arch. R. Smedile ing. E. Belfiore

(1)

(2)

(3)

SS 121 “Catanese” – Svincolo di Paternò

PROGETTO ESECUTIVO

Relazione geotecnica relativa al

“Tombino scatolare alla progressiva 0+230 della rampa A”

(4)

Relazione geotecnica sismica e di calcolo Pagina 2 / 26

Indice degli argomenti

1. Premessa ... 3

2. Indagini geotecniche ... 4

3. Caratterizzazione geotecnica del volume di terreno interessato dall’opera ... 5

4. Verifiche geotecniche della fondazione dell’opera ... 6

(5)

Relazione geotecnica sismica e di calcolo Pagina 3 / 26 Anas SpA Società con Socio Unico

Cap. Soc. € 2.269.892.000,00 – Iscr. R.E.A. 1024951 – P.IVA 02133681003 – C.F. 80208450587 Sede legale: Via Monzambano, 10 – 00185 Roma – Tel. 06 44461 - Fax 06 4456224

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1. Premessa

La presente relazione si riferisce al progetto dello scatolare in c.a. utile all’allargamento della rampa in uscita dalla SS121 verso la SP229, previsto nell’ambito del progetto esecutivo relativo ai lavori di sistemazione dello svincolo di Paternò (CT) situato sulla SS 121 “Catanese”; la presente è redatta dall’Ing.

Vittorio de Riso di Carpinone con sede in Napoli alla Via Caravaggio, 196.

(6)

2. Indagini geotecniche

La caratterizzazione geotecnica del volume di terreno interessato dalla realizzazione dell’opera è stata effettuata sulla scorta di una serie di indagini e di prove eseguite in sito, commissionate da ANAS s.p.a. e consistite in:

x Relazione geologica redatta dal geol. Giovanni di Maria in data 7.5.2018, a corredo del progetto definitivo delle presenti opere;

x Relazione sulle indagini geognostiche redatta dalla società SGM s.r.l. in data 29.7.2020;

x Test report redatto dalla società SOCOTEC relativo alla prova di rifrazione “down hole” intesa alla misura della velocità di propagazione delle onde “S” nel volume di sottosuolo corrispondente all’impronta in pianta della realizzanda estensione del tombino.

tutti documenti allegati alla presente relazione.

In sintesi, le prove effettuate sono state:

x n. 1 sondaggio a carotaggio continuo;

x n. 1 prova S.P.T. nel foro di carotaggio;

x n.1 prova di tipo “down hole”.

L’inquadramento geologico ha permesso di individuare il sottosuolo in questione come la successione di un primo strato di materiale di riporto antropico e di una serie di bancate plurime di origine lavica a carattere litoide con superficie degradata.

Il sondaggio a carotaggio continuo ha consentito di determinare la geometria della successione prima introdotta come segue, a partire dalla quota del piano campagna:

x circa 2 m di materiale di riporto antropico;

x almeno 13 m di lava litoide massiva intercalata da orizzonti di vulcanoclastite.

Le prove SPT sono andate a rifiuto già nel primo strato, a testimonianza della caratterizzazione litoide del sottosuolo in esame. Le correlazioni tra SPT e parametri geotecnici mostrano che l’angolo di attrito naturale del terreno è già pari a circa 37° a meno di due metri dall’estradosso della prova.

Apposite prove di compressione effettuate in corrispondenza delle pareti di giunto delle carote litoidi hanno permesso di appurare una resistenza a compressione minima di circa 35 MPA (350 kgf/cm²), che in alcuni casi può arrivare fino a 80 MPA (800 kgf/cm²). In altri termini, il banco litoide in questione ha proprietà meccaniche paragonabili a quelle di un calcestruzzo di buona (o buonissima) qualità.

La prova “down hole” ha permesso di misurare una velocità equivalente Vs,30 di propagazione delle onde di taglio pari a circa 560 m/s, che classifica il sottosuolo in esame nella categoria B.

(7)

3. Caratterizzazione geotecnica del volume di terreno interessato dall’opera

La caratterizzazione geotecnica del sottosuolo è di seguito descritta:

da quota 0,00 a quota -2,00 m: materiale di riporto antropico

peso dell'unità di volume: J = 19 kN/m

³

;

da quota -2,00 m: lava litoide massiva

peso dell'unità di volume: J = 19 kN/m

³

; resistenza a rottura: f

t

= 35 MPa.

Occorre tenere presente che il rinfianco del tombino sarà eseguito con materiale da rilevato di tipo A1, A2- 4, A2-5, A3. Si tratta di materiale di relativo pregio che dopo la posa viene appositamente compattato raggiungendo valori dell’angolo di attrito interno tipicamente compresi tra 36° e 38°. Poiché tali caratteristiche potranno essere definitivamente note solo dopo la realizzazione delle opere in questione, si adotta cautelativamente, nella progettazione, una stima molto prudente del valore in questione.

Pertanto, ad opere realizzate, a partire dalla quota della pavimentazione stradale, la conformazione stratigrafica sarà:

da quota 0,00 a quota -8,00 m: materiale da rilevato stradale

peso dell'unità di volume: J = 18 kN/m

³

; angolo di attrito interno: I = 30°;

da quota -8,00 m: lava litoide massiva

peso dell'unità di volume: J = 19 kN/m

³

;

resistenza a rottura: f

t

= 35 MPa.

(8)

4. Verifiche geotecniche della fondazione dell’opera

Come mostrato nei grafici di progetto, per il il tombino in oggetto è prevista una soletta piena inferiore in c.a. di spessore pari a 50 cm, che funge anche da struttura di fondazione dell’opera d’arte.

Come visto in precedenza, il tombino è fondato, mediante uno strato di materiale da rilevato e da uno di toutvenant calcareo, sul blocco di lava litoide massiva. Allo stato limite ultimo, le pressioni in fondazione sono pari a circa 0,154 MPa (1,54 kgf/cm²), come indicato nella “Relazione tecnica di calcolo” (punto 6.2) del presente progetto. Tale valore risulta di ordini di grandezza inferiore rispetto alle resistenze misurate in sito per il blocco di lava litoide massiva, pari come detto ad almeno 35 MPA.

Assume rilievo inoltre la seguente considerazione. All’attualità, la tensione litostatica in sito nella parte di rampa già realizzata è pari al peso del terreno soprastante la quota di fondazione: considerando un totale di 8m ed un peso dell’unità di volume pari a 18 kN/mc si ottiene una tensione verticale litostatica pari a:

8 x 18 = 144 kN/m² = 0,144 MPa = 1,44 kgf/cm².

Anche nelle ipotesi più sfavorevoli (SLU), quindi, le pressioni sul banco di lavo litoide attualmente presenti risultano sostanzialmente coincidenti con quelle che si verificheranno dopo l’esecuzione dell’opera.

Appare quindi evidente che la verifica geotecnica della fondazione del tombino è soddisfatta, nel caso in esame, a priori.

Napoli, Marzo 2021

(9)

SS 121 “Catanese” – Svincolo di Paternò

PROGETTO ESECUTIVO

Relazione sismica relativa al

“Tombino scatolare alla progressiva 0+230 della rampa A”

(10)

Indice degli argomenti

1. Premessa ... 9

2. Tempo di ritorno dell’azione sismica ... 10

3. Caratterizzazione stratigrafica e topografica ... 11

4. Accelerazione attesa nel tempo di ritorno considerato ... 12

(11)

1. Premessa

(12)

2. Tempo di ritorno dell’azione sismica

Per l’opera oggetto della presente relazione, i valori rappresentativi della vita utile e della classe d’uso sono stati assunti pari a:

vita nominale dell’opera V

N

= 50 anni classe d’uso IV - coefficiente d’uso C

U

= 2

periodo di riferimento V

R

= 100 anni.

Gli stati limite presi in considerazione nelle analisi sismiche sono:

stato limite ultimo (SLU) → stato limite di salvaguardia della vita (SLV) La probabilità di superamento dell’azione sismica nel periodo di riferimento è stata assunta pari a:

SLV: P

VR

= 10%

I corrispondenti tempi di ritorno sono pertanto uguali a:

SLV: T

R

= 949 anni

(13)

3. Caratterizzazione stratigrafica e topografica

La prova “down hole” eseguita in sito ha permesso di misurare una velocità equivalente Vs,30 di propagazione delle onde di taglio pari a circa 560 m/s.

Pertanto, il volume di terreno significativo ricade nella categoria di sottosuolo B (tab. 3.2.II e 3.2.III NTC 2008).

Dal momento che l’area che ospita l’erigenda struttura risulta pianeggiante o in parte acclive, ma

con modesta pendenza, la condizione topografica assunta è quella relativa alla categoria T1.

(14)

4. Accelerazione attesa nel tempo di ritorno considerato

Il punto medio dell’impronta in pianta dell’opera in oggetto ha coordinate geografiche:

latitudine 37°.5666 longitudine 14°.9173,

cui corrispondono i seguenti parametri di pericolosità sismica:

SLV: T

R

= 949 anni → a

g

= 0,240 g F

0

= 2,461 T

C

* = 0,433 Il coefficiente di amplificazione stratigrafica vale:

S

= 1,20.

Sulla base delle condizioni topografiche si assume un coefficiente S

T

= 1,00.

L’accelerazione di picco massima attesa al suolo è pertanto pari a:

SLV: a

g0

= S

S

× S

T

× a

g

= 1,20 × 1,0 × 0,240 g = 0,288 g I valori notevoli dei periodi spettrali sono .

SLV: T

B

= 0,188 s; T

C

= 0,563 s; T

D

= 2,560 s.

Napoli, Marzo 2021

(15)

(16)

SS 121 “Catanese” – Svincolo di Paternò

PROGETTO ESECUTIVO

Relazione tecnica di calcolo relativa al

“Tombino scatolare alla progressiva 0+230 della rampa A”

(17)

Indice degli argomenti

1. Premessa ... 16

2. Norme tecniche considerate nei calcoli strutturali ... 17

3. Descrizione degli interventi previsti ... 18

4. Caratteristiche meccaniche dei materiali utilizzati negli interventi ... 19

5. Azioni ... 20

6. Analisi e verifiche dello scatolare ... 21

(18)

1

^.

Premessa

(19)

2. Norme tecniche considerate nei calcoli strutturali

Le analisi strutturali sono state condotte secondo i metodi della Scienza e della Tecnica delle Costruzioni.

Sono state tenute in debito conto, osservandone le relative prescrizioni, le seguenti Leggi, norme e regolamenti:

x D.P.R. 380 del 6.6.2001 “Testo unico delle disposizioni legislative e regolamentari in materia edilizia”, che riordina tra l’altro la Legge 1086 del 5.11.1971 “Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica” e la Legge 64 del 2.2.1974 “Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche”;

x D.M. 14.01.2008 “Nuove norme tecniche per le costruzioni”;

- Circolare 2.2 2009, n. 617 “Istruzioni per l'applicazione delle «Nuove norme tecniche per le costruzioni» di cui al decreto ministeriale 14 gennaio 2008”

La progettazione strutturale è stata eseguita secondo il metodo dei coefficienti parziali (metodo semiprobabilistico agli stati limite).

(20)

3. Descrizione degli interventi previsti

Nell’ambito dei lavori di sistemazione dello svincolo di Paternò, è previsto l’allargamento ed il prolungamento della corsia di decelerazione in uscita per i mezzi provenienti da Catania. Tale adeguamento si realizza attraverso l’ampliamento dell’attuale rilevato stradale; in corrispondenza in del tombino presente al km 0+230 della rampa A, si rende necessario il prolungamento dello stesso al fine di continuare a garantire l’attuale collegamento al versante opposto del rilevato. Tale prolungamento viene realizzato attraverso la costruzione di un tombino scatolare in c.a., in prosecuzione di quello esistente e con la medesima sezione trasversale al fine di garantire le medesime prestazioni offerte da quello esistente.

Il prolungamento in progetto avrà una sezione interna netta di 2,60 m × 3,40 m, pari a quella esistente ed una lunghezza di 10,50 m; sarà costituito da una soletta piena in c.a. dello spessore di 40 cm, sorretta da pareti di spessore ancora pari a 40 cm e fondate su di una piastra di spessore pari a 50 cm; al fine di evitare cedimenti differenziali tra le opere, esistente e nuova, viene previsto il collegamento delle strutture mediante barre inghisate negli elementi esistenti. Come per l’attraversamento esistente, il rilevato al di sopra del nuovo tombino, presenterà un’altezza complessiva di circa 2,40 m, di cui 20 cm costituiti dalla nuova pavimentazione. All’imbocco, le pareti proseguiranno a formare due muri d’ala al fine di contenere la scarpata, mentre i muri andatori attualmente presenti verranno interrati all’interno dell’allargamento del rilevato.

(21)

4. Caratteristiche meccaniche dei materiali utilizzati negli interventi

Le proprietà meccaniche per i materiali prescritti per le opere strutturali sono:

- calcestruzzo per tutte le strutture x classe C 25/30

resistenza caratteristica cilindrica a compressione fck ≥ 25,0 MPa

stato limite ultimo

resistenza di calcolo a compressione fcd = 14,17 MPa stati limite di esercizio

resistenza media a trazione fctm = 2,56 MPa

tensione limite a compressione (comb. rara) Vc.lim = 15,00 MPa tensione limite a compressione (comb. q. perm) Vc.lim = 11,25 MPa - armature in barre di acciaio per tutte le strutture

x tipo B 450 C

tensione caratteristica di snervamento fyk ≥ 450 MPa resistenza caratteristica ftk ≥ 540 MPa rapporto caratteristico resistenza-snervamento 1,15 ≤ (ft / fy)k < 1,35 rapporto caratteristico di sovraresistenza (fy/450MPa)k ≤ 1,25 stato limite ultimo

resistenza di calcolo fyd = 391 MPa

stati limite di esercizio

tensione limite Vs = 360 MPa

(22)

5. Azioni

5.1 Carichi fissi unitari

Calcestruzzo ordinario armato 25,0 kN/m³

Terreno da rilevato stradale 18,0 kN/m³

Pavimentazione stradale bituminosa 20,0 kN/m³

5.2 Spinta del terreno

Per la determinazione della spinta laterale del terreno, data la simmetria della stessa rispetto all’asse longitudine del tombino, non potendosi concretizzare spostamenti orizzontali, si fa riferimento alla condizione a riposo, determinando il corrispondente coefficiente di spinta sulla base di un angolo di attrito interno del terreno di rinfianco assunto pari a 30°, valore tipico per i terreni da rilevato, cui corrisponde un coefficiente di spinta a riposo:

K0 = 1 – sen(30) = 0,5.

5.3 Carichi variabili da traffico

Ai fini della valutazione delle azioni variabili da traffico, si prendono in considerazione i carichi presenti nello schema di carico 1 previsto dalle norme tecniche per le azioni sui ponti stradali, costituiti da carichi concentrati su due assi tandem e da carichi uniformemente distribuiti. Nello specifico, si farà riferimento ai valori dettati per la corsia n. 1, che risultano essere quelli massimi, e per la quale gli assi tandem presentano un carico complessivo di 600 kN, mentre il carico uniformemente distribuito è pari a 9,0 kN/m².

Con riferimento ai carichi degli assi tandem, per la determinazione del carico effettivamente agente sulla struttura, le aree di impronta si considerano diffuse fino al piano medio della soletta. Le impronte di pneumatico, quadrate di lato 0,40 m, di ciascun asse tandem sono poste ad una distanza di 2,00 m in senso trasversale a quello di marcia, mentre i due assi sono posti a distanza di 1,20 m in direzione longitudinale al senso di marcia: ne risulta un’area racchiusa tra le quattro impronte avente lati pari a 2,40 m e 1,60 m. Assumendo una diffusione del carico secondo un angolo di 45° attraverso la pavimentazione, il terrapieno e metà soletta, per un’altezza complessiva di 2,60 m, ne risulta una superficie caricata pari a:

A = (2,40+2×2,60) × (1,60+2×2,60) = 7,60 × 6,80 = 51,68 m²

Al carico complessivo da 600 kN della corsia n. 1, corrisponde quindi un carico per unità di superficie pari a:

Q1k = 600 / 51,68 = 11,61 kN/m².

Il carico uniformemente distribuito (q1k) pari a 9,0 kN/m², si riporta invece integralmente fino alla linea media della soletta.

(23)

6. Analisi e verifiche dello scatolare

6.1 Analisi strutturale

Come descritto in precedenza, lo scatolare in esame è costituito da una soletta piena in c.a. dello spessore di 40 cm, sorretta da pareti di spessore ancora pari a 40 cm e fondate su di una piastra di spessore pari a 50 cm; l’opera viene a trovarsi ad una profondità di 2.40 m da piano stradale, all’interno del rilevato stradale completato da una pavimentazione costituita da diversi strati di conglomerato bituminoso per uno spessore complessivo di 20 cm.

Nelle successive analisi e verifiche, si farà riferimento ad una sezione trasversale dello scatolare di lunghezza unitaria. I carichi agenti su tale elemento sono quelli dovuti al peso proprio, a quello del rilevato soprastante, alla spinta laterale del terreno di rinfianco ed alle azioni variabili da traffico.

La schematizzazione dei carichi agenti sullo scatolare è quella mostrata nella figura seguente.

SS 121 “Catanese”– fig. 1

Schema dei carichi e geometria dello scatolare

In cui:

- q1: peso proprio soletta superiore + peso proprio pavimentazione + peso proprio rilevato +carichi variabili da traffico;

- q2: spinta orizzontale carichi variabili da traffico + spinta orizzontale da peso pavimentazione +aliquota costante spinta terreno;

(24)

Relazione geotecnica sismica e di calcolo Pagina 22 / 26 - q4: risposta del terreno di fondazione (q1 + peso proprio pareti ripartito su tutta la fondazione +

peso proprio soletta inferiore).

Con riferimento alla striscia unitaria, si sono assunti i seguenti valori nominali per i carichi permanenti e caratteristici per quelli variabili:

- peso proprio soletta superiore: aliquota g1 di q1 = 0,40 × 25 = 10,0 kN/m;

- peso proprio pareti: aliquota g1 di q4 = 0,40 × 3,80 × 25 = 38,0 kN;

- peso proprio soletta inferiore: aliquota g1 di q4 = 0,40 × 25 = 10,0 kN/m;

- peso proprio pavimentazione (sp. medio 20 cm): aliquota g2 di q1 = 0,20 × 20 = 4,0 kN/m;

- peso proprio rilevato (sp. medio 2,20 m): aliquota g2 di q1 = 2,20 × 18 = 39,6 kN/m;

- pressione del terreno da pavimentazione: aliquota g2 di q2 = 0,5 × 20 × 0,20 = 2,0 kN/m²;

- pressione del terreno in testa: aliquota g1 di q2 = 0,5 × 18 × (2,20+0,20) = 2,2 kN/m²;

- pressione del terreno al piede: aliquota g1 di q3 = 0,5 × 18 × 3,80 = 34,2 kN/m²;

- pressione del terreno da carichi variabili: aliquota Qk di q2 = 0,5 × 11,6 = 5,8 kN/m²; - pressione del terreno da carichi variabili: aliquota qk di q2 = 0,5 × 9 = 4,5 kN/m²; - carichi variabili tandem: aliquota Q1k di q1 = 11,6 kN/m;

- carichi variabili distribuiti: aliquota q1k di q1 = 9,0 kN/m;

La presenza di un asse di simmetria sia geometrico che dei carichi nonché l’equilibrio dei carichi in direzione verticale, consentono l’utilizzo di uno schema statico riferito ad una sola metà della struttura e schematizzato come riportato nella seguente figura.

SS 121 “Catanese”– fig. 2 Schema statico per il calcolo dello scatolare

Con i versi dei carichi e delle coppie rappresentati in figura e considerando positive le rotazioni antiorarie, si ottengono le seguenti equazioni di congruenza:

(25)

°°

¯

°°

®

u

u u

u

u u

u

u u

3 4 3 3 C 2

3 3 2

2 3 2 C 2 B

2 3 3 2

2 3 2 C 2 B 1 1 3 1 B

) EI ( 3

l q ) EI (

l M )

EI ( 360

h q 8 ) EI ( 24

h q ) EI ( 3

h M ) EI ( 6

h M

) EI ( 360

h q 7 ) EI ( 24

h q ) EI ( 6

h M ) EI ( 3

l q ) EI (

l M

Risolvendo il sistema si ottengono i valori delle incognite iperstatiche MB ed MC ed applicando il principio di sovrapposizione degli effetti ai semplici schemi isostatici, è possibile determinare il valore delle caratteristiche della sollecitazione in tutti i punti.

6.2 Verifiche allo SLU

Per le combinazioni di carico agli SLU sono state prese in considerazione le seguenti combinazioni fondamentali:

c.f.I 1,35 × g1 + 1,50 × g2 + 1,35 × (1,00×Q1k + 0,40×q1k) c.f.II 1,35 × g1 + 1,50 × g2 + 1,35 × (0,75×Q1k + 1,00×q1k) da cui si determinano i seguenti valori di progetto:

Combinazione Carico c.f. I c.f. II

q1 [kN/m] 99,4 102,8 q2 [kN/m] 42,4 44,1 q3 [kN/m] 46,8 46,8 q4 [kN/m] 151,0 154,3

Le verifiche strutturali di seguito riportate, sono riferite alle sezioni maggiormente significative di solette e pareti, si assumono quindi:

sez. A: mezzeria della soletta superiore;

sez. B1: estremità della soletta superiore;

sez. B2: estremità superiore della parete laterale;

sez. C2: estremità inferiore della parete laterale;

sez. C1: estremità della soletta inferiore;

sez. D: mezzeria della soletta inferiore;

Le caratteristiche resistenti di progetto sono state calcolate prendendo in considerazione un ricoprimento netto di calcestruzzo pari a 30 mm per le barre più esterne.

Con riferimento all’analisi descritta in precedenza, per la combinazione fondamentale I e per le sezioni prese in considerazione, risulta:

Sezione A B1 B2 C2 C1 D

NEd [kN/m] 99,1 99,1 149,2 187,7 154,3 154,3

VEd [kN/m] 0,0 149,2 99,1 154,3 226,4 0,0

MEd [kNm/m] 56,9 -55,0 -55,0 -103,3 103,3 -66,5

Armatura tesa 5Ø20/m 5Ø20/m 5Ø16/m 5Ø16/m 10Ø20/m 5Ø20/m

Armatura compressa 5Ø20/m 5Ø20/m 5Ø16/m 5Ø16/m 5Ø20/m 5Ø20/m

Prof. asse neutro [mm] 44 44 42 43 67 44

MRd(NEd)[kNm/m] 207,5 -207,5 -161,5 -167,7 525,4 -269,0

VRd(NEd)[kN/m] 167,2 167,2 165,4 170,6 235,9 187,2

(26)

Relazione geotecnica sismica e di calcolo Pagina 24 / 26 considerazione, risulta:

Sezione A B1 B2 C2 C1 D

NEd [kN/m] 102,4 102,4 154,2 192,7 157,5 157,5

VEd [kN/m] 0,0 154,2 102,4 157,5 231,5 0,0

MEd [kNm/m] 58,4 -57,3 -57,3 -105,5 105,5 -68,1

Armatura tesa 5Ø20/m 5Ø20/m 5Ø16/m 5Ø16/m 10Ø20/m 5Ø20/m

Armatura compressa 5Ø20/m 5Ø20/m 5Ø16/m 5Ø16/m 5Ø20/m 5Ø20/m

Prof. asse neutro [mm] 44 44 42 43 67 44

MRd(NEd)[kNm/m] 207,5 -207,5 -162,3 -168,5 525,4 -269,0

VRd(NEd)[kN/m] 167,2 167,2 166,1 171,3 235,9 187,2

Risultando sempre le caratteristiche resistenti superiori di quelle sollecitanti, le verifiche allo SLU sono tutte soddisfatte.

6.3 Verifiche agli SLE

Per le combinazioni di carico agli SLE sono state prese in considerazione le seguenti possibilità:

combinazioni caratteristiche: c.c.I g1 + g2 + 1,00×Q1k + 0,40×q1k

c.c.II g1 + g2 + 0,75×Q1k + 1,00×q1k

combinazioni frequenti: c.c.I g1 + g2 + 0,75×Q1k + 0,00×q1k

c.c.II g1 + g2 + 0,00×Q1k + 0,40×q1k

combinazioni q. permanenti: g1 + g2 + 0,00×Q1k + 0,00×q1k

da cui si determinano i seguenti valori dei carichi agenti sullo scatolare:

Combinazione caratteristica frequente q. perm.

Carico c.c. I c.c. II c.c. I c.c. II - q1 [kN/m] 68,8 71,3 62,3 57,2 53,6 q2 [kN/m] 31,2 32,5 28,0 25,4 23,6 q3 [kN/m] 34,7 34,7 34,7 34,7 34,7 q4 [kN/m] 107,0 109,5 100,5 95,4 91,8 6.3.1 Verifiche allo stato limite delle tensioni di esercizio (SLTE)

Per le verifiche delle tensioni in condizioni di esrcizio, si prendono in considerazione le combinazioni caratteristica e quasi permanente, controllando che risultino rispettati i seguenti valori limite di compressione nel calcestruzzo e di trazione nelle barre in acciaio:

V

c < 0,60 fck = 15,00 MPa - per le combinazioni caratteristiche;

Vc < 0,45 fck = 11,25 MPa - per le combinazioni quasi permanenti;

Vs < 0,80 fyk = 360,0 MPa - per le combinazioni caratteristiche e quasi permanenti;

Ancora con riferimento alla striscia di lunghezza unitaria, nelle tabelle seguenti si riassumono i risultati delle verifiche per ciascuna combinazione e sezione significativa considerata:

(27)

Verifiche SLTE per le combinazioni caratteristiche

Sezione cond. di carico Ned [kN/m] Med [kNm/m] Asse neutro [mm] Vc [MPa] Vs [MPa]

A c.c. I 72,8 38,6 127,3 1,98 54,3

c.c. II 75,2 39,7 127,5 2,04 55,7

B1 c.c. I 72,8 -38,8 127,2 1,99 54,6

c.c. II 75,2 -40,5 126,8 2,08 57,3

B2 c.c. I 103,2 -38,8 123,6 2,39 69,3

c.c. II 107,0 -40,5 123,2 2,50 72,6

C2 c.c. I 141,7 -75,5 110,0 4,67 160,3

c.c. II 145,5 -77,1 110,2 4,77 163,4

C1 c.c. I 114,1 75,5 196,1 2,14 43,1

c.c. II 116,5 77,1 196,1 2,18 44,0

D c.c. I 114,1 -44,9 181,3 1,57 36,2

c.c. II 116,5 -46,0 181,0 1,61 37,1

Verifiche SLTE per la combinazione quasi permanente

Sezione NEd [kN/m] MEd [kNm/m] Asse neutro [mm] Vc [MPa] Vs [MPa]

A 58,0 31,9 126,1 1,63 45,4

B1 58,0 -28,4 130,1 1,46 38,7

B2 80,4 -28,4 126,8 1,75 48,7

C2 118,9 -65,7 109,0 4,06 141,5

C1 99,6 65,7 196,3 1,86 37,5

D 99,6 -37,6 184,9 1,31 29,3

Risultando in tutti casi le tensioni in esercizio inferiori ai limiti di normativa, le verifiche allo SLTE sono tutte soddisfatte.

6.3.2 Verifiche allo stato limite di apertura delle fessure (SLAF) Gli elementi del tombino ricado nelle classi di esposizione

XC2 per la parte esterna;

XC3 per la parte interna;

cui corrispondono, in ogni caso, condizioni ambientali ordinarie. I limiti di apertura delle fessure per le combinazioni di carico allo SLE, sono pertanto:

comb. frequenti: w3 =0,4 mm;

comb. q. permanenti: w2 =0,3 mm.

Nella valutazione dell’ampiezza delle fessure sono stati assunti i seguenti coefficienti:

kt = 0,6 per le combinazioni frequenti e 0,4 per le combinazioni quasi permanenti k1 = 0,8 per barre ad aderenza migliorata;

k2 = 0,5 per il caso di flessione;

k3 = 3,4;

k4 = 0,425.

Ancora con riferimento alla striscia di lunghezza unitaria, nelle tabelle seguenti si riassumono i risultati delle verifiche per ciascuna combinazione e sezione significativa considerata:

(28)

Relazione geotecnica sismica e di calcolo Pagina 26 / 26 Sezione cond. di carico Med [kNm/m] Ned [kN/m] Vs [MPa] Hsm [‰] 's,max [mm] wm [mm] wd [mm]

A c.c. I 35,7 66,5 50,4 0,14 299 0,04 0,07

c.c. II 33,5 61,5 47,6 0,14 299 0,04 0,07

B1 c.c. I -34,4 66,5 47,9 0,14 298 0,04 0,07

c.c. II -30,9 61,5 42,5 0,12 298 0,04 0,06

B2 c.c. I -34,4 93,5 60,6 0,17 301 0,05 0,09

c.c. II -30,9 85,8 53,7 0,15 301 0,05 0,07

C2 c.c. I -71,3 132,0 152,2 0,43 312 0,14 0,23

c.c. II -68,0 124,3 145,9 0,42 312 0,13 0,22

C1 c.c. I 71,3 107,9 40,7 0,12 176 0,02 0,03

c.c. II 68,0 103,0 38,8 0,11 176 0,02 0,03

D c.c. I -41,7 107,9 33,1 0,09 259 0,02 0,04

c.c. II -39,3 103,0 30,9 0,09 259 0,02 0,04

Verifiche SLAF per la combinazione quasi permanente

Sezione Med [kNm/m] Ned [kN/m] Vs [MPa] Hsm [‰] 's,max [mm] wm [mm] wd [mm]

A 31,9 58,0 45,4 0,13 299 0,04 0,07

B1 -28,4 58,0 38,7 0,11 298 0,03 0,06

B2 -28,4 80,4 48,7 0,14 301 0,04 0,07

C2 -65,7 118,9 141,5 0,40 312 0,13 0,21

C1 65,7 99,6 37,5 0,11 176 0,02 0,03

D -37,6 99,6 29,3 0,08 259 0,02 0,04

Risultando in tutti casi l’ampiezza delle fessure inferiori ai limiti di normativa, le verifiche allo SLAF sono tutte soddisfatte.

Napoli, Marzo 2021