067kN·m)
• peso del cassone con le intercapedini piene di terra: 15 150 kN
(rispetto alla cerniera: momento antiorario 7203 kN·m, momento orario 30 017kN·m)
Posizione della risultante sul piano di fondazione rispetto alla verticale per la cerniera:
solo perm. e = 1,08m Rp = 44 110kN
perm. + acc. e = 1,32m Rgp = 50 645kN
Sollecitazioni provocate dalla Rgp:
— verticali sul fondo del cassone (piano di posa): σ = 270 kN/m2
— orizzontali sulla parete del cassone: σ = 31,6 kN/m2 alla quota del
piano di fondazione, linearmente decrescenti verso l’alto — orizzontali sul fondo del cassone: σ = 31,6 kN/m2
Sollecitazioni provocate dalla reazione orizzontale del muraglione (incognita iperstatica X):
— verticali sul fondo del cassone: σ = −43,5 kN/m2 in corrispondenza del
filo esterno, variabili linearmente e nulle in corrispondenza dell’asse del cassone
— orizzontali sulla parete del cassone: σ = −4,1 kN/m2 alla quota del
piano di fondazione, σ = −90,5 kN/m2 a quota h/4, σ = −100 kN/m2
a quota h/2, σ = −69,5 kN/m2 a quota 3h/4
— orizzontali sul fondo del cassone: σ = −4,1 kN/m2
Inoltre si considera:
• componente verticale della spinta della terra sulla parete interna del cassone: 2380 kN
• componente verticale della spinta della terra sulla parete esterna del cassone: 350 kN
Sollecitazioni risultanti:
Posizione σ [kN/m2]
vert. sul piano di fondaz. , filo esterno (verso fiume) 302,3 vert. sul piano di fondaz. , filo interno (verso riva) 278,2
orizz. sulla parete del cassone, z = 0 27,5
orizz. sulla parete del cassone. z = h/4 14,2
orizz. sulla parete del cassone, z = h/2 5,8
orizz. sulla parete del cassone, z = 3h/4 1,0
orizz. sul piano di fondazione 27,5
sollecitazioni dei pali:
Assunto che il terreno assorba solo un terzo della sollecitazione, i pali sono soggetti quindi a una distribuzione trapezia, con valore massimo 201,6 kN/m2
e valore minimo 185,4 kN/m2. Il centro di sollecitazione risulta essere a 0,18 m
dal baricentro dei pali; se si trascura questa eccentricità la sollecitazione verticale per palo risulta 280 kN.
Reazioni orizzontali dei pali inclinati: 87 kN per l’ultima fila;
65 kN per la penultima fila; 39 kN per la fila interna.
Spinta complessiva orizzontale sopportata: • 3090 kN dai pali
• 10,7 kN/m2 dal terreno
Condizioni di massima piena, permanente + accidentale
Posizione della risultante sul piano di fondazione rispetto alla verticale per la cerniera:
solo perm. e = 1,24m Rp = 32 490kN
perm. + acc. e = 1,65m Rgp = 39 270kN
Sollecitazioni risultanti:
Posizione σ [kN/m2]
vert. sul piano di fondaz. , filo esterno (verso fiume) 241.4 vert. sul piano di fondaz. , filo interno (verso riva) 209.9
orizz. sulla parete del cassone, z = 0 27,5
orizz. sulla parete del cassone. z = h/4 14,5
orizz. sulla parete del cassone, z = h/2 5,6
orizz. sulla parete del cassone, z = 3h/4 0.7
sollecitazioni dei pali:
Distribuzione trapezia, con valore massimo 161 kN/m2e valore minimo 140 kN/m2.
Il centro di sollecitazione risulta essere a 0,23 m dal baricentro dei pali; se si trascura questa eccentricità la sollecitazione verticale per palo risulta 220 kN. Reazioni orizzontali dei pali inclinati:
68 kN per l’ultima fila; 50 kN per la penultima fila; 31 kN per la fila interna.
Spinta complessiva orizzontale sopportata: • 2400 kN dai pali
• 14,5 kN/m2 dal terreno
Condizioni di minima magra, solo permanente Sollecitazioni risultanti:
Posizione σ [kN/m2]
vert. sul piano di fondaz. , filo esterno (verso fiume) 261.8 vert. sul piano di fondaz. , filo interno (verso riva) 255.7
orizz. sulla parete del cassone, z = 0 27,5
orizz. sulla parete del cassone. z = h/4 14,5
orizz. sulla parete del cassone, z = h/2 5,6
orizz. sulla parete del cassone, z = 3h/4 0.7
orizz. sul piano di fondazione 27,5
sollecitazioni dei pali:
Distribuzione trapezia, con valore massimo 174 kN/m2e valore minimo 171 kN/m2.
La sollecitazione verticale per palo risulta 250 kN. Reazioni orizzontali dei pali inclinati:
68 kN per l’ultima fila; 57 kN per la penultima fila; 35 kN per la fila interna.
Spinta complessiva orizzontale sopportata: • 2565 kN dai pali
Condizioni di massima piena, solo permanente Sollecitazioni risultanti:
Posizione σ [kN/m2]
vert. sul piano di fondaz. , filo esterno (verso fiume) 183.3 vert. sul piano di fondaz. , filo interno (verso riva) 199.6
orizz. sulla parete del cassone, z = 0 13.4
orizz. sulla parete del cassone. z = h/4 7.2
orizz. sulla parete del cassone, z = h/2 2.9
orizz. sulla parete del cassone, z = 3h/4 0.5
orizz. sul piano di fondazione 13.4
sollecitazioni dei pali:
Distribuzione trapezia, con valore massimo 123 kN/m2e valore minimo 122 kN/m2.
La sollecitazione verticale per palo risulta 230 kN. Reazioni orizzontali dei pali inclinati:
70 kN per l’ultima fila; 55 kN per la penultima fila; 30 kN per la fila interna.
Spinta complessiva orizzontale sopportata: • 2530 kN dai pali
• 16 kN/m2 dal terreno
Condizioni più gravose
La condizione di carico più gravosa per i pali di fondazione risulta essere quella in condizioni di minima magra sotto carichi permanente + accidentale massimo: sotto tali condizioni si ha una sollecitazione massima verticale di 280 kN per palo.
Calcolo della freccia massima
La determinazione della linea di influenza dello spostamento verticale del- la sezione in chiave equivale a calcolare la deformata dell’arco sottoposto a un carico verticale unitario in mezzeria. Tale carico determina rispettivamente una spinta orizzontale e una corrispondente reazione verticale pari a:
H = 12,5kN V = 5,0kN
dunque la retta d’azione della reazione vincolare, passante per la cerniera, forma un angolo con l’orizzontale la cui tangente è pari a V/H = 0,40. Una volta determinata la linea d’influenza cercata, si può calcolare la freccia massima determinata dal carico accidentale, che risulta:
• 1,00 cm dovuta a 3 colonne di autocarri;
• 0,17 cm dovuta alla folla compatta sui marciapiedi; • 0,35 cm dovuta a 2 rulli compressori affiancati in chiave;