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Documento PDF - Università degli Studi di Padova
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1. Sezione trasversale dell impalcato Ponte sul Meolo versione con travi PREM misure espresse in cm 152 6 2 Normative di riferimento Durabilit 1 UNI EN 206 1 2006 Calcestruzzo Parte 1 Specificazione prestazione produzione e conformit 2 UNI 11104 Analisi dei carichi 1 Decreto Ministeriale 14 Gennaio 2008 Nuove Norme Tecniche per le costruzioni 2 Circolare n 617 02 02 2009 Istruzioni per l applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le costruzioni di cui al D M 14 01 2008 3 UNI EN1991 1 1 Progettazione delle strutture in calcestruzzo regole generali e regole per gli edifici 4 UNI EN1991 2 Azioni sulle strutture Carichi da traffico sui ponti 5 UNI EN1991 1 4 Azioni sulle strutture Azioni in generale Azioni del vento 6 UNI EN1991 1 5 Azioni sulle strutture Azioni in generale Azioni termiche 6 3 Caratteristiche dei materiali Calcestruzzo per impalcato e travi PREM Denominazione C32 40 Resistenza a compressione cubica caratteristica Rek 40 00 MPa Resistenza a compressione cilindrica 0 83 Rx fx 33 20 MPa Resistenza a trazione media fem
2. Configurazione di carico M1 massime sollecitazioni flessionali e di taglio sugli elementi longitudinali I carichi distribuiti vengono introdotti nel modello come carichi uniformemente distribuiti sugli elementi beam rappresentanti la soletta superiore i carichi mobili invece come carichi concentrati nodali sempre sulla soletta 177 Azione longitudinale di frenamento o di accelerazione q3 NTC 08 85 1 3 5 La forza di frenamento o di accelerazione q3 funzione del carico verticale totale agente sulla corsia convenzionale n 1 ed uguale per i ponti di 1 categoria a 180 kN lt q3 0 6 2 Qx 0 109x W1 L lt 900 kN Azione longitudinale da frenamento Assumo q kN m 14 7 Tale azione viene immessa come carico uniforme di linea in corrispondenza della trave sottostante la corsia convenzionale num 1 Azione centrifuga Qa NTC 08 85 1 3 8 Poich l asse del ponte non curvo l azione centrifuga non viene considerate nelle combinazioni di carico Azioni di Neve Vento q5 Per le azioni da neve e vento vale quanto specificato al Cap 3 Il carico neve si considera non concomitante con i carichi da traffico salvo che per ponti coperti L azione del vento pu essere convenzionalmente assimilata ad un carico orizzontale statico diretto ortogonalmente all asse del ponte e o diretto nelle direzioni pi sfavorevoli per alcuni dei suoi ele
3. n ANNIA Ri Ult MM ii LITTA LOTTA H W TI Renn tiini nalii ii GTT e ANNAR W ma i T u u KANN TT E Ei araa ERE a aE LUNI M MAE A AA Nnna Aas iii Hy tom UN re TTT Mined ID Kith LUMIA LITTA Lore tn TR po TO n IE Tm I I HM I PIRTTATT I ION niii pm MELELE NAN n AT I eanta ARHAN i IR A Il Il litiji iiij Lil IN AND HAN MNAE NANa RI Iii il LTT il AIM ini EREET iii Lt I bg IT A io LARE e nea s COMI ALIDA 136 2452x 10 Diagramma di inviluppo dei momenti flettenti 206 MIN MAX 785 5133x10 SF2 N 547 0025x10 m 2366 m 51 204 3111x10 ui Ita Uli M II laala ove fre AO ocra iboa igin pais UA ADT m Mina RBB LIETI sli Li 1g LIT IT UT a ATTS i cut CORTEO ili Ti i sii UTAN Mlh Udi T LTT AUNAN INI Un a y mr Edi 257 OE un k 7 t 5 I Mitici g ni ito PER S aa d TITTI i s Mi x UU ti Nt ini g MET MAN TIN LTT tiir irj fe Ema ANAN AP raras TN LUI fi iana ic Wa Mln EEE III Nidi iti l Itirg AI LAATIA n i T ra CARI ri NI ini Atini iita tt TE H na tuti si aN PURI n i MNHA 547 0025x10 Diagramma di inviluppo delle azioni taglianti 6 6 7 Inviluppo combinazioni SLU_sismiche La combinazione sismica risulta essere particolarmente importante in relazione al dimensionamento dell incastro da realizzare tra spalla e travi PREM MIN MAX 1 0454 x 10 BM2 N mm 4 4025 x 10 1 Bm 21 Bm 141 IU DL TV Oa ni i Il Il Ik n tt Ri ii THE
4. Sollecitazioni sulle aste della reticolare che controventa le aste di parete Le aste pi sollecitate saranno quelle in prossimit degli estremi della struttura dove l azione tagliante della trave produce carichi di instabilizzazione ancora rilevanti e la sollecitazione assiale dovuta ai carichi gravitazionali inizia a crescere 227 Poich sulle aste sar presente contemporaneamente sia una sollecitazione flessionale che assiale si dovr effettuare una verifica ad instabilit per presso flessione Il valore del momento equivalente viene calcolato in funzione dell andamento del momento flettente sui correnti In relazione alle condizioni di carico e vincolo degli elementi orizzontali il momento varier linearmente andando ad annullarsi in corrispondenza delle aste tese Si calcola Mea ca 1 3 Mmed 1 3 0 5M max La verifica condotta su queste ipotesi porta a sollecitazioni pi gravose infatti necessario passare a barre di diametro p16mm Verifica instabilit controvento asta di parete_ Verifica instabilit controvento asta di parete _ max sollecitazioni car inst car gravitazionali max sollecitazioni car inst car gravitazionali 2 Controvento i Controvento ed n Nea N Meg Nmm 94900 Meg x NMM Magy Nmm 0 Megy NMM N crit Eulero N 28373 58 N erit Eulero N lo Mm 6 9 4 Effetto delle eccentricit nodali Fino ad ora si fatto riferimento ad una struttura reticol
5. ___ a e de ji DE I rs ji t f I 3 ji g y rrain A Rit IT I o1SSESo UBI N men IDATA NON Snasr Sirurtursi Nonie NOn iasan J UNT N men LOATA NOn linearstructurai Nonknear NOn linear 0 32 HO Plane 5 badia ks PIATTI MO Plan Stress T Et E PTT UE DEUE 35407 292 78 0375 0 000 97 594 195 187 292701 390 975 ibading _ m 4 Fi Parnaly oper EK unicadirg g x Fuly open n badro si Fu open s unigadna 54 Closer L No crack vat 21 0103601001 y Y DR nie enat PEI aReErE E x x some jdnina 30 i TZICNITI VARI n m m dl UNIT N mm IURET N men Lo IDATA NON linesreSiruttursi Nonitesn NOn iNest 37 REINFI Ou CS Element Locat DA uctural Nonknaari NOn Ingar 0 37 0 Piane Stre Crack Statzs Output CE Non applicable Tensioni sugli elementi Reinforcement immagine a sx e Crack status del calcestruzzo immagine a dx Step di carico num 23 spost 1 15 carico 944kN PI Mina 399 375 tig 0000 195 187 Da 3 Pa N 1 4 ES 5 35 gt 1 LUNITI N mm 3 UNITI N mm DATA NOn lineariStryucturai Noninesr NOn linearno 46 Output CS Element Local C3ys T OSTA NOn inaarstuctura Noninesr MOn inead 4g s Semer Local ramar open Tensioni lungo la direzione princ di compressione immagine a sx e deformazioni lungo la direzione princ di trazione imagine dx
6. lt Paraly open 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 loading E S a e Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed C No crack yet PEPR P p PPFP p p 4 UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 35 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 137 Step17 Spost 2 99mm F 339kN Resistenza ultima a taglio 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 lt ___ _ _ __ ANV VVAA DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 425 REINFORCEMENT BAR HIGH St Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 yy _ _ _ r_i __ j UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 425 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 ___6 _e_______ UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 425 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 ____ _ _ PPRRRAPPARPRRR fee FERPPRAPPPREPPP UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 425 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable
7. Sono stati posti 8 pali sotto ogni spalla in acciaio con sezione a croce ruotati di 45 rispetto all asse del ponte muri d ala e la parte inferiore dei muri posteriori sono stati gettati in opera Le travi in acciaio sono state posizionate sui muri posteriori su appoggi in acciaio A favore di sicurezza le travi sono state dimensionate in semplice appoggio trascurando il confinamenti del terreno di riempimento 42 La cassaforma dei muri d ala stata rimossa dando ai pali una rotazione opposta a quella dovuta ai carichi dovuti al traffico veicolare in altre parole i pali sono stati pre caricati La parte superiore dei muri posteriori stata gettata insieme alla soletta del ponte Un altro studio interessante Nilsson e Tor n 2001 citati in P tursson e Collin 2006 stato condotto al fine di confrontare i costi relativi a cinque tipologie di fondazioni diverse per quattro ponti reali svedesi Le tipologie di fondazione prese in considerazione sono A Fondazioni sopra il livello dell acqua B Fondazioni sotto il livello dell acqua calcestruzzo gettato in acqua C Fila singola di pali con strato di calcestruzzo non armato atto a confinare l acqua D Fondazioni elevate E Spalle integrali quattro ponti sono stati progettati in calcestruzzo con luci di 15 9 21 4 18 1 e 16 0 m con una larghezza di 7 m per i primi tre ponti e 9 m per l ultimo L analisi comparativa ha evidenziato un evid
8. UNIT N mi DATA NOn inaw JUNIT N men DATA MON angsriStrucgurse Nontetse NON anesrc0 78 HO Plane Stress Crack Status Output C u Harmer Loca Syurturali Morfinnar NOn iin RENFORCEMENT BAR HGH Bue Output C Non applicable Tensioni sugli elementi Reinforcement immagine a sx e Crack status del calcestruzzo immagine a dx 120 5 7 3 Modellazione Trave TRR PONTE Nell ambito sempre dello studio del comportamento a taglio delle travi reticolari miste sono stati realizzati inoltre dei modelli numerici rappresentanti le travi Ponte TRR PONTE di Reato Strutture Tali elementi strutturali saranno prossimamente testati sperimentalmente presso il Laboratorio di Materiali da Costruzione dell Universit di Padova test sperimentali verranno condotti su travi reticolari miste in Fase2 ossia con getto di completamento consolidato L obiettivo di tali prove sperimentali finalizzato proprio alla comprensione dell effettivo meccanismo resistente a taglio delle travi reticolari miste In particolare si vuole studiare quali meccanismi resistenti a taglio secondari del calcestruzzo effetto arco tirante corrente compresso spinotto ecc siano presenti e computabili nella resistenza a taglio complessiva della trave q L Schema prova di carico trave TRR PONTE Geometrie delle travi La geometria delle travi da testare sperimentalmente stata studiata in funzione delle geometrie de
9. Vista assonometrica della trave in Fase 1 Petrovich 2008 300 tondo 12 Fe519 400505 A Febta tondo 18 Fe510 A f A RA O S G 002 data i 42 tando IZ Festa ARIKI 7A tento Fe510 F514 Sezione della trave presa in esame in Fase 2 Petrovich 2008 81 5 4 1 Determinazione attraverso modello numerico dei singoli contributi La valutazione dei contributi resistenti al taglio delle aste di parete Vuiag e degli angolari Vang stata effettuata per via numerica considerando la trave in Fase1 e valutando la resistenza totale della reticolare Il contributo delle aste di parete note le tensioni agenti si pu facilmente calcolare con Vaiag Os Aa np Sena Dove g la tensione agente nella singola asta Ag l area della sezione trasversale dell asta n il numero di braccia delle aste diagonali ed infine sen l angolo di inclinazione delle aste di parete Il contributo relativo agli angolari viene quindi determinato per differenza fra il taglio totale e quello assorbito dalle aste di parete Lo studio effettuato ha evidenziato che indipendentemente dal livello di carico il taglio viene assorbito quasi per intero dai diagonali 80 90 La determinazione del contributo del calcestruzzo viene quindi determinato per sottrazione dal modello numerico che considera la trave in Fase2 5 4 2 Modello analitico n 1 Traliccio isostatico non interamente metallico Il primo modello
10. olii iii Hii i i min I AA RIEMPIMENTO CON MALTA AD ALTA RESISTENZA TIPO EMACO TUBO CORRUGATO ANNEGATO NEL GETTO DI I FASE DELLA SPALLA Sezione longitudinaledella trave PREM e della spalla 4 232 4 540 Schematizzazione armature di ripresa 254 gr h __bkk _ _ Te_ FTE __ q_m6 _ _6 4 ul le INTI YPT T CHH E IE ic aa iu sg dg li i mi E 1T _rrr T _ P7 _ n E eme ie e 6 R1a 0____ 6 __ __ M 2 ___ _ mm___mm a rr65 amp ce e LITI e _ 1 1 tHnh Y IS _ _ _ n Sezione BB immagine a sinistra e Sezione CC immagine a destra 255 256 7 Conclusioni e commenti Dall analisi appena svolta si pu vedere come l iniziale ampio sovradimensionamento della struttura reticolare sia giustificato relativamente alle verifiche di instabilit globale di Fase1 e delle verifiche resistenziali in Fase2 soprattutto La verifica ad instabilit globale semplificata reperita dalla letteratura e modificata in base alle geometrie in esame appare cautelativa e rappresentativa rispetto al caso studiato Nella prospettiva futura di affrontare casi studio con ponti di luce maggiore andrebbe verificato se tale form
11. 3934 L 150 c 500x70x10 500x70x10 Geometrie prove a taglio per le travi a puntoni verticali Minelli e Riva 2009 TRAVE N 201 ANIME 2428 50 TRAVE N 202 ANIME 2922 50 ORRENTI SUPERIORI TRAVE N 203 ANIME 2 14 50 P 5 354 L 150 cm KSA SPEZZONI SALDATI PIATTO 500x12 __ __ 3434 L 150 c 500x70x10 500x70x10 Geometrie prove a taglio per le travi a puntoni obliqui Minelli e Riva 2009 Data la configurazione di carico di trave su due appoggi con carico centrale in campata si ha la compresenza di taglio e momento massimo Tale prova di carico genera quindi uno stato fessurativo misto presentando sia fessure verticali fessure da flessione che inclinate tra i 30 e 60 fessure da taglio Tutte le travi mostrano una rottura fragile per cedimento del calcestruzzo sotto l impronta di carico I Trave 101 110000 125000 25000 1 14 Puntone verticale Trave 102 73000 104000 25000 416 1 82 Trave 103 42000 90000 20000 45 a4 Trave 201 51877 105000 20000 Puntoni inclinati Trave 202 38733 95000 25000 Trave 203 26050 90000 10000 9 3480 Tabella riassuntiva dei valori di resistenza delle travi a taglio Minelli e Riva 2009 88 Trave 101 rottura a 1250kN per crushing del calcestruzzo Minelli e Riva 2009 I risultati hanno evidenziato che le travi con puntoni verticali sono pi performanti rispetto a quelle con puntoni orizzontali Il rapporto tra carico di rottura e di prima fessurazio
12. rm N erit Eulero IN 15336 Narra KN 226 Tale modellazione appare molto semplificata e trascura la zona le zone di testata in cui presente la croce di S Andrea controventante le ultime aste compresse Si quindi realizzata una modellazione agli elementi finiti che tenga conto effettivamente della geometria del traliccio orizzontale controventante le aste di parete I nodi vincolati in DX e DY rappresentano le intersezioni con le aste di parete tese mentre i carichi di instabilizzazione vengono posti in corrispondenza delle aste di parete compresse Il verso delle forze viene immesso con direzione alternata in modo da seguire la deformata del controvento ed aumentare le sollecitazioni L intensit delle forze viene sempre presa pari ad 1 100 della sollecitazione assiale dell asta da stabilizzare NESS SS SSA SASA ASS RA ASA RS SASA AAA AR ARSA SA RSS ASIA F d xX Modello numerico assunto per la determinazione delle sollecitazioni sul traliccio orizzontale che controventa le aste di parete Poich le saldature non realizzeranno incastri perfetti tra i profili tondi in senso orizzontale e verticale gli elementi verticali blu che trasmettono le sollecitazioni instabilizzanti vengono modellati come truss mentre gli elementi orizzontali rossi che fungono da stabilizzatori come elementi beam Non vi sar quindi passaggio di momento tra elementi orizzontali e verticali del sistema controventante
13. 232 6 10 2 Saldature Le applicazioni esistenti mostrano saldature a cordone d angolo con sezioni di gola molto importanti La guida Tecnico Operativa prodotta da Assoprem auspica una resistenza della saldatura non inferiore a quella del singolo elemento convergente nel nodo Appare per difficile la realizzazione di un tale particolare costruttivo in relazione alle dimensioni delle sollecitazioni e delle geometrie delle aste previste Facendo riferimento al dimensionamento proposto nella guida Tecnico Operativa si considera di progettare quindi delle saldature a cordone d angolo con spessori pari a met larghezza del profilo d anima come proposto nel seguente disegno 20 p a 14 14 20 Sezione longitudinale e trasversale delle saldature Tale spessore assunto come limite massimo dipende sempre dal comportamento a taglio della trave previsto Poich tutto il taglio viene affidato al traliccio metallico isostatico le saldature saranno chiaramente proporzionali alle sollecitazioni agenti Ipotizzando inoltre che le aste di parete fungano da connettori per la soletta vi sar un ulteriore contributo sollecitante Una formulazione meno cautelativa rispetto alle prescrizioni normative attuali consentirebbero quindi il progetto di saldature meno importanti Il dimensionamento e verifica del collegamento avvenuto considerando la sezione di gola ribaltata nel piano del foglio Si avranno quindi una Tparalleta ed Una Tperpendic
14. CSP PREFABBRICATI 208 Una delle prime difficolt nel predimensionamento delle travi PREM in oggetto stata la determinazione dell altezza della trave Per ottenere soluzioni concorrenziali all utilizzo di travi in acciaio classiche o travi in c a p occorre considerare rapporti h L di circa 1 20 Tali rapporti diventano per difficilmente gestibili dal punto di vista delle successive verifiche ad instabilit globale in Fase2 e resistenziali in Fase2 della trave Da questa considerazione ne consegue l adozione di rapporti h L maggiori di 1 20 Sulla base delle realizzazioni presenti in letteratura ed in rete infrastrutture viarie e ferroviarie realizzate con travi REP prodotte da aziende come Tecnostrutture CSP o MetalRI si ipotizza una sezione formata con profili quadri e saldature a completa penetrazione o a cordone d angolo direttamente attraverso i profili della reticolare Si ipotizza un altezza della trave finita di 150 cm tale altezza comprende anche lo spessore della soletta 25 cm Sottraendo i copriferri 7 5 cm ed uno spessore dei profili longitudinali quadrati l 50mm si ottiene un braccio interno delle forze pari a 130 cm per il predimensionamento dei correnti longitudinali La reticolare di acciaio presenta corrente inferiore e superiore simmetrici formati da 6 profili quadri di lato 50mm Per le aste di parete si suppone invece di adottare 4 profili quadri 40x40mm Risulta necessaria l introduzione di una
15. Coefficiente di forza per i ponti Cyg Legenda 1 Tipo di ponte 2 Travi reticolari separatamente aj Fase di cosinizione parapetti aperti aperti pi dl 50 b Con parapelti o bamar antirumore o lrallico 1234567 a BIH 12 Na Fal Coeffiecienti di forza in direzione z metodo generale in funzione della geometrie del ponte EC1 1 4 8 3 1 CARIGO MENTO ee a e TT ratio e e rr A r RATOA AA RAAI Poonnatoool Tinuro mLa AA A ATTON PIDI DD h PARTA MAI ZA I H HH PU HUH HHA AHHH HH HHH H S PH HH H ia e i rizl3 ziza ziza ilzila I I H H H H H H H H H H H H i H H H H H i i i i i i i i i i i H H H H i H H H H I I H i H i H H H i H H H H H H i H i H H H H H H H H i H H i i H i i H i H i H H H i I I I H H H i H H H H H H H i i H H H H H H H i i i H i i i i i i i i i i i i i i i i Schematizzazione carico da vento sull impalcato 182 Nel caso in esame la sagoma dei carichi transitanti investita dal vento inferiore alla barriera antirumore 3m lt 5m Il valore di dio per l impalcato pi sfavorevole risulta pari a 6 77 m trave PREM 1 50m 0 22 soletta e pavimentazione 5 05 barriera integrata fonoassorbente integrata con barriera di sicurezza La larghezza del singolo impalcato invece 20 80m quindi b d 3 07 Si assume quindi C o 1 5 La pressione del vento risulta quindi essere p 0 391 x 1 87 x 1 5 1 1
16. DI PE Integral _ Pel Winewall Abutment Flexible Piling Sezione trasversale semplificata di un ponte integrale Greimann et al 1987 I vantaggi immediati di questa soluzione sono il miglioramento della risposta strutturale in quanto si aumenta l iperstaticit della struttura con un conseguente miglior sfruttamento dei materiali oltre che l abbattimento dei costi di manutenzione e di investimento iniziale Bisogna per tener conto dei cinematismi connessi a questo modello strutturale Diventa di primaria importanza la valutazione delle tensioni e deformazioni prodotte dalla sovrastruttura sulle strutture in elevazione e fondazionali La giustificazione di una progettazione pi complessa e delicata deriva dalla progressiva maggior consapevolezza che i danni prodotti dal considerare campate di media lunghezza in semplici appoggio e quindi giunti e dispositivi di appoggio sono maggiori dei benefici del poter trascurare quegli stati tensionali definiti come secondari cedimenti ritiro deformazioni termiche Burke Jr 2009 Tale tipologia di ponte stata studiata in relazione ad un prodotto prefabbricato completamente italiano la trave prefabbricata reticolare mista PREM Tale elemento consentirebbe un effettiva trasmissione delle sollecitazioni flettenti tra l impalcato e le sottostrutture Le opere infrastrutturali realizzate con questa tecnologia non sono ancora molte in relazione a numerosi aspetti tecnolog
17. Grande importanza viene data all interazione terreno struttura non solo nell ottica della spinta del terreno a seguito delle deformazioni termiche della sovrastruttura ma anche per le condizioni di vincolo alla struttura che durante le fasi costruttive possono cambiare 38 Fondamentale il terreno nella risposta sismica della struttura la quale in teoria dovrebbe rimanere in campo elastico poich la domanda di spostamento viene negata dal terreno posteriore alle spalle Rimangono per alcuni dubbi circa fenomeni di martellamento tra le due superfici Gli angoli del telaio sono usualmente realizzati in calcestruzzo armato conferendo al nodo un alta capacit di scorrimento e rotazione Grande attenzione va prestata alla progettazione delle riprese di getto Queste zone infatti devono esaudire sia la funzione meccanica di permettere il passaggio dell azione flettente ma anche la durabilit del particolare e la sua cantierizzazione socket joint overlap joint irame corner reinforcement 0 j bl 3 ul de de i T d j gt j Pid A 7 5 j Ps A A ho o 5 P EN TA PA r Z e A ee Pa VU A P la A s pre stressing tendons ra o na ci Ba large surface area displacement of the design for a pre formwork uphill side connection stressed concrete ipint frame Esempi di riprese di getto Braun et al 2005 Chiaramente in zone sismiche sono da prediligere sovrastrutture leggere prefe
18. Mirre Wi a 000 9 195 187 x 3 POD 37 599 195 187 32 781 330 37 f dding i 1 a 3_ _ _ _ a e Paitiaty open roading Fuy loading 3 Fuit open j wrioading c oser Tii L Mo crack yel TS 39 20 5 IES 658 400 i LE 4 Y 19 La 20 IP USE nas A x iga 02 E x m g Live Cava Liy O r aia x x UNITE N mm ba TONTA NOn lincalfSturtura Moninnar NOn insan 45 REF EMENT BAR HIGH Sw Dutipet CE Element Loca Uni DATA NO lieamistructurit Nonditisar On linear 46 HO Ffane Stress Crack Status Output CEys Mori applicable Tensioni sugli elementi Reinforcement immagine a sx e Crack status del calcestruzzo immagine a dx Step di carico num 39 spost 1 95 carico 654kN P2 Nin rei 2 5000700 n Doo 17 504 155 187 0 000 97 594 195 187 9 n LUNT N men IDATA NOn linear Structural Noninear NOn linoar 0 7 pia 2x 3 ci MORA AT AREN ur UNITI N mm DATA NOn imsaniSpuetiral Naniinean NOn Insar0 76 HO Flane Stress TEI Outga CSys Element Locat CSS HO Piano EPPA Output CS CSys s EL PHY Oper 0 000 1 Gs 195107 292 701 350 975 0 000 97 594 95 19 292 78 390 875 l adrg n _ ______E S S Partial opar e unioadiega mege E Fuly open spale Inadrg 571672 Fuly open unicadig RITTER SR aF ca Closed 56203 FTA COLI 7 aji E C No crack vet aia iliii
19. pe z BERR Bebe i UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Nonlin 0 35 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output Sys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement PPPPPL_ eTI ZIP NNA pal ON Foko Eses P2 Nimm 2 gas 1 91655e 000 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 EE 1 19691e 000 Io 1 _____ _ __ e 14 77070e 001 D Sg 624086 001 F 1 68215e 000 7a 2 40189e 000 ELA 3 12163 000 E S 84136e 000 PEA 4 561 10e 000 23 5 28084e 000 q5 8 00058e 000 4 6 72032e 000 7 44006e 000 T3 815980e 000 a 8 87954e 000 9 59928e 000 1 03190e 001 1 10388e 001 1 17585e 001 1 24752e 001 1 31980e 001 1 39177e 001 1 46375e 001 1 53572e 001 1 60769e 001 1 67967e 001 1 75164e 001 1 82361e 001 1 89559e 001 1 96756e 001 2 03954e 001 306 2 11151e 001 Zap 2 183482 001 306 2 25546e 001 03 2 32743e4001 3 ki 3 PPP ia kokokokokakokokakn haka colto BRERESER ka betete p 2 39941e op 2 47 1306 s 2 54335e 001 2 61533e 001 qe UNIT N mm DATA Non lintStructural Nonlinear Non lin 0 35 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 2 7 fa di 7 6 5 4 3 3 di Z 2 2 Di Li Li L 1 Q Q Q Q O O O O O O O O Q Q O Q TE1 None z 1 46794e 002 0 000 284 940 369 881 994 921 11
20. Crack Status allo stadio considerato 138 Sxx Nimm 2 ota 3 91597e 002 Ds 2 78787e 002 Tog 3 65976e 002 osa 2 53166e 002 Ea 3 40355e 002 Ta 3 27545e 002 eg 3 14735e 002 3 01924e 002 2 891142 002 a 2 76303e 002 ca 2 63493e 002 e 2 50682e 002 Sa 2 37872e 002 Se 2 25061e 002 00rt2 12251e 002 a 1 99440e 002 ge 1 86630e 002 43 1 73820e 002 als AA iu Sfiora Nada dd Doom Ti La 1 61009e 002 MEPA 1 48199e 002 EEA 1 35388e 002 1 22578e 002 1 09767e 002 9 69567e 001 i 8 41463e 001 7 13358e 001 5 85254e 001 4 57149e 001 3 29044e 001 2 00940e 001 T gt 28353e 000 sa 5 52693e 000 1 83374e 001 3 11478e 001 4 39583e 001 7 9 676086 DI 7 6 95792e 8 23897e 9 52001e 001 2 1 08011e 002 OO mmap kola mooo R 5 ra kokn ppe mor Pd Polen a P2 Nimm 2 2 05190e 000 202 2 63485e 001 dss 3 31334e 000 ae 5 10176e 000 J2 6 890176 000 Li 8 67858e 000 _1 046702 001 036 11 225542 001 1 40438e 001 11 58322e 001 1 76206e 001 1 94091e 001 211975e 001 229859e 001 247743e 001 2 65627e 001 2 8351 1e 001 3 101395e 001 319280e 001 3 37 164e 001 3 55048e 001 3 72932e 001 TR 7 4 E aa 4 26584e 001 i 4 444682 001 4 62353e 001 4 80237e 001 ea D e 02 5 33889e 001 28 5 51773e 001 5 69657 0001 1206 5 87542e 001 2 50542664501 2 6 233106 64119467 02 6 59078e 001 02 6 76
21. UNIVERSIT DEGLI STUDI DI PADOVA Dipartimento di Ingegneria Civile Edile e Ambientale Corso di Laurea Magistrale in Ingegneria Civile Tesi di Laurea Magistrale Travi prefabbricate reticolari miste Comportamento statico e applicazioni per ponti integrali Steel concrete composite trusses Static behaviour and application to integral bridges Relatore Prof Ing Claudio Modena Correlatore Dott Ing Giovanni Tecchio Laureando Marco Marcanti Matricola IC 1020026 Anno Accademico 2013 2014 1 Sommario Introduzione 1 Problemi connessi ai giunti e ai dispositivi d appoggio 2 Stato dell arte 2 1 Introduzione 2 2 Ponti Integrali negli Stati Uniti d America 2 2 1 Esperienze sui ponti integrali del DOT dello Stato di New York 2 2 2 Ponti integrali nel New England 2 2 3 Esperienze sui ponti integrali dello Stato della Virginia 2 3 Ponti Integrali in Europa 2 4 Ponti Integrali nel Regno Unito 2 5 Ponti Integrali in Germania 2 6 Ponti Integrali in Svezia 2 7 Ponti Integrali in Finlandia 2 8 Ponti Integrali in Italia 3 Tipologie di ponti integrali 3 1 Vantaggi dei ponti in struttura mista 3 2 Vantaggi e svantaggi del Ponte Integrale 3 3 Classificazione dei ponti integrali 3 4 Interazione terreno struttura comportamento statico 3 5 Interazione terreno struttura Comportamento dinamico 4 Trave Prefabbricata Reticolare Mista PREM 4 1 Introduzione 4 2 Cenni st
22. a traliccio isostatico multiplo costituito da elementi tesi diagonali di metallo e compressi bielle di calcestruzzo Sorgon 2009 Le bielle di calcestruzzo si innestano non alla base della precedente asta tesa ma a quella che viene ancora prima Tale modello pu rientrare nella categoria del traliccio ad inclinazione variabile con angolo determinato dalla geometria della reticolare Modello a traliccio con struttura di anima isostatica non interamente metallica Sorgon 2009 La resistenza di calcolo a taglio compressione e taglio trazione vengono calcolate con Vrea 0 9bd qsin 0 cota cot0 0 9d Vrsa Asw fya _ sina cota cot 82 5 4 3 Modello analitico n 2 Traliccio metallico e contributo del calcestruzzo Nella seconda modellazione si considera di disaccoppiare il contributo resistente del traliccio metallico da quello del calcestruzzo Si valuta quindi il contributo del taglio assorbito dalla sola reticolare di acciaio considerando sia le aste tese che compresse poich sono stabilizzate dal calcestruzzo La resistenza al taglio degli angolari viene considerata solamente da Petrovich 2008 Il contributo del calcestruzzo viene invece calcolato considerando la sezione confinata dalla reticolare e valutandone la resistenza al taglio come se fosse una trave non armata a taglio avente come armatura longitudinale i correnti inferiori della reticolare di acciaio Schema di calcolo alla base del
23. da escludersi soprattutto in relazione ad eventi sismici di una certa intensit la cui domanda di spostamento supera la capacit del giunto prevista in sede di progettazione Un altra problematica simile il riempimento del giunto con materiale detritico proveniente dal deterioramento del manto stradale il quale ne impedisce il successivo accorciamento Altri svantaggi relativi all adozione di giunti di dilatazione riguardano la riduzione del comfort da parte dell utente che percepisce l elemento soprattutto a livello sonoro Inoltre il transito del veicolo sopra all elemento provoca sollecitazioni dinamiche sia sugli organi di sospensione del mezzo sia sul giunto stesso e sulla pavimentazione a contatto di questo Tali sollecitazioni rappresentano la normale usura del dispositivo ma unitamente alle escursioni termiche in particolare al gelo possono causarne il rapido deterioramento della gomma componente principale di questi elementi compromettendone la funzionalit Per questo motivo il monitoraggio dell elemento dovrebbe essere eseguito in corrispondenza dell ispezione principale dei dispositivi di appoggio Tutte queste attivit di monitoraggio ed eventuale sostituzione generalmente non vengono realizzate dagli enti gestori a causa dell onere economico non gestibile e programmabile 12 Quindi sono proprio gli enti gestori delle infrastrutture a richiedere ai progettisti soluzioni gestibili economicamente dal punto di vista manut
24. per quello di sovrastimare la resistenza dell elemento strutturale nel caso in cui le direzioni principali di trazione non si mantengano coincidenti a quella della prima fessurazione L algoritmo del Rotating Crack Model pi semplice ha una convergenza superiore poich slega le fessurazioni in atto con quelle precedenti Inoltre meno oneroso dal punto di vista computazionale dato che non necessita della creazione della matrice di rotazione per il passaggio dal sistema di riferimento di fessurazione a quello globale Solitamente viene utilizzato per modellare il comportamento fessurativo di strutture in calcestruzzo armato in un analisi a lungo tempo Legge tensione deformazione di Hordijk comportamento a trazione Il legame che descrive lo sviluppo delle fessurazioni rappresentato dal legame a trazione deformazione del calcestruzzo Il software Midas FEA implementa diverse leggi costitutive a trazione per i materiali Nel caso del calcestruzzo il modello pi adatto quello di Hordijk 1991 Andamento curva o secondo il modello di softening proposta da Hordijk La funzione che rappresenta la curva di Hordijk viene riportata di seguito 3 Cr cr 1 Enn E Enn C1 aS exp C2 e ca nn ult nn ult CT CF O E nn nn cr E fe a cpexp c se 0 lt Eg lt efh uu nn ult Cr Cr 0 Se Ennultt lt Enn lt 0 Dove i parametri valgono c 3 e c 6 93 103 Il legame propone un tratto iniz
25. 0 0035 0 0041 246 16750 3250 0 0005 274 2250 0 0005 0 0022 0 0028 363 18250 1750 0 0005 0 0017 0 0023 439 7 000 5 5 18750 2 19000 224 6 9 3 Verifica e dimensionamento controventi aste di parete Il dimensionamento dei controventi delle anime viene eseguito sulla base delle indicazioni proposte dal testo Progettare con le Travi Prefabbricate Reticolari Miste PREM controventi possono essere schematizzati come un traliccio reticolare orizzontale vincolato a tiranti con passo p w a sua volta controventato in testata e sottoposto alla spinta Smax calcolata in funzione della massima azione assiale sul puntone k L max p _ y di Psw 7 Schematizzazione dei controventi delle anime Progettare con le Travi Prefabbricate Reticolari Miste Assoprem La spinta produce un momento sulla lunghezza Lmax e un corrispondente sforzo massimo di compressione pari a Mmax Smax Psw Lmax Lmax N man Psw Z Dove e Dw il passo di anima e Lmax la distanza massima tra uno dei vincoli costituiti dai tiranti con passo Psw e il puntone d anima compresso e Smax la spinta di progetto sul controvento che dovr esser assunta non inferiore ad 1 100 dello sforzo assiale agente sul puntone Tale valore viene ripreso anche nella circolare applicativa delle NTC nel paragrafo dedicato all analisi analisi di stabilit di sistemi di controventamento In particolare si esplicita al C4 2 3 5 che le f
26. 1 12080e 003 li 3939 Faina ata tatea tea Sa va Pa vam Sags sag 0 Las La mn mmn uen f umn an Si ida mli 33 PRA See kepepete pes ostato mie totukakakokiakak kho z Emeeen Be P_jJ Parmaly open loading Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed C Nocrackyet 5 7 4 Conclusioni L evoluzione della prova in controllo di spostamento mostra un primo tratto elastico della trave interrotto dall insorgere di fessure quasi verticali di origine flessionale step riportato nell analisi precedente Successivamente si vedono crescere le deformazioni di trazione contour delle deformazioni lungo la direzione principale di trazione in corrispondenza dei correnti inferiori in prossimit degli appoggi e della seconda asta di parete compressa Con l aumentare del carico questi due processi si uniscono formando una fessura inclinata con un angolo circa pari a quello delle aste di parete Tale fessurazione precede la posizione della seconda asta di parete compressa e viene ripresa dalla prima asta di parete tesa che si snerva nella parte inferiore Osservando i flussi tensionali lungo la direzione principale di compressione si vede la formazione di un meccanismo taglio resistente ad arco tirante Tale risultato plausibile in relazione alle condizioni di vincolo e di carico della trave All aumentare del carico le tensioni di compressione vanno sempre pi concent
27. 3 10 MPa Modulo elastico Ecm 33 64 GPa Coefficiente di sicurezza parziale Vme 1 50 Resistenza a compressione cilindrica di calcolo fe 18 81 MPa Resistenza a trazione di calcolo fea 1 45 MPa Calcestruzzo per pile e spalle Denominazione C28 35 Resistenza a compressione cubica caratteristica Ra 35 00 MPa Resistenza a compressione cilindrica 0 83 Rx fx 28 00 MPa Resistenza a trazione media fam 2 83 MPa 153 Modulo elastico Coefficiente di sicurezza parziale Resistenza a compressione cilindrica di calcolo Resistenza a trazione di calcolo Calcestruzzo per pali Denominazione Resistenza a compressione cubica caratteristica Resistenza a compressione cilindrica 0 83 Rx Resistenza a trazione media Modulo elastico Coefficiente di sicurezza parziale Resistenza a compressione cilindrica di calcolo Resistenza a trazione di calcolo Acciaio ordinario per armature Denominazione Resistenza a trazione caratteristica Tensione di snervamento caratteristica Allungamento uniforme al carico massimo Rapporto tra resistenza e tensione di snervamento Modulo elastico Coefficiente di sicurezza parziale Tensione di snervamento di calcolo Deformazione di snervamento di calcolo Deformazione allo stato limite SLU 4 0 90 Euk Acciaio da carpenteria metallica Travi PREM Denominazione Coefficiente di sicurezza parziale Modulo elastico 154 Ecm 32 59 GPa Vme 1 50 fa 16 46 MPa fea 1 32 MPa C25 30
28. 3 un carico qu e sulle altre corsie e sull area rimanente un carico distribuito di intensit 2 5 kN m carichi qua QLb que SI dispongono in asse alle rispettive corsie Condizioni di carico assunte L infrastruttura in oggetto un ponte monocampata che presenta degli incastri agli estremi Pu essere quindi semplificato come una trave incastrata agli estremi Schematizzazione delle travi PREM in 2 Fase Le sollecitazioni fondamentali della trave possono essere calcolate con le seguenti relazioni Pax L x L 2x P x x 3l 2x n p 77 VW p l l Px l x Px l x 2Px x l x Mei Me Msp Annullando la derivata prima di tali relazioni si ottiene che le sollecitazioni massime taglianti vengono ricavate quando i carichi mobili sono prossimi agli appoggi mentre il massimo momento Mx si 176 ottiene con xp 1 3 il massimo momento M con xp 1 2 ed infine il massimo momento Mg con xp 21 3 P VaA m ax P V B_ max P Ma ma P Mc ma P Mg max Condizioni di carico assunte Di seguito si propone la sezione trasversale dell impalcato per la massimizzazione delle sollecitazioni flessionali e taglianti ar rasa AAA A AA I I I I el et lla elt ta i T ALTI Toromomti rara I I hl La eletta eclela rilel r US f o o O GRES G GN i
29. 4 276856 004 A 4 16973e 004 _____ z__ 4 06282e 004 024e 3 95590e 004 UNIT N mm fase 3 84898e 004 DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 125 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys DIP 43 9961 5 004 Deformazioni nella direzione principale di trazione 734 3 52823e 004 Djs 3 421 326 004 piee 3 31440e 004 De 3 20749e 004 da 3 10057e 004 mdee 2 99365e 004 dee 2 88874e 004 dee 2 77982e 004 djs 2 67291e 004 diga 2 56599e 004 T Tse 2 45907e 004 Teo 2 35216e 004 1 542 2 24524e 004 Lede 2 13832e 004 130 2 03141e 004 SL 1 92449e 004 3 342 1 81758e 004 SE 1 710562 004 3342 1 60374e 004 3232 1 49683e 004 240 1 38991e 004 Fpa 1 28299e 004 3 1 17608 004 3 002 1 06916e 004 9 622462 005 23 8 55330e 005 32 7 48413e 005 54 6 41497e 105 d E io pepe Jog 9 34581e pos 4 27665e 6a 3 20749e 50 2 13832e 005 2 1 06916e 005 ia pula oholak PELI pe H Paray open 0 000 290 874 581 749 972 623 1163 498 loading Partially open unloading 0 Fully open loading F i Fully open unloading Closed C No crack yet UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 125 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 131 Step16 Spost 3 55mm F 135kN Snervamento prima asta di parete tesa Sxx Mimm 2 a 3 687426 002 0 000
30. 5 E De ft m m 250 00 76 20 300 00 91 44 Pay 5 00 0 00 no limit 0 00 5 00 0 00 0 00 5 00 owa 300 00 91 44 500 00 152 40 600 00 182 88 350 00 106 68 330 00 100 58 200 00 60 96 400 00 121 92 300 00 91 44 300 00 91 44 600 00 182 88 425 00 129 54 Ww ansas Ww Maine Pay N SI Q 450 00 137 16 330 00 100 58 250 00 76 20 5 00 no limit 20 00 15 00 Wyoming In funzione di una traslazione max di 2 once 5cm 30 00 Lunghezze ed inclinazioni in pianta limite per IAB nei vari DOTs degli Stati Americani Olson et al 2009 e Comments __________ lowa IA Predrillto8feetforbridgesover130feetlong and fill the hole with bentonite ___ Indiana IN Predrillto8feetiffoundationsoilishad S O Kansas KS Notreported o Massachussets MA Predillto feet and fill with loose granular material y OO Maine ME Predrillto10feet o O Michigan MI Predrillto10feet o O Minnesota MN _ Predrill only in very compact soil to facilitate pile driving rather than to influence IAB behaviour Missouri MO Predill only in new fill to prevent downdrag on the piles i Nebraska NE Predrill to the engineer s reccomendation o Z o SS O NewJersey NI Predrill to 8feet for bridges over 100feetlong S y O Ohio OH Notreccomended S O Oregon OR Notreccomended o O South Dakota SD Predrilito 10feet o O Wisconsin Wi Notreported o O Indicazioni circa la trivellazioni pr
31. 7 60680e 001 9 46635e 001 1 13259e 002 1 31854e 002 1 50450e 002 1 690452 002 1 876412 002 2 2 06236e 002 ti 24932e 002 COEN POTRO D si in a 5o minint BREE UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 55 REINFORCEMENT BAR HIGH Se Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement 317809e 002 LI 3 364056 009 P2 Mimm 2 0 000 290 874 991 749 872 623 1163 498 ti Dz t PAIA gii 2 0 0 p ___j a 9e 15e 3 44412e 001 1 04854e 000 1 75268e 000 2456816 000 3 16094e 000 3 86507e 000 e 4 56920e 000 5 27333e 000 et 5 97747e 000 l E 6 68160e 000 7 3857 3e 000 8 08986e 000 8 79399e 000 9 4981 2e 000 1 02023e 001 apo 642 001 sa 1 161056400 1336 1 23147e 001 RE 1 30188e 001 TG 1 37229e 001 PES 1 44270e 001 5 1 51312e 001 1 583536 001 ini bo Ea fatsa atatea tatut Pananidalcatlenien iodi a ans Pa iay Pea I IA Pye PA Pari AA f ai 1 86518e 001 1296 1 93560e 001 x 2 006012 001 2 07642e 001 2 146842 001 296 52172564001 0233 Gil e e UNIT N mm Se 2 428497 DATA Non linear Structural Nonlinean Non linear 0 55 HO Plane Stress SPP2 V Output CSys Element Local CSys Asg 5 43890e 001 2 56932e 001 Tensioni nella direzione principale di compressione T E1 None 0 000 290 574 301 749 572 623 1163 498 MEA Fa attra ssa EEA p IS ________ 2 22327e 002
32. DIE LO 16476e 002 Fap 223233 kt inni Yo Do IN ponn yo Opt o NN AHH ae n 18939 ps a Q n N m D O N in a9 tt in d D D TT la K 1 52119e 002 1 46268e 002 1 40417e 002 g 1 34566e 002 1 26716e 002 1 22865e 002 1 17014e 002 1 11164e 002 ELA 1 05313e 002 ro 9 94622e 003 7 9 36114e 003 F 8 77607e 003 5 3 191008 003 EUA 7 60593e 003 5 7 02086e 003 PELA 6 43579e 003 SR 5 85072e 003 2 3 3 3 im 39 Rai 59 5 26564e 003 Dee 4 68057e 003 oa 4 09550e 003 KLA 3 51043e 003 TA 2 925362D03 op 2 34029e UNIT N mm CALA 1 755218 DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 55 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys 8 196 1 17014e 003 5 95072e 004 Deformazioni nella direzione principale di trazione EI H Faniallyvopen 0 000 290 874 591 749 972 623 1163 498 loading a n s Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed C Nocrackyet niente TUAAS BOLS UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 55 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 134 Trave3 BOI Bir T Valont Sei AGIO REI Soa er Sn 23 30 4 23 2 sa Tn a P P 23 161 23 Ay VVV VVV VV 230 Curva carico spostamento 400
33. Vbo per as lt ao Vp Vp o kalas ao per Ao lt as lt 1500m Dove i valori di vp ao e k sono forniti in Tabella 3 3 1 3 3 2 NTC O8 calata S l Valle d Aosta Piemonte Lombardia Trentino Alto Adige Veneto 0 010 Friuli Venezia Giulia con l eccezione della provincia di Trieste E Toscana Marche Umbria Lazio Abruzzo Molise Puglia Campania Basilicata Calabra esclusa la provincia di Reggio Calabria Sicilia e provincia di Reggio Calabria 5 Sardegna zona a oriente della retta congiungente Capo Teulada con l Isola di Maddalena Sardegna zona a occidente della retta congiungente Capo Teulada con l Isola di Maddalena 7 freia a 600 0057 Provincia di Trieste pae It 1500 0 010 oai Isole con l eccezione di Sicilia e Sardegna e mare aperto Tabella 3 3 1 Valori v ao Ka 83 3 2 NTC 08 Poich la regione del sito il Veneto e la quota sul livello medio mare di Meolo VE di 2m si assume come velocit di riferimento vp 25m sec 179 Pressione cinetica di riferimento La pressione cinetica di riferimento q in N m data dall espressione 1 3 1 a o db 3P Vi Di 1 25 254 0 391 kN m Dove e v la velocit di riferimento del vento in m sec e p ladensit dell aria assunta convenzionalmente costante e pari a 1 25 kg m Coefficiente di esposizione Il coefficiente di esposizione ce dipende dall altezza z sul suolo del punto considerato dalla topogr
34. a U Ep _ vico Es Ec 6T2 foc ti fed na fa E 1 04 a N iterazioni e Esyd 1 595 x Scadm 11 5 4 1412 cm Osadm 319 N mm Tco 0 6933 3258 xd 0 2307 Tel 2 029 s 07284 Precompresso N n 362 2002 Pe ir sezione con soletta_6 correnti ge Titolo T rerss Urso O Rettan re O Trapezi N Verri N barre fia ca O at O Circolare O pars Coord Pe ZZZ Sollecitazioni P to applicazione N SLU Metodo n Centro O Baricentro cls Materiali PR I cu MS CM Essa N mm c va E v cu MSI i N mm c M a Vertie Es Eg 6 T2 foc fod na fa E 0 6106 o N iterazioni amp _ Esyd 1 598 Ocad 11 5 4 1403 cm Os adm 319 N mm Teo 0 6933 3244 xd 0231 To e 07289 Precompresso wd o lt o 6 MPa gt 14 4 MPa 241 Ponte sul Fiume Meolo ui SLE tensioni Fase2 C RARA Fase2_C QUASI PERM o MPa 6 11 3 Controllo delle fessurazioni SLE Come gi anticipato precedentemente al fine di garantire il contenimento della fessurazione del fondello prefabbricato si additiva l impasto con fibre ed agenti espansivi La sperimentazione effettuata Plizzarri e C S P Prefabbricati 2009 su varie tipologie di miscele ha mostrato i risultati migliori aggiungendo al calcestruzzo fibre in poliestere tipo Graminflex PE40 prodotte da La Matassina Technology S r L ed agenti espansivi tipo Exocem 32 prodotto da Ruredil S p
35. aU e Trave3 A o _ eI 2 Sezione mista DM 08 Sezione C A DM 08 lap Z EC2 C A Tesser 2009 100 EnS ao d 0 ACI318 05 0 1 2 3 4 Spostamento in mezzeria mm Carico kN Sez mista Petrovich 2008 Modello numerico pe pi Trave3 Rapporti tra i carichi previsti P dai modelli analitici ed i carichi ottenuti con l analisi numerica snervamento x Z 294 Sezione mista DM 08 Sezione C A DM 08 Verifiche Sezione C A analitiche Tesser 2009 kN 76 26 fefee kN I I kN Sezione mista Petrovich 2008 Sezione C A ACI 318 05 kN ep U9 kN 135 Step4 Spost 0 74mm F 132kN Fessurazione di tipo flessionale 0 000 242 437 484 879 727 310 969 746 111RIIrIuTo M aMAO _ _ _ ____ VADA LA UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NONIin 0 1 REINFORCEMENT BAR HIGH Se Output Sys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 1 ___ E a UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 1 HO Plane Stress SPP20Y Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 0 000 242 497 484 879 727 310 969 746 i ee _ ___ UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NONIin 0 1 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys Deformazioni n
36. accessibilit al sito di costruzione dei costi locali dei materiali e delle maestranze dell esperienza dell impresa con una determinata tecnologia Tutti i parametri sopra citati descrivono i costi di costruzione dell opera Recenti studi hanno dimostrato l importanza di considerare inoltre i costi connessi ai tempi di costruzione dell infrastruttura nello specifico il risparmio di denaro relativo al temporaneo disagio prodotto dalle lavorazioni sul traffico ovvero agli utenti delle infrastrutture interessate dal cantiere ed all ente gestore dell infrastruttura In quest ottica i ponti in struttura mista divengono realmente competitivi in quanto le travi in acciaio sono strutture autoportanti che possono sostenere oltre che il peso del telaio anche quello del getto di calcestruzzo Il disturbo alla circolazione ed il tempo delle lavorazioni vengono notevolmente ridotti rendendo questa tecnologia competitiva i vantaggi che ne conseguono sono Bassi costi di costruzione e successiva manutenzione Brevi tempi di costruzione Costruzione senza interferenze sotto il ponte dovute ad impalcature o puntelli Minimizzazione del disturbo del traffico per manutenzioni future A questi benefici si devono aggiungere i vantaggi relativi alla progettazione di un ponte integrale 51 3 2 Vantaggi e svantaggi del Ponte Integrale La sempre maggior diffusione dei ponti integrali la risposta progettuale alla frequente e costosa
37. costante nello spazio e nel tempo proporzionale al peso di volume W del terreno potenzialmente instabile coefficienti sismici orizzontale e verticale k ek sono valutati mediante le seguenti espressioni a kn Bm k 0 5 kp Dove Amax Ss St ag l accelerazione orizzontale massima al sito in esame ed il coefficiente Bm si ricava dalla tabella NTC O8 Tab 7 11 Il Nel caso in esame si assume ag 0 158 amax 0 229 Bm 1 La spinta del terreno in condizione sismica di ritiene aderente alla teoria di Mononobe Okabe sin Y 0 Kag sin sin 6 0 cos 8 sin wsin Y 0 6 1 sin y 0 sin w B Kn 1 k tan La spinta statica applicata nello stesso punto della spinta attiva in condizioni statiche verr infine calcolata con la relazione 1 Pag 3 1 k y H KAE 204 Oltre alla spinta del terreno si dovr tener conto della forza inerziale del cuneo di terreno instabile eccitato dall azione sismica Tale volume si considera stimato secondo una superficie di rottura per spinta attiva del terreno quindi con inclinazione di 60 dal piede della spalla ed applicato nel baricentro dello stesso F kn Wterreno Paa eaf _ pa ssai Come indicato in precedenza nei paragrafi che trattavano le peculiarit dei ponti integrali si considera anche il contributo di rigidezza del terreno compresso dalla spalla a seguito dell azione del sisma Ta
38. di una crisi fragile della trave causata dalla rottura delle bielle di calcestruzzo poich esse inglobano un anima di metallo con sezione pari all elemento teso R Scotta 2011 80 5 4 Meccanismo resistente disaccoppiato Petrovich 2008 Sorgon 2009 Un diverso approccio stato seguito all Universit degli Studi di Trieste In questo caso data la particolare geometria della trave tralicciata mista studiata si deciso di disaccoppiare i diversi elementi che costituiscono la trave andando a valutare il singolo contributo resistente a taglio per ciascuno di questi Il primo contributo resistente quello degli angolari di acciaio costituenti i correnti della reticolare Questi oltre a recepire il momento flettente sotto forma di carico assiale possedendo una non trascurabile rigidezza e resistenza al taglio Vang contribuiranno alla resistenza globale della trave Il secondo contributo e pi importante relativo alle aste di parete Vaiag che la norma indica come unico contributo computabile per la resistenza globale dell elemento Il terzo ed ultimo contributo relativo al calcestruzzo confinato entro la struttura reticolare Vas che assorbe parte del taglio attraverso i meccanismi di effetto pettine effetto spinotto effetto ingranamento degli inerti ed effetto arco La resistenza a taglio viene calcolata prima per via numerica e successivamente con due modelli analitici semplificati confrontando infine i risultati
39. errori nella progettazione errata valutazione dell escursione del giunto stesso o realizzazione non corretta installazione difetti di complanarit percolazione di acqua piovana ricca di cloruro di sodio Inoltre questo risulta essere svantaggioso anche dal punto di vista del comfort dell utente della struttura in quanto rappresenta una discontinuit sul piano carrabile Le difficolt di progettazione e realizzazione unite alle sollecitazioni d esercizio severe di questo elemento strutturale ne pregiudicano fortemente la vita utile che spesso non supera i 10 anni Pregiudicando di conseguenza la vita utile dell opera stessa in cui inserito Bisogna inoltre avere la consapevolezza della problematica gestione e programmazione degli interventi di manutenzione e o riparazione da parte degli enti gestori Si ha quindi la necessit di trovare una soluzione strutturale economicamente sostenibile nel futuro dagli enti gestori delle opere A fronte di questi problemi sta suscitando sempre pi interesse la tipologia di ponte integrale o semi integrale sia per le nuove realizzazioni che per il ricondizionamento di opere esistenti Il ponte integrale si differenzia dalla classica prassi progettuale in quanto non sono previsti giunti e appoggi ma si ottiene la completa solidarizzazione della sovrastruttura con spalle o pile attraverso getti di seconda fase Bridge Deck Expansion Jomt p Reinforced Concrete Approach Slab
40. fino alla soletta di approccio End of Deck Slab PFinished Crade Rappresentazione rispettivamente di ponte integrale semi integrale ed a soletta continua Weakley 2005 limiti geometrici attuali per la lunghezza e l inclinazione in pianta dei ponti senza giunti in Virginia sono riportati di seguito Full Integral Semi Integral 300 ft 90 m for 0 skew 450 ft 135 m Steel Bridge 150 ft 45 m for 30 skew 500 ft 150 m for 0 skew 750 ft 225 m Concrete Bridge 250 ft 75 m for 30 skew Total Movement 11 2in 21 4in at Abutment Limiti geometrici e di inclinazione in pianta in vigore al VDOT per i ponti senza giunti Weakley 2005 27 Il VDOT ha sviluppato anche un algoritmo che indica la tipologia di ponte pi adatta alla situazione in esame Chiaramente la prima scelta rappresentata dal ponte integrale La prassi progettuale per queste infrastrutture vuole che alle fondazioni siano presenti pali in acciaio con sezione ad H disposti secondo l asse di inerzia debole Al fine di ridurre le sollecitazioni sui pali di fondazione i progettisti in Virginia hanno ideato una cerniera tra spalla e pali di fondazione in modo da trasferire unicamente le azioni taglianti e non i momenti flettenti Il dettaglio costruttivo originale prevedeva l adozione di una chiave di taglio Gli studi di ricerca hanno nel tempo migliorato tale particolare costruttivo prevedendo l adozione di strisce di neoprene
41. mm UI gt Andamento di G in funzione del diametro dell aggregato secondo le tre formulazioni Resta infine da definire la lunghezza critica di fessurazione crack bandwidth sulla cui definizione non c ancora pieno accordo tra i vari autori Tale grandezza viene infatti fatta dipendere da numerosi fattori quali la grandezza dell elemento il tipo di elemento la geometria l orientazione della fessura la presenza di armatura e l orientazione della stessa rispetto alla fessura Hube M e Mosalam K 2009 In generale quindi si assume come lunghezza critica per elementi plate la radice quadrata della superficie dell elemento mentre per elementi brick la radice cubica ler VAEF lor a VEF Infine bisogna considerare l esistenza di una lunghezza limite caratteristica di fessura Poich l energia dissipata rimane costante la forma dell area in questione cambia a seconda della lunghezza critica di fessura Affinch la funzione di Hordijk manifesti il ramo softening nel software Midas FEA necessario che l energia sottesa dal ramo elastico della curva non sia maggiore dell intera area sottesa dalla curva o e che deve essere pari a G l In caso contrario dal punto di vista teorico si manifesterebbero fenomeni di snap back nella curva tensione deformazione 106 L area sottesa in campo elastico pari fe Et EL 2 2Eo Da cui si deve soddisfare la seguente relazione 2 G 2EoG ft i OP
42. modello analitico n 1 e n 2 siano molto a favore di sicurezza rispetto al risultato dei modelli numerici Sorgon 2009 Tale discrepanza viene attribuita al contributo analitico del calcestruzzo molto inferiore rispetto a quello numerico Per questo motivo in relazione alla particolare geometria della trave dove i correnti longitudinali sono formati da angolari viene supposto un effetto spinotto maggiore di quello riscontrabile nelle travi ordinarie in calcestruzzo ordinario Si suppone quindi di aumentare il contributo del calcestruzzo del 70 Petrovich 2008 Vreis feta bw d Tale incremento viene assegnato sfruttando l analogia dei risultati numerici ottenuti con alcune prove sperimentali su travi composte di acciaio annegate in una matrice di calcestruzzo fibrorinforzato Madhusudan Khuntia et al 1999 Tali considerazioni non hanno un per un diretto confronto sperimentale poich i test sperimentali effettuati dagli autori sulla trave erano volti maggiormente allo studio del comportamento a flessione in Fase2 e non sono state realizzate specifiche prove a taglio Nei successivi paragrafi verr utilizzato per la stima dei carichi critici a taglio delle travi analizzate il modello analitico n 2 appena presentato Si considerer la formulazione con il contributo del calcestruzzo valutato secondo DM 96 o Toniolo senza per l incremento di resistenza del 70 che si imputa caratteristico per sezioni con armature l
43. 001 ALA 12434e 000 FEA 79240e 001 pA 3 797 23e 001 pA 5 80206e 001 T 7 80690e 001 AT 9 81173e 001 MEEA 1 18166e 002 dI 1 38214e 002 1 582652e 002 3 1 78311e 002 1 98359e 002 2 18407e 002 2 38456e 002 2 59504e 002 S 2 78552e 0102 34 3 18649e 33069767 D 3 58746e 002 378794e 002 3A T U i U i 1 O g E i i 3 21 PREASA Sn A ANI UNIT N mm DATA NON lintStructural Nonlinear NON lin 0 45 REINFORCEMENT BAR HIGH Sic Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement ooko o NEN Pe FIRFERTAIA Lot P2 Nimm 2 0 000 242 497 484 873 727 310 969 746 PTTI x o ____ i ___ lt TE i 01158e 000 1 67597e 001 gio 76404e 001 1 52039e 000 2 36439e 000 3 20838e 000 4 05237e 000 4 89636e 000 5 74035e 000 6 58434e 000 7 42833e 000 8 27232e 000 9 11631e 000 9 96030e 000 1 08043e 001 1 16483e 001 1 24923e 001 1 33363e 001 1 41803e 001 1 50242e 001 1 58682e 001 1 67122e 001 1 75562e 001 z3 84002e 001 1 92442e 001 2 00882e 001 2 09322e 001 2 17762e 001 2 26202e 001 2 34642e 001 2 43081e 001 2 51521e 001 2 59961e 001 2 68401e 001 2 76841e 001 2 85281e D01 2 93721e 3 02161e 3 10601e 001 3 19041e 001 tioa ciali duc ANAIA ANA poppobobo am aag a Pa La L Lae ka Pa La oad to baa na su kokotak hioido PP
44. 02364e 003 4 79529e 003 4 56594e 003 4 33860e 003 4 11025e 003 3 88190e 003 3 65355e 003 3 42521e 003 3 19686e 003 2 968516 003 2 74017e 003 3 505 2 51182e 003 334 2 283476 003 3 20 2 05512e 003 LIE 1 82678e 003 1 59843e 003 395 41 37008e 003 i 1 14174e003 efo 9 13388e UNIT N mm Rd 6 95041e DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 525 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys EE Rion Deformazioni nella direzione principale di trazione R ARNAR pags pe kokoh kioke peere RR III nn nt in nn int fn ai tr x ico ge H Panially open 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 loading 1 1 __ __ S Partially open unloading 0 Fully open loading i i Fully open unloading Closed C No crack yet UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 525 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 133 Step22 spost 4 42mm F 119kN Resistenza post rottura a taglio Sxx Nimm 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 IKEA 15 pae IRR ss TE 3 51628e 002 Hess 3 33032e 002 gzet 3 14437e 002 B 2 958412 002 2 772462 002 a 2 58650e 002 l i 2 028642 002 1 84268e 002 1 65673e 002 1 470792 002 KEA 1 28482e 002 EREA 09867e 002 9 12912e 001 Fe 26957e 001 1 68617e 000 7 2 028162 001 3 89771e 001 5 747262 001
45. 290 874 581 749 872 623 1163 498 T HA 13 2a25e1002 he en I 0 5 3 42308e 002 Sg 3 300912 002 CA 3 17873e 002 Gi 3 05656e 002 42 2 93439e 002 A 2 81221e 002 CA 2 59004e 002 amp 2 567876 002 GA 2 44569e 002 d 2 32352e 002 SP 2 201 356 002 Cra 2 07917e 002 1 957002 002 22 1 B3483e 002 1 71265e 002 2e 1 590482 002 1 46831e 002 1 34614e 002 10g 22396e 002 1 10179e 002 2 296 9 79616e 001 8 57443e 001 735270e 001 6 130962 001 5 4 90923e 001 3 68750e 001 2 46577e 001 1 24404e 001 2 23086e 001 1 19942e 001 2 42115e 001 3 64289e 001 EA 4 86462e 001 Do 6 08635e M01 7 30808e 8 52981e og 9 75154e 001 1 097338 002 nigi tinte mi O mi i i M a T d m U O D DA NINO imfgial anioni PERR ma Db BERI UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 4 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement En ae P2 Nnm 1 89047e 000 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 ESA H D p ___ a e 95 28868e 001 1 51906e 001 5 1 51349e 000 4 2 19429e 000 Sar 2 875082 000 Za 3 55587e 000 3g 4 236676 000 Fa 4 917466 000 Joe 5 59825e 000 eg B 27905e 000 Zae 6 95984e 000 Fap 7 64063e 000 Jap 8 32143e 000 Sd 9 00222e 000 fse 9 68301e 000 997 1 03838e 001 19 1 10446e 001 2 1 17254e 00
46. 3 53195e 001 12 3 68647e 001 2 3 841 00e 001 d 9 3 99553e 001 IPEA 4 15005e 001 MEEA 4 30458e 001 02 4 45911e 001 D 2 4 61363e 001 d 986 4 768162 001 IPEA 4 92269e 001 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 ______ wmm_e __ 50772164001 E EZAR e UNIT N mm DS 55407924 DATA NON lin Structural Nonlinear NON lin 0 35 HO Plane Stress SPP2 V Output CSys Element Local CSys 02 I Tensioni nella direzione principale di compressione TEI None 6 531 426 003 0 000 242 437 484 879 727 310 969 746 T 2 163681 36 003 I a gig 6 20495e 003 0 20 461041 55e 003 DEYA 5 87828e 003 Mkr 5 71499e 003 13 5 55170e 003 IKEA 5 38842e 003 as 3 22513e 003 Das 5 06185e 003 pag 489856e 003 js 4 73528e 003 pa 4 5 199e 003 nes 4 40871e 003 Das 4 24542e 003 DES 4 08214e 003 gs 3 91885e 003 T5 3 75556e 003 A 3 59228e 003 1 986 3 42899e 003 73 3 26571e 003 PEGA 3 10242e 003 57 2 93914e 003 ENEA 2 77585e 003 31 2 61257e 003 3 2 44928e 003 A 2 28600e 003 EFLA 2 12271e 003 CREA 1 95943e 003 EKTA 1 79614e 003 459 1 63285e 003 EEVA 1 46957e 003 GA 1 30628e 003 1 14300e 003 49 197971 36 004 22 18 164276004 3 296 46531428 UNIT N mm RA 4 398568 DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 35 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys 629 3 26571e 004 1 63285e 004 Deformazioni nella direzione principale di trazione
47. 4 1 III descrizione delle condizioni ambientali 84 1 2 2 4 3 NTC 08 Nel caso in esame facciamo riferimento alla classe XC4 intradosso delle travi PREM Va infine definita la sensibilit delle armature alla corrosione Le NTC 08 non danno particolari descrizioni definiscono semplicemente come acciai sensibili il gruppo degli acciai da precompresso mentre come poco sensibili tutti i rimanenti 243 Nella Tabella 4 1 IV 8 4 1 2 2 4 5 NTC 08 vengono infine indicati i criteri di scelta dello stato limite di fessurazione relativamente alla combinazione di carico da verificare l aggressivit ambientale e la sensibilit delle armature s i ali i Armatura Gruppi di Condizioni Combinazione i ii esigenze ambientali di azioni Sensibile Poco sensibile l Stato limite Stato limite Da frequente ap fessure lt W ap fessure lt W SL quasi permanente decompressione ap fessure sw frequente _ formazione fessure _lap fessure sw quasi permanente decompressione lap fessure sw_ Tab 4 1 IV Criteri di scelta dello stato limite di fessurazione 84 1 2 2 4 5 NTC 08 Dalla tabella precedente si evince che il valore di w4 non deve superare l apertura corrispondente al limite w combinazione SLE frequente e w combinazione SLE quasi permanente Tale valore di calcolo di apertura delle fessure viene determinato con la relazione Wa 1 7Wm Dove w rappresenta l ampiezza media de
48. 51736e 000 1 94846e 000 2 37 957e 000 a 2 81067e 000 5 3 241 77e 000 a 3 67287e 000 4 10398e 000 a 4 53508e 000 4 96618e 000 g 9 997 29e 000 5 82839e 000 op 8 25949e 000 os 8 89060e 000 DA 7 12170e 000 op E 292808 000 p 7 98391e 000 se 8 41501e 000 CA KA N 8 8461 1e 000 9 27721e 000 9 70832e 000 1 01394e 001 se 1 05705e 001 se 1 100162 001 se 1 14327e 001 se 1 18538e 001 p 1 22949e 001 se 1 272608 001 ca 1 31571e 001 a 1 35882e M01 TA 1 40193e 1 44505e d 1 48816e 001 153127e 001 134 1 06926e 000 UNIT N mm E 19 90120001 3 DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 125 HO Plane Stress SPP20V Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione R E D D k Fi 5 F pe E F 3 D 9 Kai ki Fi Fr ki hi sa r Li amp amp Li Li 4 4 PRO_OOAPPROOROPPA POP PPP ANI NINNI 4a LIT Pu TEI None 3 2 238068 003 0 000 290 874 501 749 972 623 1163 498 peA iS An AUS fase 2 12615e 003 gag 2 07020e 003 fer 201425e 003 pag 1 958308 003 nasa 90235e 003 gay l 84640e 003 mao 1 790442 003 dis 1 3449e 003 fase 1 678542 003 pgg 1 62259e 003 gas 56664e 003 nas 1 51069e 003 Toso 1 454 4e 003 Tag 39878e 003 Sa 1 342838 003 oi 1 28688e 003 er 1 23093e 003 1 17498e 003 1 11903e 003 1 06308e 003 1 00713e 003 9 5117
49. 91175e 001 CA 1 98239e 001 Ta 2 05302e 001 GA 2 12365e 001 2 19428e 001 GA 2 26491e 001 cA 2 33554e p01 2 4061 7e 50 2 47680e GA 2 54743e 001 2 61807e 001 7 7 8 9 9 1 1 1 1 P PP P R P B P B pR taataa qes 5 8 4 i T 2 5 5 Ei 5 E Fi Fi RI Fil 5 5 br zZ 2 fe e be 2 Le 2 z a iz z 2 b 2 z 2 2 PPPPPPPPPPPPPPPPPPPPP9 TN AnD TEI None Tod 1 296458 003 Piee 1 26404e 003 Fa 1 23163e 003 ae 1 19922e 003 9422 1 16681e 003 d 242 1 13439e 003 9 24 1 101988 003 9942 1 069578003 gra 1 097168 003 Aee 1 00475e 003 237 9 723386 004 Tx 9 39927e 004 9 07515e 004 ae 48 751046 004 8 42693e 004 8 10282e 004 SP 7 77870e 004 7 45459e 004 gig 7 13048e 004 LE 6 806376 004 LSe 6 482256 004 E 6 15814e 004 SL 5 834032 004 5 50992e 004 5 185802 004 1 4 561696 004 4 537582 004 4 21 3462 04 3 889356 004 3 56524e 004 3241 132 004 2 917012 004 2 59290e 004 2268792 004 1 944686 104 1 520566004 1 296458 zpos 9 72339e i0 i 48225e 005 Can o an aa HH tes ee Eea in kolonon SI 3 241 136 005 IP Partially open loading Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed _ Nocrackyet Step14 Spost 2 50mm F 295kN Snervamento prima asta di parete tesa Sxx Nimm 2 La 7 3 91597
50. A Le fibre adottate sono realizzate in poliestere estruso a fibre orientate stirate con superficie corrugata su entrambi i lati Vengono inoltre opportunamente sagomate in modo da ottenere alle estremit una doppia uncinatura Si ipotizza quindi di arricchire il calcestruzzo di base C32 40 con tali prodotti Per una trattazione pi li completa sull argomento si rimanda al Rapporto di ricerca Assoprem 2007 2009 Poich comunque l altezza del copriferro superiore a 4 cm la guida Tecnico Operativa di Assoprem consiglia di disporre una rete metallica al lembo inferiore del fondello agente come armatura di pelle RETE INFERIORE x x i Rete inferiore nei fondelli di calcestruzzo Raccomandazioni per la Progettazione e esecuzione di travi PREM Assoprem La verifica finale fa riferimento a due stadi successivi di vita della trave PREM Il primo stadio relativo alla Fase1 dove lo zoccolo pregettato di calcestruzzo funziona come un tirante in calcestruzzo armato La verifica verr effettuata considerando il calcestruzzo come fibrorinforzato Durante tale fase si ipotizza che avvenga la massima fessurazione dell elemento 242 Il secondo stadio considera invece la trave PREM una volta che si consolidato il calcestruzzo con i carichi agenti relativi alla Fase2 Si far riferimento in questa fase ad una sezione in c a ordinario trascurando il fatto che il fondello in realt costituito
51. Aree prive di ostacoli aperta campagna aeroporti aree agricole pascoli zone paludose o sabbiose superfici innevate o ghiacciate mare laghi L assegnazione della classe di rugosit non dipende dalla conformazione orografica e topografica del terreno Affinch una costruzione possa dirsi ubicata in classe A o B necessario che la situazione che contraddistingue la classe permanga intorno alla costruzione per non meno di 1 km e comunque non meno di 20 volte l altezza della costruzione Laddove sussistano dubbi sulla scelta della classe di rugosit a meno di analisi dettagliate verr assegnata la classe pi sfavorevole Tabella 3 3 III Classi di rugosit del terreno NTC 08 83 3 7 Nel caso in oggetto la classe di rugosit del terreno si assume come D area agricola La distanza dal mare di circa 15 km in linea d aria quindi la categoria di esposizione indipendente dall altitudine del sito Si ricadr quindi nella categoria di esposizione II Dagli elaborati di progetto in corrispondenza delle spalle del ponte si individuano rilevati di altezza pari 4 4 5 m Coefficiente dinamico Esso pu esser assunto cautelativamente pari a 1 nelle costruzioni di tipologia ricorrente quali gli edifici di forma regolare non eccedenti 80m di altezza ed i capannoni industriali 181 Coefficiente di forma Il coefficiente di forma determinato sulla base del diagramma fornito dalla UNI EN 1991 1 4 2004
52. Bee a UNIT N mm DATA Non linfStructural Nonlinear Nonlin 0 3 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione F4imiminia Limina Bp IP Partially open 0 000 284 940 569 581 854 821 1139 761 loading a e ___ Partially open unloading 0 Fully open loading i L Fully open unloading Closed C Nocrackyet UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 3 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 142 Step14 Spost 3 33mm F 165kN Resistenza ultima a taglio Sxx Nimm 2 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 PEA prioni __ __6EE EG ____yJj Eee 3 50532e 002 3 30855e 002 15 4311177 I e 002 I DE 291500e 002 2718228 002 252145e 002 232467e 002 g 2 12790e 002 1 93112e 002 1 73435e 002 331 53757e 002 1 34080e 002 1 14402e 002 9 472492 001 7 50474e 001 5 53698e 001 3 56923e 001 126 41 B01 48e 001 ld ci Sal SS NE aa 1 DE z p o 02 10 10 6 EA pA S VE E PEA rA ae 3 66269e 000 2 33402e 001 r 4 30177e 001 6 26952e 001 8 23727e 001 1 02050e 002 1 21728e 002 1 41405e 002 1 61083e 002 1 80760e 002 2 00438e 002 2 20115e 002 2 39793e 002 2 59470e 002 2 79148e 002 2 98825e 902 3 18503e 3 39180e 3 57858e 002 3 77535e 002 po Ba PRESI ke Phonon RR
53. Concrete Superstructyre BRE AVE SHEET MEMARANE e VTI k j F TER Da pie ei S TA Z WA ERPROOFING aene A Structural BEAZTHNG j TRANSVE Aggregete Concrete N f a DEK JOINT Subbase m Superstructure APPROACH SLAB DU ARE 12 x 12 300 men X 300 mn i FILLET e 8 25 DOWELS I 29 mm PLASTIC a TUGE ON LOW CORNERS i amp cei SITE DA SPACES FER DESIGN Va b i ONLY WHERE WATER i E ff a i coo E da ww WILL NOT BE ABLE TO i gi Pilo Cut off Elav DRAIN S PLATE GIRDER CONST JOINT WATER STOP E WIDTH OF ABUTMENT ke PiL ER 39 349 SWEDSED y AND THREADED 18 450 mm Piliro forientated T ea n MINIMUM EMAEDMENT DOUBLE with the web A p rt NUT ON BOTTON PLATE normalto bridge y THICKNESS PER DESIGN Particolari costruttivi per ponti integrali in acciaio rispettivamente degli stati del Maine e Vermont Conboy e Stoothoff 2005 La connessione tra pali di fondazione e spalle viene garantita da un getto di inghisaggio che copre gli ultimi 60 90 cm delle teste dei pali ad eccezione del Maine che continua a saldare le travi alle teste dei pali Sia il Massachussets che il Vermont sono soliti pre forare il terreno attorno ai pali di fondazione per una profondit di circa 2 5 m successivamente tali fori vengono riempiti con materiale di adeguata granulometria Tale particolare costruttivo consente una maggior flessibilit del palo di fondazione sottoposto agli spostamenti termici dell impal
54. Condizioni delle superfici di scorrimento o di rotolamento Difetti visibili nelle parti di struttura a contatto 11 La seconda tipologia di verifica viene detta principale da effettuarsi ad un anno dalla messa in servizio della struttura e poi con cadenza raccomandata di circa 10 anni Le verifiche da compiersi sono Verifiche degli scorrimenti e delle rotazioni Verifica usura PTFE Verifica dello stato superficiale degli appoggi in gomma Tutte le verifiche dell ispezione periodica I reali punti deboli dei ponti sono per i giunti di dilatazione termica Questi elementi permettono gli spostamenti relativi tra parti strutturali contigue assicurando al contempo la continuit del piano carrabile ed evitando percolamenti di acque inquinate da sali disgelanti sulle strutture portanti Essi sono gli elementi che pi influenzano la durabilit del ponte in relazione alla loro capacit di non lasciar filtrare acque inquinate che possono accelerare i processi corrosivi delle armature di pulvini e travi principali Chiaramente la loro efficienza dipende dallo stato di degrado dell elemento stesso facilmente raggiunto a causa degli elevati livelli di stress cui sottoposto Una delle prime ed evitabili cause di danneggiamento del giunto l errata progettazione dello stesso L errata stima dell escursione del dispositivo pu causarne l apertura o il danneggiamento per fenomeni di martellamento Tale fenomeno non
55. Non sono concesse travi curve 5 Massima inclinazione trasversale del ponte 5 Vengono utilizzati sia pali in acciaio sia pali in calcestruzzo gettati in opera Per questi per presente una limitazione sulla lunghezza totale dei ponte di 160 piedi 48 8 m pali devono avere una profondit minima di 20 piedi 6 m e deve esserci un foro profondo 10 piedi 3 m nel caso in cui la lunghezza del ponte sia maggiore di 100 piedi 30 m pali in acciaio sono orientati con l asse forte parallelo alle travi I muri di contenimento quando le dimensioni di questi sono superiori a 13 piedi 4 m sono staccati dalle spalle al fine di minimizzare il momento flettente prodotto dalla spinta passiva del terreno I pali sono dimensionati per carichi verticali e non viene esplicitata la valutazione dei momenti flettenti 24 2 2 2 Ponti integrali nel New England Negli ultimi vent anni i dipartimenti di trasporto di ognuno dei sei stati del New England Maine New Hampshire Massachussetts Vermont Connecticut e Rhode Island sono ricorsi alla tipologia di ponte integrale costruendo oltre 130 nuove unit Conboy e Stoothoff 2005 In particolare negli ultimi dieci anni i ponti integrali costruiti superano in numero le realizzazioni di ponti tradizionali divenendo la prima scelta nel caso di sostituzione di un infrastruttura esistente L utilizzo di questa tipologia di struttura presenta comunque dei vincoli progettuali quali le caratteris
56. Ra 30 00 MPa fx 25 00 MPa fetm 2 56 MPa Ecm 31 45 GPa Vmc 1 50 fra 14 11 MPa fea 1 19 MPa B 450C fix 540 MPa fx 450 MPa Euk gt 70 o 1 15 lt fy f x lt 1 35 E 200 GPa Vm 1 15 fa 391 MPa Esd 1 96 o Eud 63 o S 355 Vms 1 05 E 210 GPa Per spessori s lt 40mm Resistenza a trazione caratteristica fx 510 MPa Tensione di snervamento caratteristica fx 355 MPa Tensione di snervamento di calcolo fya 338 MPa Deformazione di snervamento di calcolo Esya 1 61 o Per spessori s gt 40mm Resistenza a trazione caratteristica fx 470 MPa Tensione di snervamento caratteristica fx 335 MPa Tensione di snervamento di calcolo fya 319 MPa Deformazione di snervamento di calcolo Esya 1 52 o Classi di esposizione e prescrizioni del calcestruzzo Le classi di calcestruzzo adottate per i diversi elementi strutturali traggono giustificazione dalle norme EN206 1 ed UNI 11104 Queste vengono dedotte dal tipo di elemento strutturale in esame in particolare si individuano tre classi di esposizione per gli elementi in esame a Esempi di strutture che si trovano nella classe di Classe di esposizione Ambiente n esposizione Bagnato raramente asciutto Fondazioni e strutture interrate Ciclicamente bagnato e asciutto Strutture esterne esposte all acqua piovana Elevata saturazione di acqua con antigelo OES XF4 Strade ed impalcati da ponte esposti all antigelo oppure acqua di mare
57. SEE 2Eo e Nel caso in cui si assuma la lunghezza critica pari a A l elemento finito esibir un comportamento elasto fragile perfetto Nel caso in cui il valore della lunghezza critica di fessura sia maggiore di A dal punto di vista teorico la curva dovrebbe riprodurre un fenomeno di snap back che il software risolve diminuendo in automatico la resistenza a trazione del materiale Si dovr infine tener conto della dimensione media delle superfici o volumi degli elementi finiti in modo da considerare una dimensione che ben rappresenti tutta la mesh Legge compressione deformazione di Thorenfeldt comportamento a compressione Il calcestruzzo un materiale non omogeneo composto da pasta di cemento ed aggregati I due materiali costituenti sono fragili ma il calcestruzzo risultante dalla loro composizione risulta duttile La spiegazione di questo fenomeno da ricondurre alla differente rigidezza dei due componenti che provoca l insorgere di micro fessurazioni nella zona di interfaccia tra aggregato e pasta cementizia Tali fessurazioni giustificano un legame tensione deformazione non lineare gi per stati di sollecitazioni pari al 30 della tensione di picco Ad influenzare tale curva sono il tipo di calcestruzzo utilizzato la modalit della prova di carico e la presenza di armatura di confinamento Il legame costitutivo per il calcestruzzo implementato in Midas FEA quello di Thorenfeldt et al 1986 Il quale per
58. STEM STEEL BEAM OF PILE amp BEARINGS PILE Sezioni attuali dei ponti integrali realizzate nello Stato di New York Yannoti et al 2005 Sovrastruttura formata da travi accostate in c a p immagine a sx e sovrastruttura realizzata con travi in acciaio immagine a dx 22 D 3 a ta a E Immagini che raffigurano la trave in calcestruzzo precompresso in appoggio temporaneo sulla spalla White 2005 Tale particolare costruttivo stato poi adattato anche ai ponti con sovrastruttura realizzata con travi in acciaio dal momento che si riscontravano fessurazioni del tutto simili alle precedenti Un altro problema che affliggeva i ponti con travi in acciaio era la bassa tolleranza 1 pollice 2 5 cm di posa dei pali infissi dal momento che questi andavano poi saldati con le travi Si quindi risolto il problema andando ad affogare travi e teste dei pali direttamente nel corpo di calcestruzzo delle spalle col risultato di prestazioni meccaniche simili ed una notevole semplificazione nella posa in opera degli elementi Lo stato di New York ricorre alla tipologia di ponte semi integrale quando non possibile assicurare una certa profondit dei pali di fondazione la quale necessaria per garantire una resistenza minima agli spostamenti orizzontali della sovrastruttura ponti semi integrali adottando i consueti dispositivi di appoggio consentono alla sovrastruttura di deformarsi per effetto del ci
59. a sinistra e viadotto Glenfinnan Scozia 1897 immagine a destra da wikipedia org Cambiando materiale da costruzione e passando al calcestruzzo un famoso ponte ad arco in calcestruzzo non armato il viadotto Glenfinnan Costruito nel 1897 la struttura composta da ventuno campate di 15m di lunghezza ed una quota di 27m Durante la progettazione si tenne conto di possibili cedimenti differenziali delle pile per questo motivo vennero installare delle piastre 16 d acciaio spessore 12mm posizionate al coronamento di ogni arco in grado di scorrere Non vennero previsti invece dispostivi in grado di assorbire espansioni longitudinali della struttura Nei primi decenni del 900 vi fu sempre una maggior comprensione dei problemi collegati ai possibili cedimenti differenziali delle pile ed alle dilatazioni termiche La maggior parte dei progettisti dell epoca preferirono quindi adottare schemi statici di semplice appoggio che permettessero allungamenti longitudinali del ponte quindi l adozione di giunti e appoggi scorrevoli e soprattutto un calcolo pi semplice della struttura Anche se erano consapevoli che l adozione di schemi continui multi campata producevano momenti flettenti in campata minori e quindi un risparmio di materiale Bressey 1933 2 2 Ponti Integrali negli Stati Uniti d America La prima importante svolta nella progettazione di ponti nella direzione di sovrastrutture continue viene fatta risalire al Maggi
60. al fine di migliorare la capacit rotazionale della cerniera Rubber tip 13 mm Rubber tip 13m I i Leosely wrapped Loosely wrapp d with rovfing tali with roofing felt N Meeprene Hannnpe Shen kiy Strip 10013 mini 25mm high G Dowel tm Blain siel IZ nd Joint filier j Jcnt filler 19 mii Spore rubber 19 mm Evoluzione del particolare costruttivo della cerniera alla testa dei pali di fondazione Weakly 2005 Qualora non vi siano le condizioni per la realizzazione di un ponte integrale si adotta la tipologia di ponte semi integrale soluzione meno economica ma pi adattabile alle diverse condizioni ambientali infatti la pi utilizzata nel ricondizionamento di ponti esistenti Generalmente si ricorre a questo modello strutturale quando non possibile raggiungere la profondit minima di 25 ft 7 5 m dei pali di fondazione Nel caso in cui anche per i ponti semi integrali i limiti geometrici di lunghezza ed inclinazione massima fossero superati si ricorre all estensione della soletta Tale soluzione rappresenta una via di mezzo tra la tradizionale progettazione dei ponti e la nuova filosofia dell eliminazione dei giunti che in questo caso viene applicata solo alle parti superficiali Come in altri stati americani il danneggiamento riscontrato pi frequentemente rappresentato dalla fessurazione della soletta di approccio in corrispondenza della fine delle barre di armatura
61. corretta valutazione della spinta del terreno e dei cedimenti del terreno posteriore alla spalla Il fenomeno della valutazione della spinta posteriore venne preso in considerazione alla fine degli anni 60 negli Stati Uniti rilevando come la spinta del terreno potesse tendere ai valori teorici prossimi al coefficiente di spinta passiva del terreno soprattutto nella parte superiore della spalla Ne consegue una differenza di oltre un ordine di grandezza rispetto alla valutazione della spinta del terreno nella progettazione tradizionale dei ponti Horvarth 2000 In tal senso bisogna anche considerare il carattere non lineare del terreno relativamente agli effetti di compattazione dello stesso che possono indurre ad un aumento del coefficiente di spinta nel tempo contrariamente a quanto si potrebbe pensare dato il ritiro del calcestruzzo dell impalcato Tali spinte potrebbero portare al collasso delle spalle del ponte a lungo termine 100 anni Horvarth 2000 La valutazione di questi effetti rimane ancora dubbia non avendo dei riscontri reali offerti da un monitoraggio di opere esistenti ad un cos lungo termine 58 Per il calcolo del coefficiente di spinta si fa riferimento alle Norme Tecniche del Regno Unito Highways Agency Design Manual for Roads and Bridges BA42 Tali norme indicano tre formulazioni diverse a seconda delle differenti forme strutturali presentate precedentemente Ponte integrale con diaframmi finali che fungono
62. da calcestruzzo fibrorinforzato Si nota comunque come la fessurazione che si sviluppa in Fase2 sia quasi trascurabile in relazione alle combinazioni di carico assunte ed all entit dei carichi agenti in tale fase La fessurazione totale sull elemento sar infine data dalla somma dai due contributi sopra descritti e dovr essere confrontata con i limiti proposti da normativa Per la verifica delle fessurazione si deve seguire il paragrafo 4 1 2 2 4 1 delle NTC 08 in cui si riconoscono 3 stati limite di fessurazione in ordine crescente di severit 1 Stato limite di decompressione 2 Stato limite di formazione delle fessure 3 Stato limite di apertura delle fessure Il caso in esame rientra nella terza definizione secondo la quale per la combinazione di azioni prescelta il valore limite di apertura della fessura calcolato al livello considerato pari ad uno dei seguenti valori nominali wj 0 2mm w 0 3mm w3 0 4mm Per tale verifica si devono prendere in considerazione le seguenti combinazioni di carico Combinazione quasi permanente Combinazione frequente Il valore nominale da verificare viene scelto in base alle condizioni ambientali Per la determinazione dell aggressivit ambientale si fa riferimento alla Tabella 4 1 1Il 84 1 2 2 4 3 NTC 08 CONDIZIONI AMBIENTALI CLASSE DI ESPOSIZIONE X0 XCI XC2 XC3 XFI Aggressive XC4 XDI1 XSI1 XAI XA2 XF2 XF3 Molto aggressive XD2 XD3 XS2 XS3 XA3 XF4 Tab
63. da fondazioni superficiali Bank Pad Abutment l altezza tipica dei diaframmi finali arriva fino a 3 metri Una corretta progettazione dovrebbe tener conto della modalit con cui l elemento si muove traslazione rotazione o composizione tra i due Darley et al 1996 La stima di K viene compiuta in funzione dell altezza del diaframma terminale H e della dilatazione termica prevista d d 0 4 T fo Kp Dove e d lospostamento dell impalcato nel periodo estivo d a AT L 2 e Hb l altezza della spalla e K ilcoefficiente di spinta passiva del terreno Kp 1 sin 1 sing Ponte integrale a telaio con fondazioni superficiali Frame Abutment Per i ponti a telaio si distinguono due formulazioni che dipendono dalla possibilit della fondazione di ruotare o meno sul piano di posa In altre parole si distingue il telaio su fondazioni superficiali da quello su fondazioni profonde Nel caso in cui il muro di sostegno possa ruotare sul piano di posa il calcolo del coefficiente di spinta avviene con la seguente relazione England 2000 d 0 6 K K K ot fon p Tale coefficiente di spinta K sar applicato dalla cima del muro fino a met altezza Da questa quota fino all uguaglianza delle pressioni calcolata con il coefficiente di spinta a riposo K si mantiene costante il valore della spinta del terreno Raggiunta la quota di uguaglianza delle pressioni la pressione continuer ad aumentare secondo il
64. di conversione a schemi statici a trave continua riconducibili alla tipologia di ponte integrale o semi integrale Un esempio di questo tipo di intervento pu essere il viadotto ad Isola della Scala VR Zordan et al 2005 La continuit dell impalcato stata concepita quando la costruzione dell opera era ancora da completarsi All epoca erano state realizzate le pile i pulvini le spalle ed alcune porzioni di impalcato L intervento di adeguamento ad uno schema statico continuo prevedeva la realizzazione di nuovi traversi in corrispondenza delle pile Il collegamento a taglio tra questi e le travi prefabbricate veniva permesso con l inserimento di pioli e successivo getto di completamento Il collegamento dei nuovi traversi ai pulvini veniva permesso con l inserimento di profilati metallici in grado di trasferire alle pile le sollecitazioni normali causate dalle deformazioni termiche della sovrastruttura Infine doveva essere aumentata l armatura negativa della soletta in corrispondenza degli appoggi La variante in corso d opera ha fatto aumentare del 20 il costo finale dell infrastruttura tale spesa stata accettata dal committente nell ottica del risparmio di costi di gestione futuri della struttura SLM IM MNN aS Sim Unii AMAA mie LN lI Li SE Viadotto ad Isola della Scala Verona Zordan et al 2005 48 Stato di fatto asso l ts eco da cia cia lang Progetto appaltato Manuf
65. due superfici misurato manualmente pari a 0 5 mm Le pressioni maggiori si sono registrate nei mesi estivi centrali Inoltre i sensori posti nella parte centrale del muro posteriore hanno rilevato pressioni maggiori rispetto a quelli perimetrali Gli spostamenti relativi all espansione termica della sovrastruttura non possono essere considerati come semplici traslazioni ma presente anche una componente di rotazione Infine lo spostamento al piede della spalla stato stimato essere compreso tra il 60 75 dello spostamento in testa 10 2 04 112 04 122 04 13 2 04 14 2 04 15 2 04 16 2 04 180 H 160 mia A4 J 140 K 0 L 120 o M 2100 3 N e jo si eco 50 E o_V Bridge temperature Variazione della temperatura media e della pressione della terra sulle spalle del ponte tra il 10 02 2004 ed il 16 02 2004 Kerokoski et al 2005a 45 2 8 Ponti integrali in Italia Come gi anticipato in Italia la prassi costruttiva per ponti di luce medio piccola prevede l adozione di schemi statici in semplici appoggio La struttura potr cos essere dimensionata per i carichi principali permanenti accidentali vento sisma ecc trascurando le azioni secondarie ritiro del calcestruzzo deformazioni termiche cedimenti delle fondazioni ecc Il beneficio in termini di progettazione si sconta per nella durabilit delle opere stesse Tale impostazione nella progettazi
66. energia di frattura pu essere valutata con la seguente relazione Gr 0 2a fem J m ovvero N m Dove r 10 1 25 da Con d dimensione massima dell aggregato adoperato 8 32 mm In letteratura i casi di modellazione disponibili mostrano valori che generalmente sono compresi tra 0 06 0 2 N mm E stato dimostrato come un errore circa la valutazione dell energia di frattura sia molto meno rilevante rispetto all errata stima della resistenza a trazione del materiale Hordijk 1991 La migliore taratura di questo parametro non pu prescindere comunque da prove sperimentali specifiche le relazioni proposte precedentemente rappresentano infatti una stima approssimativa dell energia di frattura Basti pensare al fatto che in queste stime approssimate vengono presi in 105 considerazioni al massimo due parametri mentre in realt il comportamento a trazione influenzato da molti altri fattori Dai grafici riportati di seguito si pu vedere come le formulazioni del Model Code 90 e delle Linee guida calcestruzzo strutturale mostrino valori coincidenti per aggregati di diametro compreso tra 16 18 mm La formulazione secondo il Model Code 2010 mostra valori dell energia di frattura sempre maggiori fcm 30MPa 0 160 0 140 0 120 Linee guida calcestruzzo E 0 100 strutturale Z E Model Code CEB FIB 0 060 adi 90 O e Pi 0 040 0 020 Model Code CEB FIB 2010 15 20 25 30 35 dmax
67. europei Regno Unito e Svezia in Germania non esiste un esplicita regolamentazione per i ponti integrali Per questo motivo vengono analizzati e dimensionati come se fossero normali ponti in accordo con le normative DIN specialistiche che trattano queste opere infrastrutturali Rispetto alla popolazione totale di ponti in Baviera solo il 2 1 di tutte le infrastrutture autostradali composta da ponti integrali interessante notare per che il 78 di questa frazione composta da strutture costruite negli ultimi dieci anni segno che l interesse per questa tipologia di ponte sta sempre pi crescendo Schiefer et al 2006 citato in Economic and durable design of composite bridges with integral abutments 2010 La maggior parte dei ponti integrali realizzati ha comunque luce medio piccola ed il maggior utilizzo di queste opere avviene per il sorpasso di strade di media larghezza Nel 1999 il General Federal Ministry of Transport Building and Urban Affairs BMVBS pubblica una lista di dieci prototipi di ponti monocampata consigliati Otto su dieci sono ponti integrali con una luce massima di 45 m Cantet en ts Tae hl i n o i La MEI k I p s 2 severe ci _ inni pina R Gii t oa iti 8 pr Sontipnit do Popotani ji y A pae un 3 f n Sage a DEA te rr R H IR d DI 4 ia i meig AS CoA Anceuniiice Due prototipi di ponte integrale Bundesministerium f r Verke
68. h neisud AA irosiekid 44 0682 10 A1goeysk10 07449410 717269410 3 10 i ZATAZI iF Afs A Li TAA Ta wi da La ia ra p A A Ag i I Fi e 1 1A fi t i d NALI Li ti t Eg A H to TN A CRA TA LES EDL LAI DI DE S OUT a A A aU i i ONORIO MN MNM IM IN HA Ai jt Fi EN vot A AR fa La EA H PI EAA A ULI A UA GL S US A LU Le n i i j uo WO LAI ASI AI A GU GSS SS E RL EM EU PM PIA n 1 0085x 105 843 7344x 10 684 7640x10 527 1757x10 370 1032x10 213 1924x10 56 2920x10 1 0086x 10 Sollecitazioni taglianti e flessionali sulle aste di parete modello con eccentricit nodali Di seguito vengono proposte la verifica ad instabilit locale per il corrente compresso superiore nella sezione in campata e quelle per le aste di parete con sollecitazione assiale maggiore e sollecitazione flessionale maggiore Il rapporto tra la sollecitazione agente e quella resistente mostra come la percentuale di sfruttamento del materiale aumenti del 10 circa per il corrente longitudinale e del 30 circa per le aste di parete 230 Verifica instabilit locale corrente compresso_ max sforzo assiale Area 1corr sup mm nmm 6 Manim 0 May INmm 0 Mo INmm o Verifica instabilit locale asta di parete compressa_ max sforzo assiale nmm 4 Mes INmm ___0 May iN O Minm o num Area mm7 0 66 w mm Area lasta par mm7 1600 Jxx asta par Imm 213333 33 Verifica instabilit locale corrente compresso_ max mom flettent
69. il momento in campata il momento all incastro ed il taglio all incastro 192 STATI LIMITE ULTIMI 3 STATI LIMITE ESERCIZIO na i schema1_M1_Comb FREQ_SLE16 schema1_M1_Comb QP_SLE17 or a or ECHI a or a or ia os a a Ta ECHI a EETA Ei ME 12 04 iso si 4A Laz Laz i BEETA E E EI 12 025 e EAA Ee Ee Laa ina MEC E 12 042 06 Res Ei i 06 ai 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 5 0 5 0 175 193 H 4 o an E3 dif Q3 M1 S S Q 7 1 35 1 35 1 35 1 35 1 35 1 35 1 013 1 013 1 013 1 013 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 1 01 0 76 0 76 0 76 0 76 2 0 2 54 0 2 0 72 0 54 0 72 1 2 09 09 09 09 09 09 09 09 09 os o o Lagj d o9 os os 09 135 09 135 09 135 09 135 09 135 09 135 09 135 09 135 09 1 013 og 09 EA 09 09 09 09 06 06 06 06 EA 06 06 06 Li Du a o Da l E JI csi 72 0 25 72 2 1 m N 0 0 7 0 1 7 5 7 pas N N 0 MERE G E i ai pi Ii Dosi 09 ei m N N 7 7 6 N Sg O m m y Ww a S D WWwWIwWwWWwWwWWwWwWwWwWwWWwWwWwjwWw wWwW Ww UI UI 54 N m N Ww m N 0 g NI Dn 1 013 2 2 2 m O S N 0 4 0 76 SE NI ep i 1 6 5 3 Combinazione dell azione sismica con le altre az
70. il primo in cui si pu assumere valida l ipotesi di De Saint Venant con sezione che rimane piana il secondo in cui la connessione tra le due sezioni pu deformarsi realizzando degli spostamenti relativi tra le due sezioni Quest ultimo modello possibile se si pensa al fondello in acciaio inferiore oppure alle barre lisce del traliccio Un secondo aspetto caratteristico delle travi PREM che tutti i carichi permanenti precedenti alla presa del getto di completamento non hanno influenza sul comportamento viscoso dello stesso in quanto gravano completamente sulla struttura metallica Tutti i carichi permanenti precedenti la presa del calcestruzzo non produrranno quindi una freccia viscosa Diversamente nel caso di strutture con fondello prefabbricato in calcestruzzo si ha un elemento formato da tre componenti diverse una elastica e due viscose con propriet reologiche differenti 164 6 4 2 3 Variazioni termiche Le azioni termiche devono essere classificate come azioni variabili ed indirette le quali devono essere attentamente valutate in relazione allo schema statico di ponte integrale che si intende adottare In relazione infatti al grado di vincolo di incastro che si intende creare tra impalcato e sottostrutture le deformazioni termiche del primo generano deformazioni e sollecitazioni che devono essere permesse e sopportate dagli elementi strutturali collegati La deformazione termica nel caso di un elemento libero di defo
71. manutenzione delle infrastrutture dotate di giunti di dilatazione La progettazione di una struttura di tipo integrale permette di conseguire anche altri vantaggi descritti di seguito Costi di costruzione 1 La progettazione di un telaio a parit di luce e carichi comporta sollecitazioni minori rispetto ad una struttura isostatica si ottengono quindi sovrastrutture pi snelle ed in definitiva si sfruttano meglio i materiali Riducendo l altezza della sovrastruttura si diminuiscono anche i lavori di movimentazione terra risparmio generale del costo di costruzione 2 Nella progettazione di una struttura a telaio con luce medio piccola diventa superflua la realizzazione di pile intermedie semplificando la costruzione dell opera e non interrompendo la circolazione sotto l infrastruttura risparmio nelle opere fondazionali risparmio di tempo nella costruzione non vi interruzione del traffico 3 Il costo relativo all acquisto accettazione ed installazione dei dispositivi di appoggio viene eliminato Costi di manutenzione minori costi di manutenzione e monitoraggio sono dovuti all assenza dei dispositivi di appoggio e dei giunti di dilatazione con i benefici gi trattati precedentemente Costi di adeguamento Interventi di modifica sulle strutture sono pi semplici ed economici rispetto ai ponti isostatici tradizionali Esercizio della struttura Non essendoci discontinuit sul piano carrabile il transito dei
72. modello 2 Sorgon 2009 MAN Modello a traliccio con struttura ad anima isostatica interamente metallica Sorgon 2009 Per la valutazione del contributo del calcestruzzo vengono confrontati i valori risultanti dalla formulazione aderente all EC2 1993 e quella presente sul testo Cemento armato Calcolo agli stati limite Toniolo 1998 Si vede immediatamente come tale relazione uguale a quella presentata precedentemente e relativa alla resistenza a trazione del calcestruzzo non fessurato utilizzata anche nel DM 96 Vrcls_EC2 1993 0 25 k feta 1 2 40p1 byd Vrcls_Toniolo 1998 0 6 feta Pwd Avendo assunto e k 16 d con d espressa in metri e comunque d lt 0 6 e Q F lt 0 022 rapporto di armatura longitudinale 83 Nel caso specifico in esame la formulazione con calcestruzzo non fessurato risulta pi cautelativa della relazione dell EC2 1993 e quindi si preferisce adottare un contributo del calcestruzzo aderente al DM 96 o del Toniolo Petrovich 2008 Il valore del taglio ultimo resistente sar quindi dato da Vra Vraiag Vreis Vraiag Asw fya sina Si nota comunque come per le geometrie delle travi reticolari utilizzate normalmente con importanti percentuali di armatura tesa ed altezze in spessore di solaio le due formulazioni relative al contributo del calcestruzzo diano risultati molto simili Lo studio ha evidenziato come le previsioni dei modelli analitici in entrambi i casi
73. nelle costruzioni EC8 progettazione delle strutture per la resistenza sismica 68 Categoria B Ricadono in questa categoria le travi i cui elementi correnti longitudinali ed aste di parete sono realizzati con tondi in acciaio da c a Le travi risultanti seguiranno quindi le prescrizioni relative alle strutture in calcestruzzo armato Le Procedure Ministeriali prevedono comunque la possibilit di utilizzare acciaio da carpenteria per sostenere le sollecitazioni di Fase1 ma in questo caso non ammesso tener conto del suo contributo nella fase finale di funzionamento L eventuale fondello prefabbricato pu essere in acciaio o calcestruzzo armato DM 14 01 2008 84 1 e 87 4 Costruzioni di calcestruzzo EC 2 Progettazione delle strutture in calcestruzzo Categoria C Strutture non riconducibili ai principi alle definizioni ai modelli di calcolo e ai materiali delle due categorie sopra indicate DM 14 01 2008 84 6 Costruzioni di altri materiali 4 4 Comportamento statico e descrizione generale dell elemento strutturale Come anticipato precedentemente il comportamento statico delle travi reticolari miste collegato ai diversi momenti in cui svolge la completa funzione strutturale In una fase iniziale fino al consolidamento del calcestruzzo la trave si comporta come una struttura reticolare metallica e lo schema statico di rifermento quello di una trave in semplice appoggio Lo sfor
74. nuovo casello di Trento sud Zordan et al 2005 Lo schema statico della struttura rappresentato da un arco telaio L impalcato costituito da una struttura mista acciaio calcestruzzo Gli archi sottostanti sono formati da profilati in acciaio chiusi riempiti di calcestruzzo all interno prevista anche dell armatura di rinforzo 46 Lunghezza totale Schema statico 3 Num travi per campata 6 19 22 m Caratteristiche generali dell opera Zordan et al 2005 Usai DE n da POSA dra 7 fe l I l I i I I I 1 9 dd ra iD i OEO m D emere o nc c nocc_ E Prospetto laterale del viadotto Zordan et al 2005 Sezioni trasversali e particolari costruttivi dell impalcato Zordan et al 2005 Il comportamento a telaio viene ottenuto solidarizzando gli archi all impalcato cos le sollecitazioni vengono scaricate contemporaneamente sulle spalle sia in maniera diretta dall impalcato sia attraverso i puntoni degli archi L ipotesi fondamentale per il funzionamento dello schema statico che le spalle offrano un vincolo rigido In caso di cedimenti stato previsto un sistema di ritesatura dell impalcato praticabile dal corridoio di ispezione 47 Schema statico del ponte Zordan et al 2005 Data la vasta popolazione di ponti sul suolo italiano con travi in semplice appoggio risultano altrettanto interessanti interventi
75. plastiche def da ritiro ecc Innanzitutto l algoritmo molto pi semplice e presenta minori problemi di convergenza In secondo luogo si ha il vantaggio di non dover decomporre la deformazione In questo modo sono sufficienti due leggi costitutive per definire il comportamento del calcestruzzo una per la trazione ed 100 una per la compressione del materiale eventualmente ci sarebbe anche una terza legge per il comportamento a taglio Questi modelli come gi detto non riproducono un effettivo distacco degli elementi della mesh ma rappresentano il danneggiamento smootandolo sugli elementi finiti interessati dalla concentrazione di deformazione attraverso un progressivo degrado delle propriet meccaniche del calcestruzzo in quegli specifici elementi Il modello di danno implementato su Midas FEA ha bisogno quindi di tre leggi costitutive per il calcestruzzo che definiscano il comportamento a rottura del materiale a compressione a trazione ed a taglio Tali modelli risultano quindi molto utili sia nelle analisi agli Stati Limite di Esercizio SLE che agli gli Stati limite Ultimi SLU Ovvero in tutte quelle verifiche in cui la fessurazione o lo schiacciamento del materiale diventa il limite da esaudire Il modello viene poi completato da un gran numero di opzioni selezionabili in modo da approntare un analisi numerica il pi fedele possibile alla situazione reale Crack model Come gi anticipato nei modelli di
76. ponti con giunti aventi la stessa et Per i ponti costituiti da travi accostate in calcestruzzo precompresso sono state approntate delle modifiche alla parete posteriore delle spalle alla soletta di approccio ed alla soletta dell impalcato La connessione con la sovrastruttura stata migliorata estendendo i trefoli di acciaio e le armature lente della soletta dell impalcato fino alla parete posteriore delle spalle Il muro posteriore della spalla viene inclinato di 45 in modo che la soletta di approccio venga gettata insieme alla soletta dell impalcato andando a ricreare la continuit Questo dettaglio costruttivo si dimostrato essere per non soddisfacente Infatti la soletta di approccio non essendo in grado di accompagnare le deformazioni conseguenti i cedimenti del terreno di riempimento si fessurava longitudinalmente e trasversalmente in corrispondenza della spalla Si risolto il problema realizzando getti separati per la soletta di approccio e di impalcato ponendo in mezzo un giunto ed eliminando le armature longitudinali di continuit Le armature sono disposte quindi a 45 in modo da consentire la rotazione della soletta di appoggio nel caso in cui vi siano cedimenti del terreno di riempimento FORMED JOINT WITH FORMED JOINT WITH BONO BREAKER BONO BREAKER SUPERSTRUCTURE SLAB r_ SUPERSTRUCTURE SLAB APPROACH SLAB APPROACH SLAB PRESTRESSED UNIT TEMPORARY SUPPORT FOR STEEL GIRDER NI ABUTMENT
77. quali il progetto del varo della struttura assume uguale importanza della progettazione della stessa struttura Un altro fattore interessante che ha portato a preferire questa soluzione rispetto alle ordinarie strutture miste utilizzate per le infrastrutture stradali stato la possibilit di creare l incastro inghisaggio delle travi e della soletta con le sottostrutture del ponte ottenendo la tipologia di ponte integrale auspicata 65 4 2 Cenni storici Le prime strutture miste furono adottate agli inizi del 1900 Realizzate incorporando nel calcestruzzo profilati metallici che garantivano la collaborazione tra i due materiali mediante estese superfici di aderenza Negli anni trenta il sistema costruttivo si evoluto limitando il calcestruzzo ad una soletta collegata con ancoraggi alle travi metalliche Il suo utilizzo aumentato grazie anche alla ricezione di tale tipologia costruttiva prima dalla AASHO nel 1944 e successivamente nelle norme tedesche DIN L interesse per questa tecnologia progressivamente aumentato grazie a nuovi studi teorici e sperimentali che hanno consentito di ottimizzare i materiali sviluppare nuove tecniche costruttive e semplificare gli aspetti costruttivi che incidevano sui costi di produzione Questi fattori resero il sistema costruttivo finalmente concorrenziale rispetto ai metodi di costruzione tradizionali nel campo delle strutture da ponte A questo punto nel 1962 l Ing Leone pens di trasfer
78. reticolare come mostrato nel disegno precedente DSC _ oe TRN CONE Carichi Critici Euleriani NUM pa femm 222 La verifica analitica proposta appare sufficientemente cautelativa in relazione al momento critico elastico ottenuto per via analitica semplificata rispetto a quello ottenuto per via numerica Bisogna comunque ricordarsi dell ampio sovradimensionamento effettuato all inizio Dalle elaborazioni sviluppate nell ambito della tesi con travi di maggior luce appare evidente come questa verifica sia particolarmente critica e determinante per il dimensionamento della reticolare Nella progettazione reale di queste opere ci si dovr ricondurre non tanto a modelli analitici semplificati quanto a modellazioni numeriche non lineari per geometria e materiale Tali analisi dovrebbero prendere in considerazione sia l effettivo grado di vincolo della trave PREM che eventualmente la modellazione con elementi tridimensionali dello zoccolo prefabbricato 223 Rigidezza molle applicate al corrente superiore spost aste spost fond mm mm 1600 20000 0 0005 0 0000 0 0005 1826 2 13E 05 250 19750 0 0005 0 0003 0 0008 1252 spost Aste di parete 2 J A 3 co O 0 0005 _0 0008 0 0013 7 spost 0 005 55 135 NI 206000 10750 10250 0 0005 0 0063 00068 147 11250 9 14 8250 5 12250 7750 0 005 0 0059 0 0064 155 6750 13750 6250 0 005 0 0052 0 0058 173 5250 15250 3750 0 0005
79. reticolare sul piano orizzontale per controventare le aste di parete che risultano compresse Tale elemento costituito da profili tondi fp16mm Tutto l acciaio utilizzato per la trave reticolare mista del tipo S355 La trave rientrer quindi nella categoria A strutture miste acciaio calcestruzzo Vengono previsti inoltre uno zoccolo inferiore e delle spondine laterali in calcestruzzo da realizzarsi in stabilimento che fungeranno contemporaneamente da cassero per il getto di completamento della trave PREM e da superficie di appoggio delle lastre predalles Considerando un interasse delle travi di 2m ed una larghezza delle travi di 80cm la luce delle lastre predalles sar di 1 4m compresi 10 10cm di appoggio sulle spondine delle travi PREM per parte Successivamente verranno riportate per maggior chiarezza le sezioni trasversale e longitudinale della trave PREM appena descritta Si propongono di seguito le tabelle relative all analisi dei carichi e le verifiche resistenziali di Fasel Tali verifiche mostrano un netto sovradimensionamento che pu sembrare sproporzionato ed eccessivamente cautelativo rispetto alle sollecitazioni di prima fase In realt la sezione adottata consente di superare tutte le successive verifiche instabilit in Fasel e resistenza in Fase2 senza modificare il numero o le sezioni delle armature 209 Il progettista pu anche optare per una soluzione che ottimizza i materiali andando a modificare le sezi
80. rispetto alle isole Britanniche La conclusione dei loro studi sulla base di analisi statistiche ha evidenziato esistere differenze trascurabili tra temperatura media dell aria all ombra nelle ultime 24 e 48 ore Pertanto la correlazione tra EBT e temperatura media dell aria all ombra pu essere condotta indifferentemente sia nelle ultime 24 che nelle 48 ore indipendentemente dalla tipologia di impalcato adottata acciaio struttura mista o calcestruzzo Per gli impalcati a struttura mista in particolare gli autori propongono le seguenti relazioni che introducono un ulteriore variabile 166 Tmin EBT 7 1 04 Tmin shade 2 4 C Tmax EBT 7 1 09 Tmax shade 0 1 C4 AT oiar Allo 0 18 T Dove e Tin EBT Tmax egr Minima e massima temperatura effettiva del ponte e T ninshader I maxshade temperatura massima e minima dell aria all ombra e AT oiar variazione uniforme di temperatura prodotta dalla radiazione solare e T incremento di temperatura solare Per la definizione delle azioni termiche si fa riferimento nel caso di progetto all Eurocodice ed alle NTC 08 La variazione della distribuzione della temperatura all interno dei singoli elementi strutturali influenzata come gi stato anticipato da numerosi fattori ambientali geometrici e di materiale In via semplificata l Eurocodice 1 parte 5 consente di dividere la distribuzione di temperatura all interno di un singolo elemento in 4 componenti disti
81. sh H Conglomerato armato e precompresso vol 1 Edizioni Tecniche Milano 1978 e Tecnostrutture S r l Prontuario REP Progettare con il sistema REP Travi REP Pilastri e Setti Maggioli Editore IV Edizione e Users Manual DIANA Finite Element Analysis release 9 4 4 e Users Manual Midas FEA Analysis and Algorithm e Viggiani C Fondazioni Hevelius Edizioni 1999 e Vitaliani R Scotta R Saetta A II calcolo limite agli Stati limite delle strutture di calcestruzzo armato Edizioni Libreria Progetto Padova 2002 Articoli Report di ricerca consultati e Itani A Pekcan G Seismic Performance of steel Plate Girder Bridges with Integral abutments University of Nevada FHWA Report 2011 e Belletti B Damoni C Hendriks M Linee guida olandesi per l analisi non lineare ad elementi finite di strutture in c a e c a p alcune indicazioni per la verifica agli stati limite di elementi inflessi Structural Modeling num 3 4 2011 e Bozorgzadeh A Ashford S Restrepo J et al Effect of backfill soil type on stiffness and capacity of bridge abutments World Conference on Earthquake Engineering 2008 Beijing e BozorgzadehA Ashford S Restrepo J Nimityongskul N Experimental and analytical investigation on stiffness and ultimate capacity of bridge abutments University of California 2008 e Braun A Seidl G Weizenegger M Frame structures in bridge construction design analysis and economic considerations International
82. si considerano veicoli speciali Nel caso in esame si prendono in considerazione il gruppo di azioni 1 avente il valore caratteristico del modello di carico principale M e il gruppo si azioni 2 che combina il valore frequente del modello di carico principale M1 con valore caratteristico di frenamento La Tab 5 1 V NTC 08 fornisce i valori dei coefficienti parziali delle azioni da assumere nell analisi per Carichi su marciapiedi piste ciclabili Schema di carico 3 con valore di combmazione carico 3 con valore caratteristico 5 0 Nim la determinazione degli effetti delle azioni nelle verifiche agli stati limite ultimi Nella Tab 5 1 V NCT O8 il significato dei simboli il seguente Vai coefficiente parziale del peso proprio della struttura del terreno e dell acqua quando pertinente Vg coefficiente parziale dei pesi propri degli elementi non strutturali Ya Coefficiente parziale delle azioni variabili da traffico Va coefficiente parziale delle azioni variabili Il coefficiente parziale della precompressione si assume pari a yp 1 valori dei coefficienti Poj 1 e W zj per le diverse categorie di azioni sono riportati nella Tab 5 1 VI 191 Tabella 5 1 V Coefficienti parziali di sicurezza per le combinazioni di carico agli SLU ai 5 favorevoli Carichi permanenti z sfavorevoli favorevoli Carichi permanenti non strutturali sfavorevoli A dnn ie favo
83. spostamento 250 200 e Trave2 150 gt coi Sezione mista DM 08 D 100 Sezione C A DM 08 C2 C A Tesser 2009 Carcio kN 8 50 Sez mista Petrovich 2008 0 ACI318 05 0 2 4 6 Spostamento in mezzeria mm Modello numerico Trave2 Rapporti tra i carichi previsti P dai modelli analitici ed i carichi snervamento Xx Z n pi ottenuti con l analisi numerica Sezione mista i KN DM 08 Sezione C A DM 08 Verifiche Sezione C A analitiche Tesser 2009 kN kN Sezione mista Petrovich 2008 Sezione C A ACI 318 05 kN kN 130 Step5 Spost 1 14mm F 64kN Fessurazione di tipo flessionale Sxx Nimm 2 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 34 3 3796264001 P TIE 3 65773e 001 mg 3 499782 001 08 3 34184e 001 asd 3 18390e 001 He 3 02595e 001 Pea 2 868012 001 FES 2 71007e 001 Tee 2 55212e 001 HF 2 39418e 001 9 32 2 23623e 001 oe 2 07823e 001 b E 1 92035e 001 l e oe 1 76240e 001 Aor 1 604466 001 Aae 1 446516 001 Sop 1 28857e 001 397 1 13063e 001 Ta 9 72683e 000 Lie 8 14739e 000 290 6 56795e 000 239 4 388522 000 242 3 40908e 000 la J D 3 D 4 9 i DI 1 2 7 g 5 4 e 1 82964e 000 Jder 2 50201e 001 3347 1 32924e 000 74 2 30868e 000 3 947 4 48811e 000 3 44 6 06755e 000 34 7 64699e 000 Pger 9 22643e 000 Gs 1 08059e 001 54 1 23853e 00
84. superiori dei correnti superiori imponendo una forza unitaria in corrispondenza delle connessioni con le aste di parete Lo spostamento sar pari alla somma dei contributi flessionali sia delle aste di parete sia del fondello pregettato Si determina quindi la rigidezza del sistema aste di parete pi fondello come una serie di molle discrete posizionate sul corrente superiore in corrispondenza delle connessioni con le aste di parete Si calcola infine il carico critico euleriano per via numerica analisi di linear buckling del corrente compresso come quello di un asta su un letto di molle con rigidezza variabile Il momento critico elastico viene determinato sempre moltiplicando il carico assiale per il braccio delle forze interne 221 Modello assunto per il calcolo del carico critico Euleriano Rigidezza flessionale anima doppiamente incastrata e rigidezza flessionale corrente inferiore semplicemente appoggiato molle con rigidezza variabile Modello assunto per l instabilit globale del corrente superiore compresso Asta su molle con rigidezza variabile con passo c Di seguito si riportano la verifica analitica semplificata ad instabilit flessotorsionale ed i valori inseriti delle rigidezze traslazionali del sistema aste di parete zoccolo pregettato Le quote a e b delle molle traslazionali si riferiscono ad un sistema di riferimento con origine in corrispondenza del corrente inferiore della
85. un analisi sperimentale al fine di capire il reale comportamento delle travi PREM e di saggiare la bont dei modelli proposti Le conclusioni a cui arrivano i diversi autori non sono per univoche segno che il problema di notevole complessit e non completamente risolto 5 2 Modello analitico originale Travi REP Leone 1972 Nelle sue Procedure di calcolo per Travi Reticolari Miste Ving Leone nel 1972 calcola l area dell anima del traliccio come somma di due contributi il carico assiale delle azioni in Fase1 e lo sforzo di scorrimento delle azioni in Fase2 L area dell anima del traliccio sar quindi dato dalla somma dei seguenti due contributi Qrase1 l 1 1 Grasez 1 1 Aanima Arase 1 ue Arase 2 ae b fya 2 sind 7 Trave PREM in semplice appoggio dimensionamento anima del traliccio Procedimenti di calcolo per Travi REP ing Leone 1972 75 5 3 Meccanismo resistente Ritter M rsh modificato Tesser 2009 Presso l Universit degli Studi di Padova durante gli anni 2005 2009 stata condotta un estesa attivit di ricerca sperimentale in collaborazione con l azienda Tecnostrutture sul comportamento strutturale delle travi REP In tale sede stato proposto un modello analitico per la valutazione del taglio resistente delle travi reticolari miste Tesser 2009 In tale lavoro stato innanzitutto eseguita un analisi delle differenze tipologiche della trave reticolare mista ris
86. veicoli non produce pi sovrasollecitazioni dinamiche agli organi di ammortizzazione dei veicoli o le strutture del ponte Inoltre si riducono i rumori aumentando in generale il comfort dell utente dell infrastruttura 52 Resistenza sismica La pi comune causa di danneggiamento di un ponte a seguito di un evento sismico la perdita dell appoggio delle travi Questo problema viene risolto dal momento che la spalla costituisce un diaframma che vincola rigidamente le travi Gli svantaggi connessi al ponte integrale sono invece Progettazione complessa L adozione di uno schema statico iperstatico costringe il progettista a considerare anche gli stati di coazione che potrebbero insorgere durante la vita utile dell opera quali ad esempio variazioni termiche cedimenti delle fondazioni ecc Elevate sollecitazioni sui pali di fondazione In seguito agli spostamenti indotti dalle deformazioni termiche della sovrastruttura i pali di fondazione possono soffrire elevate sollecitazioni fino alla formazione di cerniere plastiche Se hanno luogo rotazioni plastiche il carattere ciclico dei movimenti termici pu essere un fattore di criticit per l elemento strutturale Limitazioni geometriche Poich gli spostamenti termici sono direttamente proporzionali alle dimensioni della sovrastruttura esiste una lunghezza massima del ponte che non pu essere oltrepassata Inoltre esiste un limite sulla massima inclinazione in pianta del pon
87. 0 Sezione della trave REP NOR in Fase1 e Fase 2 Tesser 2009 s sirain transducer Z displacement transducer Sezione longitudinale della trave REP NOR con rappresentazione dello schema statico per la prova a taglio Tesser 2009 valori di resistenza dei materiali sono stati ottenuti con apposite prove realizzate sempre presso il Laboratorio di Costruzioni dell Universit di Padova Tali test hanno evidenziato una tensione di snervamento media dell acciaio tipo S355 di 411 MPa ed una tensione di rottura di 539 MPa Il calcestruzzo C20 25 mostrava una resistenza cubica a compressione media di 27 1 MPa Tali valori sono stati poi utilizzati per il calcolo delle resistenze teoriche delle travi Beam Mr kNm afm Va kN VelkN Va kN Va kN PI kN Trusses 1 18 6 1 30 22 1 28 6 Trusses2 18 6 0 50 19 7 39 4 Beams3 69 5 1 30 49 1 26 0 47 3 193 106 9 Beams4 69 5 0 50 49 1 26 0 47 3 TAa 146 6 Valori di resistenza teorici delle travi Tesser 2009 I due test sperimentali effettuati hanno mostrato che la rottura a taglio della trave avviene per snervamento della prima diagonale tesa in corrispondenza di un carico pari a 165 9 KN nel primo caso e 156 8 kN nel secondo caso In entrambi i casi si assistito al distacco del piatto inferiore assenza dell effetto spinotto nei meccanismi secondari di resistenza al taglio ed alla diminuzione di inclinazione della fessurazione in prossimit del corrente compresso di calcestr
88. 0 12 10 C Si assume ar 12 10 C esplicitamente indicato per le strutture miste acciaio calcestruzzo Resta da indicare come variabile del problema l escursione termica prevista la cui definizione pi complessa di quanto sembri poich la variazione termica da ricercarsi non riferita tanto alla temperatura atmosferica quanto a quella all interno dell elemento strutturale Tale parametro viene indicato in letteratura come Effective Bridge Temperature EBT La definizione della stessa dipende da diversi parametri ambientali temperatura dell aria radiazione solare velocit del vento e precipitazioni atmosferiche da parametri geometrici della sezione superficie esposta volume dell elemento orientazione della struttura ed infine di materiale conduttivit dei singoli materiali e composizione tra diversi Durante gli anni 70 Emerson 1980 citata in Hallmark 2006 ha sviluppato un modello che intendeva determinare l EBT sulla base della temperatura media dell aria all ombra misurata nelle ultime 48 ore L Eurocodice 1 definisce temperatura dell aria all ombra come la temperatura misurata da termometri posti in una scatola dipinta di bianco composta di strisce di legno che lasciano passare l aria ma non la luce nota come schermo di Stevenson Successivamente Oesterle and Volz 2005 citati in hallmark 2006 hanno modificato il modello permettendo la sua estensione a climi pi variabili
89. 002 0 2 y 4 4097 1e 002 i UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinearn NON linear 0 35 REINFORCEMENT BAR LOW St Output CSys Element Local CSys HE 2027e 002 MM 4 4097 1e 002 Tensioni sugli elementi Reinforcement subito prima della rottura 0 000 314 917 629 035 943 992 1258 070 1D REINFORCEMENT i _ T Sxx Nimm 2 4 254482 002 3 72940e 002 1 4 3 20433e 002 2 67925e 002 2 15415e 002 1 62911e 002 20 2 1 10403e 002 5 79956e 001 4 9 86155e 000 ATI 193e 001 8 9 96268e 001 26 1 52134e 002 25 2 04642e 002 1 7 2 57149e 002 1 9 3 09657e 002 1 5 3 62164e 002 0 6 Y 4 14671e 002 i UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 375 REINFORCEMENT BAR LOW Sx Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement subito dopo la rottura Nonostante la legenda del contour delle tensioni mostri dei valori di tensione superiori al valore dello snervamento assegnato nella legge costitutiva tali valori sono dei picchi localizzati che si trovano agli estremi degli elementi reinforcement 114 0 000 318 733 637 466 956 198 1274 931 2D ELEMENT STRAIN _____l1 010e0 x ___ Y TEI None 0 6 0 6 0 7 Y 0 9 i 0 9 1 1 1 2 2 1 2 5 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 375 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys Deformazioni l
90. 01 T 03 1 02 T 03 G Definita la tensione media con la relazione g OE 993 Sostituendo questa nell espressione del tensore deviatorico si ha 109 1 Jia z o 0 05 0102 0103 0203 Sostituendo quindi quest ultima nell espressione dell energia di deformazione si ha 1 p ET 3E of of 0 0102 003 0203 Nel caso monodimensionale l energia di distorsione varrebbe Da of Dall uguaglianza delle due precedenti relazioni il criterio di resistenza intermini di tensioni diventa of 0 08 010 0103 0203 lt 0f Riscrivendo la relazione in termini di tensioni nel sistema di riferimento x y z si avrebbe o2 o of 0 0 0 0 0 0 t T Ca lt of Dall immagine che segue si pu vedere come il criterio di Von Mises sia meno cautelativo rispetto a quello di Tresca in quanto il dominio elastico rappresentato dall ellisse pi ampio rispetto a quello esagonale L adozione di questo criterio si giustifica per dal supporto delle esperienze sperimentali che mostrano una maggior aderenza comunque al criterio di Von Mises e dal vantaggio dal punto di vista computazionale di un dominio senza spigoli Confronto domini di resistenza secondo i criteri di Von Mises e Tresca 110 5 7 1 Modellazione Trave REP NOR Non possedendo una sperimentazione specifica per la calibrazione dei modelli numerici svilup
91. 01 1 54051e 001 1 61319e 001 1 68588e 001 1 75956e 001 1 831256 001 1 90393e 001 1 97661e 001 2 04930e 001 2 12198e 001 2 19467e 001 2 267 35e 001 2 34004e p01 2 4127 2e 2 48540e 2 55809e 001 2 63077e 001 TI ARAARA PPP in lainininininininininimimimim yicicto io ama aooe a a a a a A A a a a PP Io poor ovvio ppi ID NINNI I II pa TA None 6 726958 003 0 136 6 55878e 003 LAKS 6 30060e 003 LELE 6 22243e 003 PSs 6 05425e 003 masi 5 88608e 003 asise 5 717916 003 piee 5 54973e 003 Pae 5 38158e 003 Fest 5 21339e 003 PSs 5 04521 6 003 Piae 4 87704 003 Ciac 4 708866 003 1352 4 54069e 003 242 4 37252e 003 Zer 4 204346003 1522 4 03617e 003 e 3 86800e 003 Por 3 699826 003 TE 3 53165e 003 3 36347e 003 3 19530e 003 3 02713e 003 2 858952 003 2 630782 003 2 522612 003 2 354432 003 2 18626e 003 2 01808e 003 1 849912 003 1 68174e 003 151356e 003 1 34539e 003 1 17722e 003 ELA 1 009042903 E dii 8 408696 N04 133 6 72695e 5 045212 202 13 36347e 004 28 1 68174e 004 2990004 Repe AISNE VER BRE H Parnialy open 0 000 290 874 901 749 872 623 1163 498 loading p _ _ 2111_____ Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 3 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo
92. 1 Lois _1 3964724001 73 1 59442e P01 566 1 71236e UNIT N mm taag 1 87031e DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 125 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys DA 2 028230 00 Tensioni sugli elementi Reinforcement P2 Ninm 2 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 z 7 09050e 001 e 4 45461e 001 e 81871e 001 ae 8 17187e 002 4 3 45308e 001 4 8 08898e 001 ae 8 72488e 001 4 1 13608e 000 ge 1 39967e 000 ae 1 563262 000 4 1 92685e 000 4 2 19044e 000 ge 2 45403e 000 a 2 71761e 000 4 2 981 20e 000 4 3 2447 9e 000 4 3 50838e 000 4 3 77197e 000 4 4 035562 000 __ _ T iz Wi E D 5 7 3 fc 5 3 d F 5 F k F to 4 2991 5e 000 J 9 9 k 5 5 Foi 5 5 5 5 5 5 F 5 5 2 pe UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 125 HO Plane Stress SPP2 Y Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione GA 4 5627 4e 000 sh 4 82633e 000 s 9 08992e 000 66 9 35351e 000 og 9 81710e 000 66 9 88089e 000 s B 14428e 000 sh B 40787e 000 8 67146e 000 g B 93505e 000 7 19864e 000 p 2 48223e 000 7 72592e 000 n 2 98941e 000 SE 8 25300e 000 de 8 51659e P00 8 78018e p 9 04377e Sh 9 307362 000 9 57095e 000 i PPPPPROPOPOPO PO DO00O NnNNN LININICI INI palio in TEI None 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 tia
93. 1 ei 1 24062e 001 24 1 30870e 001 24 1 37678e 001 239 1 44486e 001 232 1 51294e 001 ee 1 58102e 001 4 4 4 4 2 2 2 2 2 2 05 1 E4 8 32699e 001 d CA 1 64909e 001 4 1 71717e 001 di 1 78525e 001 A 1 85333e 001 GA 1 92141e 001 A 1 98949e 001 2 05757e 001 212565e 001 221837364001 Si 22618le4 2 33 DA GA UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 4 HO Plane Stress SPP20Y Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 2 287970400 2 46605e 001 goggaa aa a a a a a a a a a a Laa La La haa aa ba haa baa haa TIT TIT Nr TE1 None 6 73292e 003 0 000 290 874 501 749 972 623 1163 498 mmeg TR Se460e 003 zz gt __ www_ 0 296 8 396276 003 6 22795e 003 EEA 6 05963e 003 T27 45891 306 003 TSi 5 72298e 003 T3 45 554666 003 T S 45 386346 003 T 5 218016 003 See 5 049696 003 T 4 88137e 003 Tag 4713046 003 DSe 4 37640e 003 Sa 4 208076 003 2 4 039756 003 S 43 87143e 003 370311e 003 3 534786 003 3 366466003 3 19814e 003 3 02981e 003 2 861492003 2 693176003 2 524846003 42 35652e 003 2 18820e 003 2 01968e 003 1 85155e 003 ToP 1 68323e 003 cura 1 514918 003 Li 1 34658e 003 Ie 1 178266 003 1 00994e 003 ai 8 41615e p04 AL 6732928 UNIT N mm Liep 5 04969e DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 4 HO Plane Stres
94. 1 kN m 6 4 4 Azioni sismiche l azione sismica viene definita in termini di spettro di risposta in accelerazione elastico o di progetto a seconda del fattore di struttura adottato a partire da tre sottogruppi di dati 1 La pericolosit sismica del sito in cui si intende costruire l opera 2 Il livello di protezione che si vuole garantire all opera 3 Parametri di caratterizzazione topografica e geologica del sito in cui sorge l opera NOTA Per la stesura di tale capitolo si fatto riferimento al foglio Excel Spettri NTC ver1 0 3 scaricabile dal sito del Consiglio Superiore del Lavori Pubblici Pericolosit sismica di base Il foglio elettronico permette di fare una ricerca per coordinate geografiche o per comuni Poich sono note le coordinate geografiche del sito si optato per questa modalit Si ottiene la seguente tabella che mostra la variabilit dei parametri ag accelerazione massima al sito Fo valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale e To periodo di inizio del tratto a velocit costante dello spettro in accelerazione orizzontale al variare dei tempi di ritorno Tr 183 Livello L impronta delle NTC 08 sulla base dei precedenti Eurocodici quella di dare un carattere prestazionale alla norma pi che prescrittivo lasciando cos al progettista una relativa libert nell affrontare la progettazione Per ci che concerne le azioni sismi
95. 102 Load capermmantal failure TMO 103 3 0 0 5 1 1 5 2 2 5 midspan displacement mm Diagrammi carico spostamento delle travi numeriche e confronto con il carico sperimentale di rottura Minelli e Riva 2009 93 5 6 Confronto risultati analitici e sperimentali delle prove esistenti in letteratura Nel seguente paragrafo si confrontano i carichi critici sperimentali ottenuti sperimentalmente dai vari autori con le modellazioni analitiche disponibili in letteratura proposte dagli stessi Sezione mista Petrovich 2008 Vsau min Vea Vwa Vraz Vea 0 60 feta bw d Vwa Asw fya sin q Vraz 0 5 feaby 0 9d 1 cota EC2 che considera il contributo del corrente compresso Tesser 2009 si considera 0 45 Vsau Min Voa Vwa Vraz 0 9d Vwa Asw fya cot0 cota sina cosp Veaz 0 1 fea bw X 0 9d cot0 cota Vra 2 di 0 85 fcaPw 1 cot20 NTC 08 Verifica armatura sezione in c a ordinaria si considera come inclinazione delle bielle compresse 30 nel caso delle travi TRR PONTE si adotta 22 Vra Min Vrsa Vreca 0 9d Vasa Asw fya cot0 cota sina cot cota Vasa 0 9 d by ac fea Era NTC O8 Verifica a taglio trave mista Vrsa Asw fyk sina ACI 318 05 Verifica a taglio sezione ordinaria in c a W Ve V V 0 166 Vf bd _ Av fyt sina cosa d S 94 Trave REP NOR Tecnostrutture Al fine di confrontare carichi critici o
96. 15538e 001 2 40303e 001 2 65069e 001 2 89934e 001 3 146008 001 3 39365e 001 3 641312 001 Subito dopo la rottura si pu vedere un meccanismo resistente alla Morsh dove le bielle compresse ricalcano il percorso delle aste di parete compresse della reticolare Tesser 2009 0 000 332 902 665 005 1330 010 2D ELEMENT STRESS P Tro _ T P2 Nimm UNIT N mm gt 3 69395e 000 1 55897e 000 251 5 76011e 001 23 6 271099e 000 13 9 4 84597e 000 6 98095e 000 9 11594e 000 T_ 1 12509e 001 5 1 40060e 001 1 55209e 001 1 76559e 001 _1 97908e 001 2 19258e 001 2 40608e 001 2 61958e 001 2 83308e 001 3 04658e 001 DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 375 HO Plane Stress SPP20Y Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione step successivo alla rottura Par Carico Applicato 180 160 140 120 Load kN 2 So uao a M Trave REP NOR Curve Carico Spostamento Es 150 Gpa h 30mm Es 206 GPa h 30mm E E5 150 GPa h 20mm 10 15 20 25 30 Spostamento in mezzeria mm uncracked model h 20mm threoreticatcracke 2 ES 150 GPa mode h 20mm theoretical strength 5 10 15 20 25 30 Mid span deflection mm Sovrapposizione delle curve carico spostamento sperimentali Tesser 2009 con quelle ottenute con analisi numerica 116 5 7 2 Modellazion
97. 26370e 001 133588e 001 1 408078 001 1 48025e 001 1 55243e 001 4 1 62461e 001 1 69679e 001 1 768976 001 1 841162 001 1913342 001 1 98552e 001 2 057 70e 001 5 1 2988e 001 5 20207e 001 EESE iN 0 3 e 5418616 UNIT N mm a392 4907964 DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 3 HO Plane Stress SPP2 V Output CSys Element Local CSys 03 2 29297e 001 2 63516e 001 Tensioni nella direzione principale di compressione PIPPI pe PP pe iiibiwibiaiaiaiaiala intatti a Nr kokako eee a PPPPPPPPPPPPPIPDL NINNI BAIN 0010 ui TEI None 1 11050e 002 0 000 284 940 569881 854 821 1139761 e e Pitt ___ gg 1 05437e 002 EEA 1 02721e 002 Ode 9 99447e 003 CCA 9 71685e 003 DE 9 43922e 003 CA 9 16160e 003 8 88397e 003 te 8 60635e 003 8 32873e 003 8 05110e 003 7 77349e 003 2 7 49585e 003 7 21823e 003 6 94061 e 003 SE 6 66298e 003 LA 6 38536e 003 6 10773e 003 5 83011e 003 5 55248e 003 5 27486e 003 sA 4 99724e 003 amp 4 71961e 003 4 44199e 003 4 16436e 003 3 88674e 003 3 60911e 003 3 33149e 003 3 05387e 003 2 77624e 003 2 49862e 003 2 22099e 003 1 94337e 003 1 66575e 003 1 38812eD03 1 11050e 8 32873e 5 55248e 004 2 77624e 004 l ERSE Mina a Geo Geo usi E ienen e ee e R BREE FRERER PDA 1 Ti i 1 l 1 1 L L FE Zi Fi SL i Di 4 h ES R Ee li
98. 278713e 002 jE 267815e 002 jeg 256917e 002 pase 2 46019e 002 n 4 2 35121e 002 2 24223e 002 2 13325e 002 2 02427e8 002 1 91529e 002 1 80630e 002 1 69732e 002 1 589834e 002 eg 1 47936e 002 1 37038e 002 1 26140e 002 1 15242e 002 1 04344e 002 9 34456e 001 8 25476e 001 7 16495e 001 6 07514e 001 4 98533e 001 3 89552e 001 2 805712 001 y SR RRAZZRE Rea piombi iarena 1 71590e 001 8 6 260862 000 4 63723e 000 1 55353e 001 2 64334401 3 73315e 4 82296e 5 91277e 001 7 00258e 001 patina Loft tatoo Pobokol i PPOP ET P2 Nimm 2 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 3 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys 0 000 290 574 581 749 872 623 1163 498 Tensioni nella direzione principale di compressione TEI 0 000 290 874 581 749 972 623 1163 498 i a UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 3 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione la olookokotohapohapohapohapohalt ir MEEA 2 03915e 000 93 1 31231e 000 85 i ia 001 To 232191e 000 3 04875e 000 3 77559e 000 4 502442 000 5 22928e 000 5 95612e 000 6 68297e 000 7 40981e 000 8 13665e 000 8 86350e 000 9 59034e 000 1 03172e 001 pA 1 10440e 001 pA 1 17709e 001 1 2497 7e 001 1 32246e 001 1 39514e 001 1 46782e 0
99. 3 Schema di Carico 4 Schema di Carico 5 costituito dalla folla compatta agente con intensit nominale comprensiva costituito da carichi concentrati su due assi in tandem applicati su impronte di pneumatico di forma quadrata e lato 0 40 m e da carichi uniformemente distribuiti come mostrato in Fig 5 1 2 Questo schema da assumere a riferimento sia per le verifiche globali sia per le verifiche locali considerando un solo carico tandem per corsia disposto in asse alla corsia stessa Il carico tandem se presente va considerato per intero costituito da un singolo asse applicato su specifiche impronte di pneumatico di forma rettangolare di larghezza 0 60 m ed altezza 0 35 m come mostrato in Fig 5 1 2 Questo schema va considerato autonomamente con asse longitudinale nella posizione pi gravosa ed da assumere a riferimento solo per verifiche locali Qualora sia pi gravoso si considerer il peso di una singola ruota di 200 kN costituito da un carico isolato da 150kN con impronta quadrata di lato 0 40 m Si utilizza per verifiche locali su marciapiedi non protetti da sicurvia costituito da un carico isolato da 10 kN con impronta quadrata di lato 0 10 m Si utilizza per verifiche locali su marciapiedi protetti da sicurvia e sulle passerelle pedonali degli effetti dinamici di 5 0 kN m Il valore di combinazione invece di 2 5 kKN m Il carico folla deve essere applicato su tutte le zone significative del
100. 39 761 T2 11 431246 002 1 6m6 0 c _o LE Reiter Ot 1 35764e 002 0S3 1 321 156 002 E 1 28445e 002 1 24775e 002 1 17435e 002 DEE 1 13765e 002 1 54 1 10096e 002 ger 1 084268 002 Se 02756e 002 547 9 90860e 003 42 9 541616 003 ef 9 17463e 003 4 8 80764e 003 47 8 44066e 003 Ga 8 07367e 003 LESS 7 70689e 003 LAP 7 33970e 003 Laa 6 9727 26 003 17E 6 60573e 003 Lra 6 238756 003 ii 5 87176e 003 5 50478e 003 5 13779e 003 4 77081e 003 4 40382e 003 4 03684 003 3 66985e 003 3 30287e 003 2 93588e 003 2 56890e 003 2 20191e 003 Roo 1 e UNIT N mm RIA 1 100962 DATA Non linfStructural Nonlinear Non lin 0 35 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys i 4 lg pair Deformazioni nella direzione principale di trazione SCESO H Paray open 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 loading s _ _ Partially open unloading 0 Fully open loading L Fully open unloading Closed C Nocrack yet UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 35 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 143 Step15 spost 3 57mm F 96kN Resistenza post rottura a taglio 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 E i TTA UNIT N mm DATA Non lintStructural Nonlinear Non lin0 375 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys
101. 42 96 La struttura di fondazione dimensionata per i carichi verticali pu sostenere o meno il terrapieno di approccio al ponte La soluzione pi comune prevede la creazione di un diaframma rigido che costituisce un vero e proprio muro di sostegno In alternativa si possono utilizzare pali di fondazione isolati purch si progetti una struttura indipendente per sostenere il terreno del terrapieno Recenti studi stanno per valutando il comportamento dei pali di fondazione soggetti unicamente a spostamenti orizzontali dovuti alle deformazioni termiche isolandoli dal terreno circostante Tale configurazione pu essere ottenuta ricoprendo il palo di fondazione con una struttura circolare che contrasti il terreno oppure predisponendo della terra armata dietro al palo stesso Esempi di nuova progettazione dei pali di fondazione con struttura di ricoprimento posteriore o terra armata posteriore Iles 2005 55 Sono anche possibili soluzioni pi semplici che non necessitano di muri di sostegno nel caso in cui il terreno abbia una pendenza compatibile con l angolo di attrito interno ed il deflusso delle acque meteoriche non abbiano azioni erosive Modello di ponte integrale con fondazioni profonde DMRB Volume 1 Section 3 Part 12 BA 42 96 Ponte semi integrale con impalcato con mensole finali munite di velette End Screen Abutment Lo schema strutturale di questa infrastruttura pu essere modellato come una trave in sempl
102. 48 12 12 12 12 Miastra YVazioni ras hpredalles 2 Ycis 1 5 25 0 25 2 F25 5 10 9 kNm l 1 Tiastra Yazioni as i li verace l Vers 1 5 25 x 0 25 1 25 al 28 12 kN Myoccolo Z Miastra VaAzioni Piastra Ppredattes di h 10 9 1 5 4 37 2 5 i 0 15 12 44 kNm Troccoto 1 5 Prastra Ppredattes 1 5 4 37 2 5 10 3 kNm Si calcola quindi il momento flettente resistente delle travi ipotizzando un altezza utile d 7cm per la lastra poggia predalles e d 21cm per lo zoccolo pregettato MRa lastra 0 9 d fya As 11 13 kNm MRa zoccolo 0 9d fya As 45 40 kNm La verifica a taglio sar effettuata secondo il paragrafo 4 1 2 1 3 1 delle NTC O8 considerando l elemento non armato a taglio 1 Vra 0 18 k x 100 p1 fek 3 Yc 0 150cp bwd gt Vmin F 0 150cp bwd Con e k 1 200 4 lt 2 e Vmin 0 035k fok e d b sono l altezza utile della sezione e la larghezza minima della sezione mm e p As b d il rapporto geometrico di armatura longitudinale lt 0 02 cp Nga Ac la tensione media di compressione nella sezione lt 0 2 f a NTC 08 4 1 2 1 3 1 NTC 08 4 1 2 1 3 1 d mm 70 d mm 210 DIN RN IE ven __ 056 kN 105 04 VERIFICATO i isso ten 059 p 0006 m Nea o a o a oos na N oa mea 0 249 6 13 Dimensionamento incastro L ultima paragrafo del caso stud
103. 4e 004 8 95222e 004 8 39271e 004 7 83320e 004 7 27368e 004 6 71417e 004 6 15465e 004 5 59514e 004 5 03563e 004 4 47611e 004 3 91660e 004 3 35708e 004 2 79757e04 2 238068 1 678542 1 11903e 004 5 59514e 005 no M 4 Ra BBRA fako komnknknknt peesase RS PREBE pes UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 125 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione p ly oo sonia bb i 1 1 1 1 1 1 z 2 2 2 2 2 2 y 3 3 3 4 4 5 ps IP Partially open 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 loading yy ___ ___ a __j Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed C No crack yet UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 125 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 126 Step12 spost 1 69mm F 345kN Snervamento prima asta di parete tesa Sxx Nimm 2 0 000 290 874 591 749 872 623 1163 498 1TIuuu_ _____ I__ UNIT N mm DATA NON linearfStructural Nonlinear NON linear 0 3 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Quiput CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement RES 3 550008 002 Dose 3 44102e 002 nose 3 332042 002 Dose 3 223068 002 Dose 3 114086 002 DX 3 00510e 002 p14 289611e 002 ges
104. 5 LO Truss SPXX Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi truss della reticolare 117 Tale modello evidenzia la rottura della trave per snervamento della asta di parete centrale Ipotizzando come nel caso precedente che le aste compresse siano aiutate dalle bielle compresse di calcestruzzo la rottura avviene per snervamento della seconda asta tesa Tale risultato si pu calcolare risolvendo manualmente la reticolare isostatica oppure semplicemente con la relazione Vasa Asw fya Sina 1230 400 sin 30 96 253 kN Moltiplicando per due il taglio resistente appena calcolato si ottiene un carico di rottura di 506 KN Tale contributo resistente imputabile al solo traliccio metallico circa il 40 di quello sviluppato a rottura dalle travi carico medio a rottura P 1250 kN La restante resistenza sviluppata dalla trave sar quindi determinata dai meccanismi resistenti al taglio del calcestruzzo come gi anticipato precedentemente Modello con Reinforcement Similarmente alla trave REP NOR anche in questo caso stato realizzato un modello piano semplificato In analogia al modello sviluppato all Universit di Brescia stata sfruttata la simmetria della trave Vincolando opportunamente la trave possibile quindi ridurre la dimensione della mesh In mezzeria quindi si sono vincolati tutti nodi della trave in direzione DX Il vincolo della trave in direzione verticale poich l appoggio ha dimens
105. 50 em Sezione longitudinale e trasversale delle travi 101x1 e 101x2 Minelli e Riva 2009 TRAVE N 101X3 RRI SUPERIORI 9626 L 20 176 20 216 cm FERRI INFERIORI T STRATO 9926 L 18 164 18 200 c ERRI INFERIORI I STRATO 9926 i L 20 170 20 210 om PASSO 25 c Sezione longitudinale e trasversale della trave 101x3 Minelli e Riva 2009 Puteo kg Pu k9 Pe kg Pu Pa 101 1987 110000 125000 25000 S 101X1 108500 91500 32500 101X2 108500 84000 30000 101X3 ia 92000 97000 15000 6 13 1 05 c a Tabella riassuntiva dei valori di resistenza delle travi a taglio Minelli e Riva 2009 Le prove effettuate sulle travi reticolari miste effettuate nel 1990 hanno evidenziato il vantaggioso ruolo del piatto trasversale Nel caso della trave ordinaria in c a la resistenza teorica riesce a prevedere in maniera molto efficace il carico ultimo reale della trave Da tale sperimentazione se ne conclude che la formulazione classica per il c a offre buoni risultati di resistenza al taglio con percentuali di armatura elevate 90 Modellazione numerica delle Travi Presso l Universit degli studi di Bergamo e Brescia si eseguita la modellazione numerica delle travi del gruppo di prove risalenti al 1987 Minelli e Riva 2009 Tali analisi numeriche sono state svolte con il software DIANA 9 1 della TNO Building and Construction Research Delft Olanda Le ipotesi preliminari su cui sono stati creati i modelli so
106. 506 140 3909 2 4473x10 MIN MAX BM2 N mm 3 0991x10 4 3502x10 Bm 41 Bm 628 6 0991x10 pe up perte e haa i 6 i 108 613 9882x10 2 5692x105 2 1298x 10 1 5279x10 FRA 4 3502x 105 4 3502x 105 3 490 7297x10 140 5336x10 138 8241x10 133 4287x10 140 5336x10 138 5548x10 132 7912x10 490 7297x10 Sollecitazioni taglianti e flessionali sui correnti longitudinali modello con eccentricit nodali Discorso opposto vale per le aste di parete Nelle zone in appoggio infatti il taglio della trave PREM si scarica come azione assiale sulle aste di parete Queste saranno sollecitate anche da azioni taglianti e flessionali aumentando lo sfruttamento del materiale La valutazione delle eccentricit nodali delle aste di parete risulta quindi fondamentale per la verifica ad instabilit locale delle stesse MIN MAX SF2 N 1 9685x10 2 3845x10 Bm 1275 Bm 1 y i 5 72 628 H433 68 0903 2899 M51 0 1 9 9 1 Dif sonnen 1 4840040 1 1914x101 9032 4148 711 4684 519 1925 326 4395 133 1241 MIN MAX BM2 N mm 1 4470x10 1 4470x10 Bm 1474 Bm 10 az E Ti ai ra har n Ca z a n kre FI n Di xx si E DO 4 E f F 7 7 r z c a paer 6 ORI FERRO RAS ata Race Resor Fosforo AARAAA AT DM RI NI FR RR RR Eana Ve DI RE LEI LAS LAS LAS RI TRI LARA NO LIO Yu Ra py fi fi X A HU EI EN EM OM OM EMN CAI CAI CAI CAS OE ENI CEG CE W BA VA Ya UU HU YU VI VIVI VIVI VU PU SU UU UU 2U DU IU DY VY A
107. 84134e 002 i i A Di konli Nm Be BRESBR Pa CRI a LS erBESLALa 100 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlineat NON linear 0 5 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys Q Q n a O Q fn Q n Q Q Q Q Q Q Q BRESBRERBRESER m Tensioni sugli elementi Reinforcement P2 Nimm 2 gz M 329e 000 Tee 9 92543e 001 ap 9 71 796e 001 5 dat 51049e 001 S13 2 69698e 001 CoA 6 90445e 001 as 1 11119e 000 ELA 1 53194e 000 1 95269e 000 CA 2 37 343e 000 KEA 3 21 493e 000 he 3 63567e 000 ELA 4 05642e 000 a dATTI7e 000 ELA 4 89792e 000 4 5 31866e 000 4 9 7 3941e 000 306 6 160162 000 EIA 6 580902 000 Era 7 001652 000 EFA 7 42240e 000 D 7 7 84315e 000 Ds 8 26389e 000 5 8 68464e 000 E 9 10539e 000 0 000 290 874 581 749 672 623 1163 498 p _ _ a UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 5 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione sl Aha pl ST TI LOL folli 46 9 5261 3e 000 2o 3 94688e 000 3 1 03676e 001 34 1 07884e 001 36 1 12091e 001 Jer 1 16299e 001 3 1 20506e 001 33 1 24714e 001 22 11 2892124001 1 41544e 1 45751e 001 L 1 49958e 001 n n pn n n n n pn n n i i n e n Tr TE1 None 4 22773e 002 Mae 4 12204e 002 nee 4 01634e 002 mee 3 91065e 002 Sor 3 80496e 002
108. 962e 001 m 0 393958 tai pepate tata boh pPpPpPpPpPbp aadan nooo Sese TEI None 7 8 640376 003 Osp 8 42438e 003 Dss 8 20835e 003 Heidi 7 99234e 003 Dase r T7633e 003 paee 7 56032e 003 Dase 7 34431e 003 Jee 7 128318 003 oe 6 91230e 003 6 69629e 003 Se 6 48028e 003 6 26427e 003 6 04826e 003 5 83225 003 Joe 5 61624 003 se 5 40023e 003 se 5 18422e 003 Fez 4 96821 003 40 44 75220e 003 4 53619e 003 4 32018 003 4 10418e 003 3 88817e 003 3 67216e 003 3 45615e 003 3 2401 4e 003 E 6 13 a 262 455921 1e 003 2 37610e 003 2 16009e 003 1 94408e 003 1 72807e 003 1 51206e 003 RE Erg e ST 6 64037e g4 63 6 48028e 6 6 4 32018e 004 2 16009e 004 Fa PERDA Aa Aa BEE vive ciccio ciccia Be Hton home Beppe ad ra l Parnaly open loading Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed _ Nocrackyet Step18 Spost 2 42mm F 162kN Resistenza post rottura a taglio Sxx Mimm 2 A b 4 03091e 002 0 000 242 437 454 873 727 310 969 746 ink 138304361002 W lt ___ wwww_ _i So 3 62394e 002 F 3 42946e 002 2e 3 228986 002 SE 3 02849e 002 ca 2 82801e 002 2 62753e 002 EA 2 42704e 002 2 22656e 002 A 2 02608e 002 EA 1 82559e 002 1 62511e 002 1 42463e 002 1 22414e 002 Da 1 023662 002 A 8 23176e 001 7 6 22693e 001 A 4 22210e 001 MEMA 21727e
109. C Davis Maroney 1995 Tale studio propone di considerare una rigidezza del terreno dietro alla spalla con la relazione 11 5 KN mm h Karas a WCT Dove w la profondit della spalla ed h l altezza della spalla corretta in funzione dell altezza della spalla utilizzata per le prove sperimentali 1 7m Tale rigidezza si potr inserire nel modello numerico per mezzo di molle traslazionali applicate sulle spalle in corrispondenza delle travi longitudinali Si divider quindi il valore totale della rigidezza Kabu per il numero di travi formati l impalcato Poich tali molle reagiscono solo in compressione nell analisi modale si simula il comportamento compression only assegnando mezza rigidezza ad una spalla e la restante met all altra Itani et al 2011 La resistenza ultima della spalla viene stimata sulla base della massima pressione passiva 239KPa registrata come forza statica ultima nei test condotti alla UC Davis Maroney 1995 hpw OT odia P y Ae 239 kPA 62 Deflection Curva forza spostamento per le spalle da ponte Caltrans Seismic Design Criteria 2006 Moltiplicando il valore della rigidezza per lo spostamento calcolato nell analisi spettrale si controller quindi d essere ancora all interno del campo resistente definito dalle prove sperimentali Il limite di tale formulazione che tali relazioni di natura sperimentale sono basate su una ben definita tipologia di terreno tipica della Califo
110. CCO UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 475 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione t ramany open 0 000 290 874 591 749 972 623 1163 498 loading _ 111111___________ Partially open unloading 0 _ Fully open loading Fully open unloading Closed C No crackyet UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 475 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 128 Step20 spost 2 32mm F 123kN Resistenza post rottura a taglio 79 e 6 14579e 002 0 000 290 874 391 749 872 623 1163 498 Uza ROn _ __ _ ___ _ _ _ t __i 02 2 53390e 002 023 46 226466 002 19 4 91902e 002 23 4 81159e 002 i A 4 30415e 002 L Dr 3 99671e 002 DI 3 68927e 002 19 3 38183e 002 567 3 07439e 002 1E 2 78695e 002 13 2 45951e 002 raar 2 152078 002 5 1 84463e 002 fp 1 53720e 002 gg 1 229762 002 9 9 22317e 001 T 39g t8 1489782 001 Y 2 9eg 3 07439e D01 T 3040 00000e 000 1 8 3 07439e 001 Tea 6 14879e 001 z 9 22317e 001 Ds 1 22976e 002 VA 1 53720e 002 1 1 84463e 002 j Sop 2 15207e 002 54 2 45951e 002 2 78695e 002 2 3 07439e 002 r a 3 38183e 002 la b 3 58927e 002 3 99671e 002 4 30415e 002 4 61159e 902 a 4 91902e 5 22646e 5 53390e 002 5
111. Classi di esposizione secondo la UNI 11104 in applicazione della UNI EN 206 tratto da Aicap In relazione alla classe di esposizione dei calcestruzzi si determinano i seguenti valori del copriferro minimo e di resistenza minima sa Classe di resistenza Contenuto minimo di Contenuto minimo Classe di esposizione Rapporto max a c 3 n minima cemento kg m di aria Prestazioni e copri ferri minimi da garantire ai calcestruzzi 155 Copriferri delle armature Il copri ferro MINIMO Cmin che soddisfa sia i requisiti relativi all aderenza sia alla durabilit vale Cmin 7 MAX Guidi Cid dl Acqurada 10mm Cminb copriferro minimo dovuti al requisito di aderenza b bond con Cminb2 dell armatura Cmindur COpriferro minimo dovuto alle condizioni ambientali dur durability e AcCduradad riduzione del copri ferro minimo per la durabilit in presenza di protezioni aggiuntive Il copri ferro NOMINALE Crnom da considerare nel progetto delle armature e riportare nei disegni esecutivi somma e delcopri ferro minimo Cmin e della tolleranza di posizionamento delle armature Ac4y assunta pari a 10 mm In realt essendo prodotta in stabilimento la Trave reticolare mista le tolleranze circa il posizionamento delle armature dovrebbero essere minori Il copriferro diventa quindi un particolare costruttivo che concerne solo la durabilit dell elemento strutturale e da stabilirsi di concerto col prod
112. HA 1 73593e 001 IE 1 84147e 001 1 94702e 001 2 05256e 001 2 15811e 001 2 26365e 001 2 36920e 001 2 474742 001 2 58028e 001 2 68583e 001 2 79137e 001 2 89692e 001 3 00246e 001 3 108012 001 3 21355e 001 26 3 31909e 001 3 42464e p01 3 5301 8e 3 6357 36 3 74127e 001 3 84682e 001 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 ________ __ UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 475 HO Plane Stress SPP2 V Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione a Sena PPPPPPPRPI FRANE hugh inn a eA inio a hoporofolwiunimimk p ereere ptp E Re agaaa a a a a a a a NINA kaa ha ma ha I TIM ND TEI None 0 000 290 874 591 749 972 623 1165 4989 yA Ha itait 02 I ____ 1 30950e 002 12 41 27504e 002 LRR Rok peppe mpya 1 24058e 002 49 1 2061 26 002 043 1 17166e 002 Eae 41 13720e 002 p7 sE 1 10273e 002 BR 1 e DSL 9 993542 003 Gear 9 64893e 003 Sae 9 304336 003 Taie 8 9597 26 003 T36 4851512e 003 1i 8 270516 003 52 7 92591 e 003 Tae 7 58130e 003 7 23670e 003 6 83209e 003 6 54749e 003 6 20288e 003 See 5 85828e 003 5 51367e 003 5 16907e 003 4 82447e 003 4 47986e 003 4 13526e 003 3 79065e 003 3 44605e 003 2P 3 10144e 003 2 75684e 003 2 41223e 003 2 06763e 0103 1 723026003 1 378428 1 03381e 6 89209e 004 3 44605e 004 SE
113. La fessurazione dovuta alla rotazione della soletta in seguito al cedimento del terreno sottostante e l incapacit del nodo di ruotare a causa della disposizione orizzontale delle barre Il particolare costruttivo stato quindi modificato inserendo delle barre di armatura inclinate in grado cos di accogliere la rotazione della soletta 28 2 3 Ponti integrali in Europa Mentre negli Stati Uniti la tipologia del ponte integrale molto presente sul territorio arrivando a contare oltre 9000 infrastrutture di questo tipo nel vecchio continente solo di recente viene presa in considerazione Non esistono ad eccezione di Regno Unito Svezia e Norvegia normative tecniche che descrivono tali opere ed infatti i pochi esempi costruiti sono frutto dell esperienza individuale di singoli progettisti che hanno perseguito lo scopo di minimizzare i costi di costruzione e di mantenimento delle opere stesse Queste opere comunque hanno mostrato risultati pi che soddisfacenti tanto da suscitare un progressivo interesse da parte degli enti gestori delle infrastrutture Con gli obiettivi di confrontare i criteri di progettazione costruttivi e gli aspetti manutentivi di queste opere stato organizzato nel Maggio 2006 a Stoccolma un Workshop Internazionale sui ponti integrali a cui sono stati invitati otto rappresentative degli stati Europei Collin et al International Workshop on the Bridge with Integral Abutments 2006 Il Workshop ha eviden
114. RPEPPI sii aaz perps PP UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 45 HO Plane Stress SPP2 V Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione TEI None 9 79 969 7 so 4 659796 002 0 000 242 497 484 873 727 310 969 746 OZ 1a 243305 D05 i _____ E ______ 02 4 42680e 002 Se 4 310318 002 gt 44 193816 002 ra 4 07732e 002 LA 3 960822 002 3 84433e 002 MEEA 3 72783e 002 Dis 3 81 1342002 CES 3 494846 002 SSS 3 37835e 002 as 3 26195e 002 3 14536e 002 1 43 02886e 002 43 2 79587e 002 1396 2 67938e 002 16 2 56288e 002 1 36 2 44639e 002 2 329908002 2 21340e 002 2 09691e 002 60 1 98041e 002 o 1 86392e 002 1 747426 002 1 63093e 002 da 51443e 002 de 4 39794e 002 Te 1 28144e 002 1 16495e 002 1 04845e 002 EA 9 31958e 003 8 15463e 003 LA 6 98969e 003 8 5 82474eD03 896 4 65979e x 3 49484e 99 43 329906 003 496 1 164952 003 UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON lin 0 45 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione lE Parialy open 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 loading E il Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed _ Nocrackyet inni n EEE fep o UNIT N mm DATA NON linfStructural Nonlinear NON l
115. RR RK RR RR SLA 150 Appoggio in elastomero armato 2500x37 SS so x x gt o X KS RL RAI PLL Pas Pas Palo trivellato 91000 KEE AAAA Sezione longitudinale spalla Ponte sul fiume Meolo Di seguito vengono proposte alcune immagini delle carpenterie generali della infrastruttura F i 7 j i i i COTEL l EN E Hg pu nn mamm ia l A Li Po satana di aa car mael tom i saipe 14 split o e sure SaN i a Vetri sr Pal TA ag iatale race rigo zo Porre i Lt ig PAIA peri IT PITT EUERE ET Li LLE a jiii iala H H J F i z j kr ha a as 1 H LET LI p i pa cm j duri pat j ELI I z I I I i Anal hi PEE Litia RI i il l sl 1 lii i ed S leek i S a ca gi dh i d i H Sezione trasversale dell impalcato Ponte sul fiume Meolo pe mmi n i m o ui i EJ PIANTA FONDAZIONI N J CARPENTERIA wd 70 Pianta fondazioni Ponte sul fiume Meolo 150 i i i i j j j Aug Mao PIANTA TRAVI IMPALCATO L CARPENTERIA m Sii suse ui m scata 20 o T EF EEA e Se A e Pianta impalcato Ponte sul fiume Meolo A B T T um 1 5 cm A lesi binder 158 om prateria iL Li La ale arkta di timnoone tokea di tran azone sanp t 4 srporerri matera sare f Tom gueta finito ia ali Rio 4 si sel De c cnietta i
116. Tensioni sugli elementi Reinforcement 0 000 284 940 569 881 854 921 1139 761 111 11 __ _____ UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 375 HO Plane Stress SPP20Y Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 0 000 284 940 569 881 894 821 1139 761 EyMMM MIME UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 375 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local Sys Deformazioni nella direzione principale di trazione 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 C a a s OTOH EEEE UNIT N mm DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 375 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 144 Sxx Nimm 2 A 3 772736 002 5755 3 5 4992 002 Dese 3 37719e 002 gee 3 179402 002 DES 2 98161e 002 2 78382e 002 2 58603e 002 ae 11 992668 002 dor 1 79486e 002 DES 1 59707e 002 ipo 1 39928e 002 ins 1 20149e 002 CEL 1 00370e 002 8 05908e 001 6 08117e 001 4 10326e 001 a t2 12535e 001 1 47435e 000 1 83048e 001 3 808392 001 5 79630e 001 7 764212 001 9 74213e 001 1 172008 002 dl 369792 002 1 1 saana TTE SERA ko PEPPE 56759e 002 76538e2 002 963172 002 2 160962 002 2 35875e 002 2 556542 002 2 75433e 002 2 95212e 002 3 14992e 002 3 34771e 3 3455068 3 74329e 002 3 941088 002
117. Trave PREM in Fase1l Stati Limite Ultimi Come gi detto il comportamento della trave PREM in Fasel assimilabile a quello di una trave reticolare le verifiche dimensionanti saranno quindi relative alle instabilit locali degli elementi correnti compressi superiori ed aste di parete e globali della trave svergolamento flesso torsione 6 9 1 Instabilit locali Le verifiche ad instabilit locali vengono eseguite in ottemperanza delle indicazioni delle NTC 08 84 2 4 1 3 1 Aste compresse La verifica di stabilit di un asta si effettua nell ipotesi che la sezione trasversale sia uniformemente compressa Deve essere N Ed 2 Np ra Dove e Nga l azione di compressione di calcolo e Nppra la resistenza all instabilit nell asta compressa data da XAfyk es X Aeff fyk cu per le sezioni di classe 1 2 e 3 Np ra per le sezioni di classe 4 M1 Np ra I coefficienti y dipendono dal tipo di sezione e dal tipo di acciaio impegnato essi si desumono in funzione di appropriati valori della snellezza adimensionale A dalla seguente formula 214 Dove e D 0 5 1 a 4 0 2 2 e qQ ilfattore di imperfezione ricavato dalla Tab 4 2 VI e la snellezza adimensionale Af l Aeff f Y per le sezione di classe 1 2 e 3 A NEI cr cr per le sezione di classe 4 Nel caso in esame si ha che il coefficiente di sicurezza viene portato ad 1 10 poich si stratta di un elemento costituente un pont
118. Tren 1 10 MIA i TA wai MA Ai midi gcc UR MORO O 4028x 1h ill WI AIE 7 i iip jini fh iti da LIT VELA II n gio OOo SOL LU nape an IOE CA 1 MII M AM a LL Lui De ii ILE il INT tti MTA MA Id zint pii ATA ill oral iui AT LO Ea IR cari LUI tu LE wti ci ul LI IAT Sii RIN Mii HH A ji hi i Wi LI XJ x LI dl n Si REC iag U III iI 1i I Lil N ni i M My inii TEDE E Eg uni 963 1474 x 10 Diagramma di inviluppo dei momenti flettenti modello numerico che tiene conto della spinta passiva del terreno dietro alla spalla MIN MAX 1 5870 x 10 BM2 N mm 1 9086 x 10 Bm 21 Bm 141 i ii l Di i ijj iii fi jiji Hiir ii TIT I I 192b x dl vi ii dl di OR aa a dia p f DELIA alli A DI nili it a ERE rie en MU DERE Mi AART UIL LJ Y 1 9086x 10 EE e CERA ng Hi Aaah UD n ti Hifi L Baa iii VEITI ve Min Mta tin i DRA ii il Hymn dii ti a y ao Mi lim Ki li uti l dii Dini j HUH ii al LAB i ji pri hit Hi i ERGE TT iana pae UMU tig jji PIS i EITT Ji MI In ii I INA Liar USIU Ty i ni i ci sa ll tifi iti Il INT Ai ql Pi sp Uii bn dano SL LA o ii mi linji nii na uei asig m i Re MITE LA Hi IU 4753 x 10 Diagramma di inviluppo dei momenti flettent
119. Workshop on the bridges with Integral Abutments Lulea University of Technology 2006 e Conboy D Stoothoff E Integral Abutment design and Construction The New England Experience FHWA Conference 2005 e De Borst R Fracture in quasi brittle materials a review of continuum damage based approaches Engineering Fracture Mechanics num 69 pp 95 112 2002 e Giussani F Mola F L analisi di elementi in calcestruzzo armato in fase fessurata Structural Modeling num 5 2011 262 Horvarth J Integral Abutment Bridges Problems and Innovative Solutions Using EPS Geofoam and Other Geosynthetics 2006 Hube M Mosalam K Experimental and Computational Evaluation of Current and Innovative In Span Hinge Details in Reinforced Concrete Box Girder Bridges 2009 Iles D Integral Bridges in the UK International Workshop on the bridges with Integral Abutments Lulea University of Technology 2006 Kerokoski O Haavistonjoki Bridge field Test International Workshop on the bridges with Integral Abutments Lulea University of Technology 2006 Minstry V Integral Abutment and Jointless Bridges FHWA Conference 2005 Maruri R Petro S Integral abutments and Jointless Bridges 2004 Survey Summary FHWA Conference 2005 Olson S et al Modification of Illinois Department of Transportation Abutment design limitations and details University of Illinois Research Report 2009 P tursson H Collin P Innovative solutions for Integral Abutment Intern
120. a e semplice da adottare ma servono dei requisiti ambientali e geometrici per poterla applicare In primo luogo deve esserci un altezza minima imposta per legge tra l oggetto che deve essere superato e l intradosso della trave del ponte In secondo luogo il terreno di fondazione deve essere stabile e non manifestare cedimenti Solitamente prima del getto della spalla si pone del terreno granulare a basso angolo di attrito per favorire gli spostamenti termici della sovrastruttura Modello di ponte integrale con fondazioni superficiali DMRB Volume 1 Section 3 Part 12 BA 42 96 57 3 4 Interazione terreno struttura comportamento statico Il carattere peculiare dei ponti integrali rappresentato dalla realizzazione della continuit strutturale tra impalcato e spalla Da questa prospettiva si pu quindi intuire come la tradizionale cinematica del ponte viene spostata dai dispositivi di appoggio tra trave e spalla all interazione spalla terreno di riempimento Si hanno infatti due condizioni limite del ponte integrale la condizione di massima espansione raggiunta in estate e la condizione di massima contrazione raggiunta in inverno final position at end of annual temperare cycle superstructure winter it summer position position Spostamenti ciclici annuali di un ponte integrale Horvath 2000 Tali spostamenti implicano due importanti conseguenze nella progettazione di un ponte integrale durevole la
121. acciaio con legge elastica lineare in virt della concentrazione di tensioni che si ha in corrispondenza di queste I vincoli del sistema sono stati assegnati ai nodi centrali dei dispostivi di appoggio bloccando in un caso le traslazioni DX e DY mentre nell altro appoggio unicamente DY La simulazione della rottura della trave stata eseguita in controllo di spostamento al fine di evitare problemi di convergenza Sono stati imposti quindi due spostamenti verticali nei punti centrali delle piastre di carico corrispondenti a 25 mm Lo schema di iterazione scelto per l analisi non lineare quello di Netwon Raphson con criterio di Li 4 convergenza di tipo energetico con tolleranza posta uguale a 10 y x nea YE l DEDE LIL i CLIL Li EY TET i i LEL 5 Y ss soemonzono0002272722272772222222 222222222220 2227222727227 2222 2222 2 00020 nonno 22227227 uns DANA IEEE AS ENNA IENA NARA e T D LISGUIS LI INICOCCZO SERE N S a ELLALIALLLLLLLLLELLLLCN ETV LLLILLLLLLE saEnvana aa DD Da Idee si VESSILLO TOO Rappresentazione della mesh per la trave REP NOR In relazione ai risultati ottenuti che evidenziavano una curva carico spostamento con una risposta decisamente pi rigida rispetto ad i risultati sperimentali sono state approntate alcune modifiche ai parametri dei materiali Poich l inclinazione delle fessure di circa 45 rispetto all orientamento degli elementi piani rappresentanti la matrice di cal
122. afia del terreno e dalla categoria di esposizione del sito ove sorge la costruzione In assenza di analisi specifiche che tengano in conto la direzione di provenienza del vento e l effettiva scabrezza e topografia del terreno che circonda la costruzione per altezze sul suolo non maggiori di z 200m esso dato dalla relazione ce z k cyIn z z0 7 c In z zo Der Z gt Zmin Ce Camin per Z lt Zmin Dove e k Zo Zmin SONO assegnati in Tabella 3 3 11 NTC O8 in funzione della categoria di esposizione del sito ove sorge la costruzione e c il coefficiente di topografia Categoria di esposizione del sito ee e ET ZI DDR I os fn Tabella 3 3 Il Parametri per la definizione del coefficiente di esposizione 83 3 7 NTC 08 In mancanza di analisi specifiche la categoria di esposizione assegnata nella Fig 3 3 2 NTC 08 in funzione della posizione geografica del sito ove sorge la costruzione e della classe di rugosit del terreno definita in Tab 3 3 III NTC 08 Il coefficiente di topografia c posto generalmente pari a 1 sia per le zone pianeggianti sia per quelle ondulate collinose e montane 180 Aree urbane in cui almeno il 15 della superficie sia coperto da edifici la cui altezza media superi 1 15m Aree urbane non di classe A suburbane industriali e boschive Aree con ostacoli diffusi alberi case muri recinziomi aree con rugosit non riconducibile alle classi A B D
123. aiono comunque significative per il caso in esame Tale giudizio scaturisce dalla considerazione che le relazioni analitiche mettono in correlazione con un rapporto lineare tra la resistenza ultima e l area dell armatura a taglio mentre invece le prove sperimentali non sembrano esserne influenzate Minelli e Riva 2009 Nonostante le travi 101 e 201 riescano a sviluppare una resistenza maggiore delle travi con diametro minore questo sembra dovuto solo in minima parte all armatura a taglio quanto piuttosto al calcestruzzo Passando dalla trave 103 alla 102 aumentando 2 47 volte l armatura si aumenta la resistenza di 1 16 volte passando invece dalla trave 103 alla 101 aumentando di 4 volte l armatura la resistenza aumenta di 1 4 volte 97 Carichi critici Trave TMQ serie100 1400 1200 un e r w LIAN LL LA r Carichi critici KN 120 X 100 K a 80 60 E T 40 Uv gt 20 Q N Q NS AAZ Le Trave 102 600 400 NILA NL AS Trave 103 w LI VANNA S Trave 101 Trave 102 Trave 103 98 Carichi critici Trave TMQ serie200 1400 1200 1000 Trave 201 O O O O O Trave 202 D O Carichi critici kN Trave 103 200 P Psperimentale Trave 201 120 100 00 Lv S 80 60 T 40 Uv 2 20 Trave 202 a 0 O S g s NI Carichicritici adimensionalizzati __ 120 X 100 00 E 80 60 z T 40 Uv 2 20 Trav
124. ali e taglianti al piano di fondazione In caso di cedimenti si deve verificare che il ponte possa ruotare rigidamente attorno ad un polo posto sul piano di fondazione entra cos in gioco il rapporto tra le rigidezze che compongono i diversi elementi Tale rapporto di rigidezza fondamentale anche nelle contrazioni e dilatazioni termiche della sovrastruttura Una delle maggiori problematiche diventa la progettazione delle armature nella connessione tra l impalcato o meglio le travi e le spalle in relazione allo spazio disponibile ed alle sollecitazioni che si devono assorbire A questo scopo la forma del telaio pu essere modificata per minimizzare tali sollecitazioni La soluzione si presta per strutture a telaio mono campata e con luce modesta Modelli di ponte integrale con struttura a telaio DMRB Volume 1 Section 3 Part 12 BA 42 96 54 Ponte integrale con fondazioni profonde Embedded Abutment La spalla del ponte costituita rispetto al precedente modello da due elementi distinti un diaframma terminale o traverso che collega le travi alle strutture di fondazione e le strutture di fondazione stesse In questo caso la possibilit della rotazione della struttura viene scongiurata a meno della formazione di una cerniera dalla profondit di infissione della struttura nel terreno Modello di ponte integrale con fondazioni profonde con funzione anche di parete di sostegno DMRB Volume 1 Section 3 Part 12 BA
125. ali valori corrispondono alle variazioni termiche nel punto pi caldo freddo della struttura nel giorno pi caldo freddo dell anno 171 Bisogna considerare comunque che gli spostamenti calcolati con le formule presentate in precedenza trascurano le resistenze offerte dai pali di fondazione del terreno di riempimento e gli effetti attritivi tra la soletta di approccio con il terreno Il monitoraggio degli spostamenti su opere esistenti ha mostrato spostamenti reali minori rispetto a quelli teorici Frosch et al 2005 arrivando ad essere anche il 50 dei valori analitici Hallmark 2006 Tale stima analitica risulta essere comunque cautelativa per la progettazione dell infrastruttura e quindi consigliata da molti autori 6 4 3 Azioni variabili da Traffico Le azioni variabili da traffico ovvero i carichi accidentali da applicare alla struttura vengono descritti al paragrafo 5 1 3 3 delle NTC 08 Di seguito si riportano per esteso le prescrizioni indicate nei paragrafi interessati Definizione delle corsie convenzionali NTC 08 5 1 3 3 2 Le larghezze w delle corsie convenzionali su una carreggiata ed il massimo numero intero possibile di tali corsie su di essa sono indicati nel prospetto seguente Fig 5 1 1 e Tab 5 1 1 Se non diversamente specificato qualora la carreggiata di un impalcato da ponte sia divisa in due parti separate da una zona spartitraffico centrale si distinguono i casi seguenti a se le parti sono se
126. alliche DM 14 01 2008 84 2 Costruzioni in acciaio EC 3 Progettazione delle strutture in acciaio CNR m 182 1997 Costruzioni in acciaio Istruzioni per il calcolo L esecuzione il collaudo e la manutenzione In seconda fase avvenuta la maturazione del calcestruzzo la trave reticolare viene considerata come un elemento monolitico misto in cui acciaio e calcestruzzo collaborano assieme alla soletta considerata collaborante E necessario per distinguere la categoria strutturale cui appartiene la trave in oggetto Le procedure ministeriali individuano tre categorie a Strutture composte acciaio calcestruzzo b Strutture in calcestruzzo armato normale o precompresso c Strutture non riconducibili ai principi alle definizioni ai modelli di calcolo e ai materiali delle due categorie sopra elencate Categoria A Ricadono in questa categoria le travi realizzate unicamente con acciaio per carpenteria metallica sia esso utilizzato per profili tondi quadri o profili angolari Tali elementi prefabbricati seguono le prescrizioni delle strutture composte in acciaio calcestruzzo L eventuale fondello prefabbricato pu essere in acciaio o calcestruzzo armato DM 14 01 2008 84 3 e 87 6 Costruzioni composte acciaio calcestruzzo EC4 Progettazione delle strutture composte acciaio calcestruzzo CNR 10016 n 196 Strutture composte di acciaio e calcestruzzo Istruzioni per l impiego
127. ano sparse e distribuite sugli elementi finiti circostanti Itttti 1454 a discrete crack model b smeared crack model Modelli possibili di fessurazione del calcestruzzo Manuale Utente Midas FEA Analysis and Alghorithm I modelli a fessurazione discreta hanno il vantaggio d essere specificatamente in grado di riprodurre il comportamento fisico della fessurazione del calcestruzzo e dell eventuale scorrimento delle barre d armatura Tuttavia presentano lo svantaggio che l accuratezza dell analisi dipende dalle propriet dei materiali e dalla modellazione della mesh Per riprodurre il fenomeno della fessurazione bisogna infatti modellare la mesh suddividendo gli elementi in cui si suppone avvenire la fessurazione interponendo tra questi degli elementi interfaccia specifici riproducenti la fessurazione discreta I modelli a fessurazione diffusa presuppongono che le crepe generatisi localmente siano invece spalmate su una pi vasta superficie Tale modellazione risulta semplice da un punto di vista realizzativo sebbene sia considerata valida unicamente per strutture con una considerevole quantit di armatura Il modello di danno Total Strain Crack Model fa parte della famiglia di modelli di danneggiamento a fessura diffusa o continui Smeared Crack Models I modelli con analisi numerica basata sulla deformazione totale presentano alcuni vantaggi rispetto ai modelli con decomposizione delle deformazioni def elastiche def
128. ar riferimento alla resistenza a taglio di travi miste acciaio calcestruzzo NTC 08 4 3 4 2 2 Resistenza a taglio La resistenza a taglio verticale della trave metallica V ra pu essere determinata in via semplificativa come indicato in 4 2 4 1 2 Per la soletta in cemento armato dovranno comunque eseguirsi le opportune verifiche Tale indicazione trascura completamente il contributo del calcestruzzo sia nel meccanismo resistente generale allo stato limite ultimo che a livello di meccanismi resistenti secondari del calcestruzzo Allo stesso modo l Eurocodice tratta l argomento esplicitando che il contributo del calcestruzzo deve essere trascurato a meno di specifiche valutazioni EN 1994 1 1 6 2 2 2 Plastic resistance to vertical shear 1 The resistance to vertical shear V ra should be taken as the resistance of the structural steel section V ara unless the value for a contribution from the reinforced concrete part of the beam has been established 2 The design plastic shear resistance Vsa ra Of the structural steel section should be determined in accordance with EN 1993 1 1 6 2 6 Nel caso in esame si tratta di una struttura reticolare in cui sar prevalente lo sforzo normale se si eccettua il momento flettente che si instaura per la presenza comunque di carichi gravitazionali distribuiti sulla lunghezza dell asta ed eventuali imperfezioni che causano eccentrit dello sforzo normale Questa procedura porta chiaramen
129. are ideale in cui le aste di parete presentano nodi finali coincidenti In realt i collegamenti reali tra le aste vengono realizzate mediante saldature che determinano un eccentricit nodale delle aste di parete Tale eccentricit dipender dalle dimensioni geometriche delle aste e delle saldature Nel caso in cui le eccentricit tra le aste di parete siano tali da non poter modellare la trave come una reticolare ideale si dovr quindi verificare le singole aste componenti la reticolare per flessione e compressione allo stesso tempo NTC 08 8C4 2 4 1 3 3 Nea Ymi Myeq Ea Ymi zj A Nea Xmin fyk fykWy 1 Z Nas 228 Nel caso di asta vincolata agli estremi soggetta a momento flettente variabile linearmente tra i valori di estremit Ma e Ma Ma gt Mg si pu assumere come Myeg d Meq ra 0 6Ma 0 4M 0 4Ma Dove Ma il massimo tra i due ed il segno si riferisce al verso della coppia M se Ma M8g il diagramma di M costante e Meged Ma In funzione dell eccentricit prodotte dalle dimensioni relative delle aste e delle saldature si dovr eseguire nuovamente un modello numerico con le geometrie della trave corrette controllando le verifiche ad instabilit secondo le relazioni proposte precedentemente Si suppone che le geometrie dei profili adottati unitamente alle saldature creino un eccentricit di 55 mm tra gli assi delle aste di parete Eccentricit DI mint Aste di Da ra Correnti superior
130. ariabile compreso generalmente tra i 20 cm e 60 cm Il primo passo viene assunto pari alla met di quello standard gli altri passi sono tutti uguali per l intera lunghezza della trave L elemento d anima realizzato con profili tondi o quadri pu essere realizzato con una singola barra singola opportunamente sagomata o composto da singoli elementi Corrente superiore composto da un numero variabile di ferri tondi o quadri generalmente di ugual diametro saldati ai vertici superiori delle anime Apparecchio di appoggi Viene realizzato da due o pi ferri tondi affiancati e saldati al piatto in corrispondenza delle due testate sporgenti da esso e saldati di testa ad una piastra trasversale Tale dettaglio costruttivo funge da dispositivo anti ribaltamento durante la fase di montaggio dei solai Nella seconda fase invece ha la funzione di dispositivo di ancoraggio atto a resistere alle azioni di scorrimento tra calcestruzzo e trave metallica Oltre a questi elementi costitutivi generali possono essere presenti anche Distanziatori del corrente superiore Vengono utilizzati quando il numero degli interferri tra i ferri del corrente superiore supera quello delle aste di parete Sono composti da corti conci di ferro tondo posti tra i ferri del corrente superiore Calastrelli del corrente superiore Sono composti da corti conci di ferro tondo posti ortogonalmente e sotto ai ferri del corrente superiore Limitano l instabilit dei ferri com
131. arichi concentrati nodali nelle opportune posizioni atte a massimizzare le sollecitazioni sulle travi principali L azione orizzontale del vento si suppone ripartita uniformemente su tutte le travi principali da parte della soletta il momento torcente che si instaura a causa dell eccentricit tra forza risultante e centro di taglio dell impalcato si scompone con il metodo alla Courbon come forze verticali trascurabili rispetto ai carichi gravitazionali L immissione dei pesi propri strutturali viene fatta per mezzo della densit strutturale degli elementi finiti solo per le parti strutturali concernenti la Fase2 spalle traversi di spalla pali di fondazione Il peso proprio dell impalcato poich grava sulla struttura in Fase1 con schema statico di semplice appoggio viene invece immesso come carico concentrato nodale verticale in corrispondenza delle estremit dei beam Tale valore corrisponde al taglio calcolato nella trave PREM in Fase1 Gli effetti termici differenza di temperatura costante e di ritiro vengono applicati con AT nodali o gradiente di temperatura differenza di temperatura lineare sulle travi principali In relazione alle considerazioni prese ed esposte precedentemente si propongono di seguito gli inviluppi delle sollecitazioni flettenti e delle azioni taglianti 6 6 6 Inviluppo combinazioni SLU_statiche MIN MAX BM2 N mm 17870x10 2 6551x10 Bm 51 Bm 70 liti titti ih inten
132. asate su una ricerca programmata svolta da diversi stati 18 Linee guida FHWA 2005 Mistry 2005 ha notato che l 80 dei ponti presenti negli Stati Uniti hanno una lunghezza totale minore di 180 piedi 54 84 m ben al di sotto del limite pratico fissato per in ponti integrali L autore presenta anche una lista di 25 indicazioni per la progettazione delle opere tra queste le principali sono Utilizzo di una singola fila di pali orientati secondo l asse d inerzia debole Utilizzare pali di acciaio per la massima duttilit e durabilit L inghisaggio del palo di fondazione con la sovrastruttura deve essere pari a due diametri del palo Il terreno retrostante le spalle deve possedere un adeguata granulometria in modo da consentire eventuali espansioni o contrazioni del ponte Utilizzare abbondanti armature per prevenire il ritiro della soletta sopra la spalla Provvedere a forare la parte terminale delle travi di acciaio per la continuit delle armature della spalla Provvedere alla creazione di fori trivellati fino ad una profondit di 10 piedi 3 m per limitati spostamenti dei pali in caso di traslazione della sovrastruttura Prediligere la simmetria del ponte inclinazione massima in pianta di 30 in modo da minimizzare potenziali forze longitudinali sulle pile ed ugual pressione sulle spalle 19 Lunghezza limite per inclinazioni nulle in pianta 00 E p Calcestruzzo Acciaio o ft
133. ase 2 Sezione omogeneizzata a cls t_Infinito Jyy Area di calcestruzzo trave Area di calcestruzzo soletta 1197 160 25 400000 Posizione profili laterali da asse centrale Sezione omogeneizzata coefficiente omogenizzazione 17 21 1 72E 06 baricentro sezione omogen y mm 0 00 Momento di inerzia omogen 1 403E 11 6 6 3 Interazione terreno struttura analisi statica Interazione terreno spalle La spinta del terreno dietro alle spalle S e del sovraccarico S viene calcolata con riferimento a quanto detto precedentemente In particolare verr utilizzata la formula proposta da Springman 1996 Si riportano le tabelle relative al calcolo di K ed una rappresentazione delle geometrie e delle spinte che insistono sulla spalla I valori Mio Tiot rappresentano il momento torcente ed il carico per unit di lunghezza da assegnare al beam rappresentante la spalla del ponte nel modello numerico del ponte completo Poich tali sollecitazioni sono conseguenti alla deformazione termica uniforma di espansione 3 exp tali carichi verranno amplificati con lo stesso coefficiente relativo alla suddetta condizione di carico 201 Ma ivm 2248 IE asse beam Spalla EELA VE ra SRL VE e Pie 079 A e Interazione terreno pali di fondazione L interazione terreno struttura stata modellata secondo un modello alla Winkler che caratterizza il sottosuolo con una relazione lineare tra spostamento in un pu
134. asi in cui possano ritenersi trascurabili gli effetti delle deformazioni sull entit delle sollecitazioni sui fenomeni di instabilit e si qualsiasi altro rilevante parametro di risposta della struttura Tale condizione si pu assumere verificata se risulta soddisfatta la seguente relazione E Qer 7 gt 10 per l analisi elastica F Ed E Qer n gt 15 per l analisi plastica Ed Nel caso in esame quindi tale condizione risulta soddisfatta Sulla base delle indicazioni offerte dalla Guida Tecnico Operativa sviluppata da Assoprem e dagli studi effettuati circa l instabilit globale di travi tralicciate miste in Fase1 si utilizza comunque una verifica analitica semplificata con riferimento al paragrafo 4 2 4 1 3 2 delle NTC 08 Nel caso di una trave con sezione ad o H soggetta a flessione nel piano dell anima con la piattabanda compressa non sufficientemente vincolata lateralmente questa deve essere verificata ad instabilit flessotorsionale secondo la formula M Ed lt 1 Mb ra Dove e Mga il massimo momento flettente di calcolo e Myra il momento resistente di progetto per l instabilit W fyr Myra X i i VMI1 W il modulo resistente della sezione pari al modulo plastico W y per le sezioni in classe 1 e 2 al modulo elastico W per le sezioni di classe 3 e che pu essere assunto pari al modulo efficace Wegy per le sezioni di classe 4 Nel caso in esame poich i correnti possono instabilizzarsi
135. ateral Torsional Buckling Analysis in Special Truss Reinforced Composite steel Concrete Beams Journal of Structural Engineering num 137 2011 e Savoia M Mazzotti C Vincenzi L Stabilit in Fase del traliccio metallico delle travi reticolari miste Ricerca Assoprem 2007 2009 Rapporto Finale di Ricerca e Weakley K Virginia department of transportation Integral Bridge Design Guidelines FHWA Conference 2005 e White H II Integral abutment bridges Comparison of current practice between European countries and the United State of America 2007 e Yannoti A Alampalli S White H New York State Department of transportation s Experience with Integral Abutment Bridges FHWA Conference 2005 e Zordan T Briseghella B Siviero E Soluzioni innovative per l adeguamento e la progettazione di ponti 2005 Report di conferenze e workshop consultati Autori Vari Continuous and integral bridges Proceedings of the Henderson Colloquium Towards Joint Free Bridges organized by the British Group of the International Association for Bridge and Structural Engineering edito da Brian Prithchard 1994 e Autori Vari International Workshop on the Bridges with Integral abutments Svezia 2006 e Autori Vari Ricerca Assoprem 2007 2009 Rapporto Finale di Ricerca e Autori Vari The 2005 FHWA Conference Integral abutment and Jointless Bridges 2005 Tesi consultate e Condoleo A Ponti integrali analisi statica e sismica Tesi di laurea ma
136. ational Workshop on the bridges with Integral Abutments Lulea University of Technology 2006 Plizzarri G CSP Prefabbricati S p A Indagine sperimentale sul ritiro di travi prefabbricate reticolari miste con base in calcestruzzo Ricerca Assoprem 2007 2009 Rapporto Finale di Ricerca Minelli F Riva P Comportamento a taglio di travi prefabbricate miste Ricerca Assoprem 2007 2009 Rapporto Finale di Ricerca Sassone M Casalegno C Effetti delle deformazioni differite del calcestruzzo sulle travi reticolari miste Ricerca Assoprem 2007 2009 Rapporto Finale di Ricerca Scotta R L attivit sperimentale sul comportamento strutturale di travi miste autoportanti REP Sintesi della ricerca svolta nel periodo 2005 2009 Interpretazione analitica secondo D M 14 01 2008 Structural Modeling num Speciale1 2011 Scotta R Approccio alla modellazione e progettazione di un edificio in zona sismica con sistema REP Seminario REP febbraio 2012 Venezia Tandon M Recent Integral Bridges International workshop on innovative bridge deck technologies Canada 2005 Tilly G Historical review of the development of continuity and expansion joints in bridges dal testo Continuous and integral bridges Proceedings of the Henderson Colloquium Towards Joint Free Bridges organized by the British Group of the International Association for Bridge and Structural Engineering 1996 263 e Trentadue F Quaranta G Marano G Monti G Simplified L
137. atto realizzato S d F Tave longitudinale mesa Giunto trasversale Appoggio Catena cinematica ca averso Manufatto da realizzare Variazione di schema statico di progetto Zordan et al 2005 Fase 1 Preparazione inghisaggi traverso all estradosso pulvino Fase 2 Getto baggiolo con appoggi inglobati e zona infissione e infissione connettori all interno delle travi connettori cls cls evidenziata Fase 3 Getto traverso Fase 4 Getto della soletta Fasi realizzative dell opera Zordan et al 2005 49 50 3 Tipologie di ponti integrali Nel presente capitolo si intendono analizzare nel dettaglio le varie tipologie di ponte integrale considerando vantaggi e svantaggi che conseguono all adozione di questo modello strutturale In prima battuta per si vuole giustificare come sia da preferire un ponte in struttura mista piuttosto che in calcestruzzo armato Tutti questi vantaggi e svantaggi vengono espressi molto bene nell Economic and durable design of composite bridges with integral abutments 2010 del quale si propone di seguito un estratto sintetico 3 1 Vantaggi dei ponti in struttura mista Negli ultimi anni la competitivit economica dei ponti in struttura mista ha fatto si che diventassero la soluzione pi adottata La scelta di un materiale piuttosto che un altro prescindendo da considerazioni di tipo strutturale viene presa sulla base di criteri economici che devono tener conto dell
138. atura esterna ma anche dai carichi veicolari agenti sull impalcato Il ruolo del terreno un altro fattore di difficile valutazione nel comportamento del palo di fondazione in particolare il confinamento che conferisce alle strutture di fondazione 41 Dato il carattere non omogeneo del terreno difficilmente si riesce a dare una rappresentazione reale della rigidezza offerta dallo stesso Gli unici modelli analitici a disposizione mostrano una rigidezza costante o variabile linearmente con la profondit Per tutti questi motivi il ponte integrale non rappresenta la soluzione pi comune in Svezia in quanto la difficolt nell analisi e progettazione scoraggia molti progettisti Nonostante questo i vantaggi economici e pratici nella costruzione e soprattutto nella manutenzione successiva del ponte integrale hanno creato un grande interesse intorno agli stessi tanto da avviare diverse campagne di studio Nel Lulea University of Technology al fine di studiare la possibilit di utilizzare pali in acciaio con sezione a croce sono stati effettuati degli studi sperimentali sul degrado della capacit portante di un palo in acciaio che subisce spostamenti controllati in testa All interno del progetto stato costruito inoltre un ponte mono campata di luce 37 15 m nella provincia di V sterbotten Per minimizzare le tensioni sui pali dovute alla flessione dell impalcato il progetto stato eseguito con i seguenti presupposti
139. ave1 Rapporti tra i carichi previsti dai modelli analitici ed i carichi n ottenuti con l analisi numerica Sezione mista DM 08 Sezione C A DM 08 Verifiche Sezione C A P kN 7 Pa kN 3 Po kN 2 Step num4 spost 0 54mm F 202kN Fessurazione di tipo flessionale 6 47120e 001 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 Ti E ETOO ____ tt _u_ a uo o _ 5 97536e 001 LEI 15727442 001 1 595 5 47952e 001 I d AAAA La j 5 23160e 001 Aeae 4 983686 001 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 125 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys 4 73576e 001 Tensioni sugli elementi Reinforcement a3 4 48784e 001 4 23992e 001 3 99200e 001 s 3 74408e 001 3 49616e 001 EA 3 24824e 001 3 00032e 001 2 75240e 001 gg 2 50448e 001 g 2 25656e 001 2 00864e 001 g 1 76072e 001 1 51280e 001 1 26488e 001 1 016962 001 7 69045e 000 5 21125e 000 2 73206e 000 2 52858e 001 2 22634e 000 4 70554e 000 7 19473e 000 9 66393e 000 1 21431e 001 1 46223e 001 1 71015e 001 1 95807e 001 2 20599e p01 2 45391 2 70183e 2 9497 5e 001 3 19767e 001 393938 38 3939 pe PSRRES RRESRS pe Re pe pe ps pe BER eeke akotoko o o RARI tooo a a m mi PRRRESES P2 Mimm 2 0 000 290 874 581 749 872 623 1163 498 jas 1 50036e 000 zg 2 24050e 001 6 55153e 001 a 1 08626e 000 5 1
140. azione seguente Deff bo Dei DE bez Le grandezze bo b e be vengono definite come nell EC4 1 1 5 4 1 2 Dove bo la distanza tra gli assi dei connettori b la distanza dal connettore pi esterno alla mezzeria della lastra predalles nel caso di trave laterale fino all estremit della lastra e be min Le 8 b b 2 Le nelle travi semplicemente appoggiate la luce della trave nelle travi continue la distanza indicata nella seguente figura Le rara Le 2L3 Tor Berz for Dar a L 0 85L4 pe he 0 70L5 A b Do bz for Deg j A for Dea lt JA T i da bei gt o be s 4 2 14 4 Larghezza efficace bef e luci equivalenti L per le travi continue Nel caso in esame la trave in Fase 2 viene considerata come incastrata alle spalle Il progetto infatti prevede una soluzione integrale anche se il grado dell incastro offerto dalle sottostrutture deve essere ancora determinato La luci equivalenti della trave saranno date da Le campata 0 7L 0 7 20 14m Le 0 25L 0 25 20 5m Di seguito si riporta una tabella che mostra le grandezze necessarie per il calcolo della larghezza della soletta collaborante Per semplicit si assumer come larghezza collaborante 160 cm per tutta la lunghezza della trave 196 Larghezza collaborante soletta Larghezza collaborante soletta Nell analisi globale delle sollecitazioni sia la CNR 10016 sia l EC4 parte 2 c
141. calcestruzzo 4 Stato di plasticit degli elementi rappresentanti la matrice di calcestruzzo localizzazione degrado e stato di carico o scarico degli elementi plane stress Si confrontano infine i carichi critici ottenuti dai modelli analitici precedentemente presentati con i carichi ottenuti dai modelli numerici In particolare il carico corrispondente allo snervamento della prima asta tesa il carico limite ultimo prima della rottura e la resistenza residua dopo la rottura della trave Nota poich la resistenza residua degrada all aumentare della deformazione si assume un valore medio della curva come parametro di confronto per i carichi i contour fanno riferimento invece allo stato immediatamente successivo alla rottura 124 Travel tim Bfem H em Palem B lem Hetemi a1 arming IMMI danie Imm _ 28 30 e 40 20 26 22 LA VAVA 280 Curva carico spostamento E O 450 ad Si 3 in Z 300 i l i x E Sezione mista DM 08 o 250 200 l Sezione C A DM 08 ___ a O 2 gl i n sa F bit a Sez mista Petrovich 2008 50 0 ACI 318 05 0 1 2 3 4 Spostamento in mezzeria mm Modello numerico Pose Peso P KN KN kN 345 495 93 i La P kN 185 0 54 0 37 1 99 analitiche Tesser 2009 c kN oss ost 19 Sezi mista 86 0 83 0 58 3 08 Petrovich 2008 Sezione C A ACI Po kN 326 0 94 3 51 318 05 125 Tr
142. carichi effettuata sono stati creati i singoli casi di carico elementari impiegati poi nelle combinazioni di verifica ai vari Stati Limite casi di carico individuati sono definiti con la seguente nomenclatura Caso Descrizione Peso proprio delle travi PREM e soletta FASE 1 GET Pesi permamenti non strutturali Pavimentazione barriere di sicurezza i Pavi E M rio veicolare con disposizione 1 carico massimo su impalcato _ Q M Frenamento in condiziioni di massima eccentricit di carico veicolare carcodaveno S O Gi a Gz a E2 M Q M t q Tali combinazioni di carico elementari devono essere combinate secondo i coefficienti dei vari stati limite indicati al capitolo 2 e 5 delle NTC O8 6 5 2 Combinazioni delle azioni Le combinazioni di carico da considerare ai fini delle verifiche devono essere stabilite in modo da garantire la sicurezza in conformit a quanto prescritto al Cap 2 In particolare devono essere effettuate le verifiche allo stato limite ultimo ed agli stati limite di esercizio riguardanti gli stati di fessurazione e di deformazione Per le fasi transitorie di costruzione del manufatto le combinazioni sono riferite ai carichi reali o a carichi convenzionali equivalenti Per i valori da assegnare ai carichi convenzionali si sono considerati valori commisurati a periodi di ritorno riferibili alla fase di costruzione del manufatto 189 In accordo con 82 5 3 delle NTC 08 ai fini della v
143. cato Nel caso di ponti con impalcato sorretto da travi in calcestruzzo prefabbricato lo stato del Maine prevede di appoggiarle su strisce di neoprene Negli altri stati invece le travi sono temporaneamente appoggiate su ancoraggi in acciaio che vengono inglobati nel getto di calcestruzzo di completamento 26 2 2 3 Esperienze sui ponti integrali nello stato della Virginia ponti senza giunto rappresentano la risposta al problema del degrado chimico causato dai sali disgelanti che altrimenti filtrerebbero attraverso i giunti di dilatazione termica Weakley 2005 Lo stato della Virginia dal 1985 attivo nella costruzione e nella sperimentazione di queste strutture l esperienza accumulata gli ha consentito di formare delle proprie linee guida sulla progettazione di queste opere Il Virginia Department of Transportation VDOT attualmente promuove tre modelli di ponti senza giunti completamente integrale semi integrale e soletta continua ponti integrali sono caratterizzati dall avere le travi affogate in un diaframma in calcestruzzo collegato rigidamente con le strutture di fondazione Il modello semi integrale si differenzia dal precedente per il fatto che il diaframma che ingloba le travi scollegato dalle strutture fondazionali e le travi poggiano su queste ultime per mezzo di dispositivi di appoggio Infine i ponti con soletta continua rappresentano quelle infrastrutture la cui soletta dell impalcato viene estesa oltre la spalla
144. cestruzzo si modificata la lunghezza caratteristica di fessura aumentandola a 30 mm 20 V2 Tale modifica andr a diminuire la resistenza a taglio globale della trave 113 In secondo luogo imponendo come ipotesi lo scorrimento delle armature si simulato tale effetto abbassando il valore del modulo di Young dell acciaio a 150 GPa Stievanin 2012 Tale modifica ha determinato una maggior deformabilit della trave In questo Modo si ottenuta una curva pressoch coincidente a quella sperimentale ottenendo un valore di rottura pari a 163 51 KN Raggiunto quel carico si ha lo snervamento della prima asta di parete tesa e pertanto si pu considerare la trave rotta Il modello numerico mostra comunque una rottura improvvisa invece la prova sperimentale mostra una limitata duttilit della trave Sia il modello numerico che la prova sperimentale mostrano lo scollamento del fondello in acciaio in prossimit degli appoggi Di seguito si possono vedere le tensioni sul traliccio metallico dove si raggiunge lo snervamento sulla prima sta di parete tesa 0 000 346 792 693 583 1040 375 1387 167 1D REINFORCEMENT Sxx Mimm 2 4 12827e 002 1 5 3 59464e 002 3 06102e 002 1 1 2 52739e 002 18 9 1 99377e 002 1 46015e 002 9 26524e 001 w 3 92900e 001 1 __ 2 95703e 001 T1 _6 74347e 001 19 6 337 1 20797e 002 1 74159e 002 1 7 2 27522e 002 1 1 2 80884e 002 0 2 3 34247e 002 0 2 3 87609e
145. che COMBINAZIONI SISMICHE senza molle Momento negativo i 0 2 num 1587 4 1256 3120 mm2 D Ww 251 L aderenza tra le barre di ripresa ed il tubo corrugato viene permessa da betoncino cementizio premiscelato colabile espansivo tipo EMACO BASF Construction chimical Italia Spa La piegatura delle barre deve essere eseguita adottando un diametro minimo del mandrino in modo da evitare la formazione di fessure nelle barre e la rottura del calcestruzzo all interno della piegatura Nel caso di barre con diametro superiore a 16mm il diametro minimo del mandrino per evitare la fessurazione delle barre deve essere 79 Quindi nel caso di barre 32 si adotter un diametro minimo del mandrino di 224 mm mentre nel caso di barre 40 si adotter 280 mm In aggiunta a questa prescrizione al fine di evitare la rottura del calcestruzzo all interno della piegatura si dovr adottare un diametro minimo del mandrino b Pm min gt Fpt fca Dove e F la forza di trazione allo stato limite ultimo applicata alla singola barra all inizio della piegatura Asrga Per una data barra met della distanza tra i baricentri delle barre perpendicolari al piano della piegatura A favore di sicurezza si valuter il diametro minimo del mandrino con riferimento alla minima distanza baricentrica tra le armature di ripresa adottate Barre d40 Barre d32 A favore di sicurezza si assume un diametro del mandr
146. che le NTC individuano due Stati limite d Esercizio e due Stati Limite Ultimi riguardanti gli elementi strutturali quelli non strutturali e gli impi ag g ET Tc s Valori dei parametri ag Fo Tc per i periodi di ritorno Tg di riferimento di protezione sismica stati limite e relative probabilit di superamento anti Nel paragrafo delle NTC 08 3 2 1 vengono indicati Gli Gli A distinguere i vari Stati Limite la probabilit di superamento dell evento sismico nel periodo di riferimento Vr le NTC 08 sempre allo stesso paragrafo esplicitano tali probabilit nella seguente tabella stati limite di esercizio sono Stato Limite di Operativit SLO a seguito del terremoto la costruzione nel suo complesso includendo gli elementi strutturali quelli non strutturali le apparecchiature rilevanti alla sua funzione non deve subire danni ed interruzioni d uso significativi Stato Limite di Danno SLD a seguito del terremoto la costruzione nel suo complesso includendo gli elementi strutturali quelli non strutturali le apparecchiature rilevanti alla sua funzione subisce danni tali da non mettere a rischio gli utenti e da non compromettere sieniticativamente la capacit di resistenza e di rigidezza nei confronti delle azioni verticali ed orizzontali mantenendosi immediatamente utilizzabile pur nell interruzione d uso di parte delle apparecchiature stati limite ultimi sono Stato Limite di salvaguardia d
147. clo termico stagionale Sono quindi sufficienti per queste opere fondazioni superficiali o pali poco profondi Le travi sono affogate nel muro posteriore che staccato dalla spalla del ponte per questo motivo non sono necessari giunti di espansione nella soletta 23 APPROACH SLAB SUPERSTRUCTURE SLAB ei v BACKWALL PLACED h BEFORE DECK SLAB Mii SUSPENDED BACKWALL 3 STEEL BEAM END OF GIRDER PREFABRICATED COMPOSITE STRUCTURAL DRAIN FOOTING PILE OR SPREAD Sezione attuale di ponte semi integrale Yannoti et al 2005 La soletta di approccio viene poi realizzata secondo il particolare costruttivo consueto per i ponti integrali Attualmente i ponti integrali rappresentano la prima scelta nello Stato di New York nel momento della costruzione di nuove infrastrutture entro certi limiti geometrici AI momento 2005 sono presenti 447 ponti integrali di cui 290 con sovrastruttura in calcestruzzo e 147 in acciaio Il pi lungo ponte in servizio costituito da quattro campate misura 350 piedi 106 7 m Nel 2005 i limiti assunti dal NYSDOT per la progettazione di ponti integrali sono 1 La lunghezza totale del ponte deve essere inferiore a 650 piedi 198 1 m Non ci sono limitazioni sulla lunghezza della singola campata 2 Inclinazione in pianta del ponte massima di 45 3 La dimensione tra la base delle spalle del ponte e il lembo inferiore delle travi limitato a 5 piedi 1 5 m 4
148. coefficiente di spinta a riposo del terreno 59 Come ulteriore condizione si dovr assumere comunque K non inferiore a Ko K reae e e UDM A i Earth pressure He de based on K H l Earth pressure based on Ko S ELRIC Earth Pressure Coefficient Earth Pressure Distribution without surcharge Distribuzione delle pressioni nel terreno per un ponte integrale a telaio su fondazioni superficiali DMRB The design of integral bridge BA 42 96 Ponte integrale con fondazioni profonde Embedded Abutment Nel caso di ponte integrale su fondazioni profonde la relazione per la stima del coefficiente di spinta si basa sui risultati sperimentali ottenuti da Springman 1996 d 0 4 i a iy Inoltre varranno le seguenti ipotesi sulla distribuzione delle pressioni Valore costante di K per due terzi del altezza del muro di sostegno Giunti a tale quota si mantiene costante la pressione laterale del terreno fino a che viene eguagliata la spinta del terreno considerando il coefficiente di spinta a riposo del terreno Da questa seconda quota di rifermento si prosegue con la stima delle pressioni laterali del terreno considerando il coefficiente di spinta a riposo del terreno i REA ZZZ diet ta i r y A Earth pressure 2H 3 ze i based on K p n il f N r 4 rda Earth pressure based on Ko ko Earth Pressure Coefficient Earth Pressure Distribution without surcharge Distribuz
149. cquedotto di Segovia immagine a destra da wikipedia org 15 Altri esempi di ponti ad arco con schema iperstatico eseguiti con diverse tecnologie possono essere l Iron Bridge sul fiume Severn in Gran Bretagna Realizzato in ghisa nel 1779 fu il primo ponte metallico nella storia delle costruzioni Privo di dispositivi di appoggio le estremit delle costole venivano inserite in incavi appositamente creati sulle murature e quindi considerabili in definitiva fisse Gli effetti della temperatura divennero noti solo durante la costruzione del Southwark Bridge nel 1818 Si constat che l aumento della temperatura durante la stagione estiva causava un innalzamento medio del coronamento di 38 mm Tilly G P 1994 2 Iron Bridge 1779 immagine a sinistra e Southwark Bridge Londra 1819 immagine a destra da wikipedia org ai Bisogna aspettare per il 1846 per l adozione dei primi appoggi scorrevoli previsti per la costruzione del Britannia Bridge La trave a sezione scatolare in acciaio era infatti fissa sulla torre centrale e libera di scorrere sulle torri laterali FU quest opera a rappresentare un cambio di direzione nello schema statico da adottarsi nei ponti p s i I pz EEEREN m 4 dii sara NANO f SET di ta Ai Y bE l F t AY H f si pi 3a a Lp RATIO lele i I Britannia Bridge Valentine e Series Britannia Bridge Anglesey 1846 immagine
150. dal bordo teso della sezione valutata in fase fessurata trascurando la resistenza a trazione pre e post fessurazione del fibrorinforzato e un coefficiente adimensionale da assumersi pari a Lp 1 0 pers lt 50 f dy le E lt 50 per 50 lt lt 100 Lp dp Ud 0 5 per lt 100 dy e d ildiametro delle fibre e I la lunghezza delle fibre 245 e il diametro delle barre di armatura nel caso di diametri diversi si assume la loro media pesata e k 0 8 per barre ad aderenza migliorata 1 6 per barre lisce e k 1nelcaso di trazione e h l altezza della sezione Deff il rapporto As Ac ft In Fase2 si considera invece l intera sezione della trave una volta che si consolidato il getto Per semplicit si considera la sezione formata interamente di calcestruzzo normale C32 40 La distanza massima tra le fessure viene calcolata come indicato in NTC 08 C4 1 2 2 4 6 p Peff Asmax k3C kk2k4 e il diametro delle barre di armatura nel caso di diametri diversi si assume la loro media pesata e k 0 8 per barre ad aderenza migliorata 1 6 per barre lisce e k 0 5 nel caso di flessione e k 3 4 e p il rapporto geometrico tra l area delle armature e l area della parte tesa della sezione individuata dalla distanza y Si valuta la fessurazione per la sezione pi sollecitata ovvero quella in campata Si considerano tutte le armature presenti nello zoccolo prege
151. danno diffuso il danneggiamento del materiale viene rappresentato sull area dell elemento finito relativa ad un punto di integrazione di Gauss Tale modellazione presuppone quindi che il materiale fessurato sia comunque continuo da un punto di vista numerico Sar pertanto possibile definire tensioni e deformazioni sul elemento Da questo ne consegue che anche in fase fessurata le leggi costitutive possono essere definite in termini di leggi tensione deformazione Si distinguono quindi due fasi Una prima fase elastica non fessurata in cui il materiale si considera isotropo Considerando per semplicit uno stato piano di tensione la legge costitutiva per materiale elastico isotropo lineare Oxx 1 0 Exx O E 1 0 E yy 3 1 n yy 1 Ty 0 0 2 Vxy La seconda fase invece rappresentata dalla fase plastica che viene raggiunta una volta che il materiale supera la resistenza a trazione massima Il materiale passa da isotropo ad ortotropo con gli assi orientati secondo le direzioni principali di tensione 101 Nel sistema di coordinate locali riferite alla fessura identificando come n l asse ortogonale alla fessura e s l asse parallelo alla stessa la legge costitutiva diviene Onn uE O 0 Enn Tns 0 0 b GI Lyns Dove yu fattore di riduzione normale tiene conto del comportamento di softening del materiale una volta raggiunta la resistenza a trazione massima del materiale Mentre invece p 0 lt B lt 1 fa
152. dato dai contributi delle armature o meglio i correnti della reticolare Si preferito utilizzare le relazioni tipiche delle travi ordinarie in calcestruzzo armato che considerano un coefficiente di sfruttamento dell acciaio compresso in relazione alla tensione agente sull armatura Le sperimentazioni presenti in letteratura mostrano perfetta aderenza alle formule indicate dalle NTC 08 per le sezioni in calcestruzzo armato ordinario Scotta 2012 Il momento resistente sar quindi calcolato con la relazione Mra fca b d a 1 ka fyak A s d c Dove _ As k As k fya p abd fca Per semplificare la verifica e tener conto di tutte le sollecitazioni presenti sull elemento si andr a valutare la resistenza a pressoflessione o tensoflessione delle travi con il software VCA Slu del prof Gelfi 236 S chema 1_M1_SLU_max mom camp3 Sismica Normativa NTC 2008 Titolo p a svn N Vertici M Sollecitazioni S LU ni Metodo n kN prm 0 Jim B O Rettan re O Trapezi N barre ha Zoom OaT O Circolare O Rettangoli Coord Tipo rottura Materali Esu BROS 02 RSI ha ISEE h IBS Es ZOO nmm ca N foc j fca MM fa Oc adm _11 5 Osadm _ 319 N mm Tco 0 6933 ta 2028 Lato calcestruzzo Acciaio snervate a M pa 6359 KNm ypa 13 66__ KNm p7 JNm N mm n Calcola MRd Dominio Mx My 35 92
153. dei singoli materiali diversi in percentuale e non compatibili con i risultati dei modelli numerici Nel caso della Travel la verifica come trave in c a secondo DM 08 sembra dare ancora una buona approssimazione del carico di snervamento della trave 94 Sottostima invece fortemente il carico a rottura numerico La Trave3 sembra invece rompersi prematuramente dal momento che non si ha una diretta corrispondenza con i risultati della Travel La verifica come trave in c a ordinaria DM 08 sovrastima lo snervamento della prima asta tesa del 11 circa mentre invece rappresenta il 96 P ottura Unica corrispondenza riscontrabile la formulazione secondo ACI 318 05 la quale in entrambi i casi sottostima leggermente il carico che provoca lo snervamento della prima asta tesa Trave 1 94 Psnervamento Trave 3 92 Psnervamento Le decomposizioni dei singoli contributi dell acciaio e del calcestruzzo secondo la formulazione americana in relazione alle geometrie in esame risultano abbastanza diverse tra le due travi Trave 1 51 acciaio e 49 calcestruzzo Trave 3 64 acciaio e 36 calcestruzzo e non mostrano corrispondenza con le curve carico spostamento delle analisi numeriche Queste ultime infatti sembrano assegnare al calcestruzzo il ruolo prevalente circa 80 nella resistenza della trave Questo risultato dovuto probabilmente ad un meccanismo resistente prevalente ad arco tirante in relazione alla disposizione dei carichi e del
154. e _XAfy b Rd 1 10 Tale verifica andr eseguita sia per i correnti compressi superiori nel piano verticale sia per le aste di parete La lunghezza libera di inflessione viene assunta pari alla lunghezza intera dell elemento compresso distanza tra aste di parete successive per il corrente superiore compresso distanza tra i correnti longitudinali ed il traliccio controventante nel piano orizzontale per le aste di parete Di seguito si propongono le tabelle relative alle verifiche per instabilit locale degli elementi compressi Verifica instabilit locale corrente superiore Verifica instabilit locale asta di parete olmm N 15000 a num ele E PTC 049 osa 049 e 066 fi 087 384899 Nes iN olmm Nbra 1 fstu N 664999 Npra 1 siu N Ne Noo 058 OK 0 87 sa N 384899 0 58 OK 215 Le verifiche ad instabilit locali risultano determinanti per la definizione della geometria della reticolare di acciaio Una volta fissata l altezza della trave ed i carichi agenti l unico parametro ancora influenzabile per la verifica ad instabilit locale del corrente superiore compresso la lunghezza libera di inflessione dell asta ossia il passo delle aste di parete Il coefficiente di riduzione ad instabilit locale del singolo corrente superiore successivamente verr utilizzato per la determinazione del modulo resistente nel caso di instabilit globale della trave e quindi influenzer anche qu
155. e Corrente HE 25 Area 1corr sup mm Jxx cor inf mm Mea y Nmm crit Eulero N 4235705 0 fyk MPa M x Nmm ato mm z 3 3 Neg N Mea x Nmm ne Z Nmm M y Nmm s E Z lt x 3 3 3 Nmm Asta di parete D 0 76 0 49 ato mm mde S 3 Area mm 1600 589000 Mess Nmm ____0 231 2500 520833 33 0 4 0 49 0 8 N Verifica instabilit locale asta di parete compressa_ max mom flettente Area lasta par mm7 1600 Jxx asta par Imm 213333 33 0 49 6 10 Verifiche Trave PREM in Fase 2 Stati Limite Ultimi 6 10 1 Verifica a taglio Trave PREM Come gi ampiamente discusso precedentemente la normativa per travi reticolari miste di categoria A obbliga il progettista a considerare resistente al taglio solamente il traliccio metallico Oltre a questa sollecitazione bisogna anche considerare che i tralicci d anima della trave PREM funzionano come connettori della trave rispetto alla soletta Dovranno quindi essere in grado di sopportare uno sforzo aggiuntivo calcolato secondo la formula di Jouraswky VS Tscorrimento T Passo anime Dove V il taglio della trave relativo ai carichi di seconda fase S momento statico alla base della soletta Si prende in considerazione la sezione all incastro con la spalla dove si sviluppa il massimo taglio Verifica di resistenza aste di parete Fase2 agio ice ness oss om
156. e Re pe peRehe a 2 3 i Re TEI None 0 000 284 940 969 881 854 821 1139 761 tiva 1 30391e 003 Tae 41 271316 003 T 1 23871e 003 02 1 20612e 003 0 5 1 17352e 003 5 f42 1 14092e 003 pse 1 108326 003 H 242 1 07573e 003 5 242 1 04313e 003 5242 1 01053e 003 3242 9 77932e 004 9 247 9 45334e 004 5 24 9 127 366 004 9 24 8 80139e 004 5 94 8 475416 004 Tase 8 14943e 004 1 342 7 82345e 004 tise 7 49748e 004 tiee 7 17150e 004 144 6 845526 004 143s 6 51955e 004 LE 6 19357e 004 1 8 5 86759e 004 524 5 54161e 004 3335 5 21 5646 004 Siar 4 89666 004 3 13 4 56368 004 3 235 44 23771 e 004 3 24 3 91173e 004 3 34 3 56575e 004 3338 3 25977e 004 3 22 2 93380e 004 1535 2 60782e 004 Hie 2 28184e 004 Hda 1 355856 104 Fae 1 62989e 904 sE s 1 30391e UNIT N mm ea 977932e DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 1 HO Plane Stress TE1 Output CSys Element Local CSys 1 49 t8 51955e 005 3 25977e 005 Deformazioni nella direzione principale di trazione E ranialy open 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 loading Partially open unloading 0 Fully open loading i L Fully open unloading Closed Y C No crack yet UNIT N mm Lu DATA Non linfStructural Nonlinearn Non lin 0 1 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 141 Step12 Spost 2 87mm F 149kN Sner
157. e 001 1 84168e 001 1 56803e 001 1 29438e 001 1 02074e 001 7 47089e 000 4 73442e 000 1 99794e 000 7 38532e 001 3 47501e 000 855 5 21148e 000 lt a 8 94795e 000 1 16844e 001 1 44209e M 01 1 71574e 1 98939e 2 26303e 001 2 53668e 001 2339399 aaa imicohohuuivtoto will ps a lnkokokoimn pepepepe paR p AAAAA L 1 UNIT N mm DATA Non linfStructural Nonlinear Non lin 0 1 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys pere qes Bepe Hinknknknio pe pe Tensioni sugli elementi Reinforcement P2 Nimm 2 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 gzs 1 24227e 000 Ea 9 25024e 001 a s a __ Ja 6 07781e 001 Sor 2 90539e 001 UNIT N mm CASI DATA Non lin Structural Nonlinear Non lin 0 1 HO Plane Stress SPP2V Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione lot 6 61 187e 001 9 78429e 001 1 29567e 000 1 61291e 000 1 93016e 000 2 247 40e 000 2 56464e 000 2 88185e 000 3 19912e 000 3 51637e 000 3 83361e 000 4 15085e 000 4 46809e 000 4 78534e 000 5 10255e 000 5 41982e 000 5 73706e 000 6 05430e 000 6 37155e 000 6 68879e 000 7 00603e 000 7 32327e 000 7 64051e 000 7 95776e 000 8 27 500e 000 8 59224e 000 8 90948e 000 9 22673e 000 p 9 54397e 000 9 86121e p00 1 0495784 1 08129e 001 111302e 001 3939 393939 aT atata aaa PRESSE pe pep
158. e 002 0 000 242 497 484 673 727 310 969 746 DIE 13 992316 009 ________ _ __ Los 3 899 5e 002 3 53166e 002 OEE 3 40355e 002 D7 3 27545e 002 Ti 3 14735e 002 CEA 3 01924e 002 sg 2891 14e 002 EGIA 2 76303e 002 qo 2 63493e 002 IE 2 50692e 002 Sag 2 378726 002 5 2 25061e 002 TORI gamera 1 99440e 002 1 86630e 002 LA 1 73820e 002 1 61009e 002 A 1 48199e 002 1 35398e 002 1 22578e 002 1 09767e 002 9 69567e 001 3 41463e 001 7 13358e 001 5 85254e 001 4 57149e 001 3 29044e 001 2 00940e 001 SAT 29353e 000 DA 5 52693e 000 pa 1 83374e 001 3 11478e 001 4 39583e 001 ENN 67688e p01 o E 95792e 8 23897e 19 9 52001e 001 1 08011e 002 apa pan ya T Paa Pae Dpat aat aat pat a t Primor PEA AAVV VVAA S UNIT N mm DATA NON lintStructural Nonlinear NON lin 0 425 REINFORCEMENT BAR HIGH Se Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement ho RNA IA UIDIVIDIATSTE ODO kokain kokoraho PREE PPP ps P2 Mimm 2 gox l 76694e 000 8076 2 215806 001 14 126 86895e 000 ELA 4 414218 000 6 2 99947e 000 TESI 7 504742 000 E 45 3 05000e 000 Sde 1 05953e 001 563 1 21405e 001 Tox 52311e 001 d 9 1 83216e 001 D 9 2 14121e 001 i 8 2 29574e 001 D Foe 2 450256 001 07 2 60479e 001 MEGA 2 75932e 001 02 2 91394e 001 1 2 3 068378 001 12 3 222908 001 0 2 3 37742e 001 IPEA
159. e 203 a 0 K S es v 5 7 Midas FEA Software FEM In questo paragrafo si descriver brevemente il software di calcolo sfruttato per la modellazione del comportamento non lineare delle travi PREM portate a rottura per sollecitazioni taglianti Midas FEA un software agli elementi finiti specialistico utilizzato per analisi non lineari e di dettaglio per strutture civili Questo codice nasce dalla collaborazione di Midas IT e TNO DIANA pregi di questo software risiedono oltre che in una vasta libreria di elementi finiti come elementi beam rettilinei e curvi brick plate plane stress plane strain shell ed elementi interface interfaccia anche in una vasta libreria di materiali e leggi costitutive per gli stessi Nel caso in esame il software viene sfruttato per modellare il comportamento non lineare di elementi in calcestruzzo armato In queste analisi la parte pi delicata rappresentata dalla modellazione del comportamento dei materiali fragili in campo plastico Il materiale calcestruzzo esibisce un comportamento a rottura di tipo fragile sia compressione che soprattutto a trazione Per il problema da esaminare entrambi i comportamenti ultimi saranno fondamentali Si dovranno infatti monitorare sia la resistenza a trazione del calcestruzzo nella parte inferiore della trave che la resistenza a compressione dei puntoni compressi realizzanti il traliccio resistente a taglio Diventa quindi fondamentale una corre
160. e Trave REP TMQ_101 Dopo aver analizzato la trave REP NOR si passati all analisi della trave REP TMQ_101 In questo caso nell analisi sperimentale non presente una curva di carico spostamento ma solamente il carico ultimo della trave Sono presenti per come gi anticipato le modellazioni numeriche effettuate all Universit di Bergamo e Brescia Minelli e Riva 2009 Si assumeranno quindi gli stessi parametri di resistenza dei materiali semplificando per notevolmente il tipo di modellazione Di seguito si propone la tabella con i parametri di resistenza dei materiali assunti Lateral Crack Effect Vecchio and Collins Acciaio Piastre di carico Confinement Effect A ira x E Mon 6 mm Function Thorenfeldt MPa 22 41 Shear Function Come per il caso precedente si effettuato un modello molto semplice considerando come struttura resistente unicamente il traliccio metallico isostatico 0 000 177 025 354 050 591 075 708 100 rr _r ir1ddif1 1 1 T lt qqea aqW 1D ELEMENT STRESS SPXX Ni mm 2 3 89730e 002 11 8 3 39435e 002 2 90139e 002 11 85 2 40843e 002 1 91548e 002 1 42252e 002 9 29564e 001 4 36607e 001 5 1 99518e 001 0 0 _5 49305e 001 8 1 04226 002 0 0 1 53522e 002 23 5 2 02817e 002 11 8 2 52113e 002 0 0 3 01409e 002 0 0 3 50704e 002 5 9 4 000008 002 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 27
161. e la biella compressa di calcestruzzo che racchiude la barra In quest ottica la trave reticolare mista ha un comportamento pi simile all ordinaria trave in c a che alla trave mista standard 76 La resistenza ultima di una trave ordinaria in c a nell Eurocodice 2 1993 e nel DM 96 poteva essere calcolata con una relazione del tipo Vra3z Vea Vwa Dove V a il contributo offerto dal calcestruzzo e Vwa il contributo dell acciaio Nel caso del DM 96 il contributo del calcestruzzo limitato al raggiungimento della tensione tangenziale limite corrispondente alla prima della fessurazione Il valore massimo della tensione tangenziale in fase elastica pu essere calcolato con la formula di Jourawsky by Vedi Tea J o 0 6 fetaPbw d Nel quale J il momento d inerzia della sezione di calcestruzzo S il momento statico della parte compressa della sezione rispetto all asse principale parametri faa Tea sono rispettivamente la tensione di trazione e di taglio di progetto del calcestruzzo b lo spessore minimo della sezione Il contributo dell acciaio era invece fornito dalla schematizzazione a traliccio Vwa Asw fya 0 9 d cot cota sina cosp s Dove s il passo tra due diagonali successivi l inclinazione del puntone compresso cosa e cos sono i coseni direttori rispetto alla coppia di assi paralleli rispettivamente all asse longitudinale della trave e l asse della forza di taglio ver
162. e prevedeva il confronto del carico ultimo teorico della trave con il valore registrato sperimentalmente Altri aspetti secondari che necessitavano di una conferma sperimentale erano il funzionamento del traliccio a puntoni verticali dopo la variazione delle norme di produzione che ha dimezzato il primo passo il funzionamento degli spezzoni saldati come ancoraggio al taglio ed il funzionamento del piattino saldato come ancorante degli spezzoni saldati Le travi testate nel 1987 presentavano nel caso delle prove a taglio sia la tipologia di puntoni verticali che puntoni obliqui Le successive prove del 1990 presentavano le stesse geometrie proposte tre anni prima con alcune modifiche atte a cogliere la soluzione realizzativa pi performante In quest ultima serie di prove stata misurata anche la resistenza di una trave in c a ordinaria avente la stessa resistenza teorica delle travi proposte Queste prove sono state realizzate dall azienda CSP insieme ad altri produttori di travi REP RDB MAER TOSCANA REP ed EDILREP Le sei travi a taglio avevano tutte sezione 50x33 cm ed una lunghezza di 180 cm Divise in due gruppi secondo la tipologia di puntone inclinato 101 102 103 o verticale 201 202 203 si differenziavano per il diametro delle aste di parete 28 22 14 mm 87 TRAVE N 101 ANIME 2828 50 TRAVE N 102 ANIME 2922 50 DRRENTI SUPERIORI TRAVE N 103 ANIME 2614 50 P 5834 L 150 cm WI SPEZZONI SALDATI PIATTO 500x12
163. e proposto da Poulos e Davis 1980 per un gruppo di due pali La rigidezza traslazionale della molla sar quindi data dal prodotto del coefficiente di reazione del terreno moltiplicata per il diametro del palo e l interasse tra due molle consecutive ovvero l area di influenza della molla Z Kmotta 0 5 Nn pine _molla Inoltre in corrispondenza della punta del palo viene definita una molla verticale di rigidezza 230 kN mm 203 Bisogna ricordare che l utilizzo di molle con rigidezza lineare a livello teorico si potrebbe utilizzare solo per carichi di esercizio nei quali il terreno conserva ancora un comportamento lineare Recenti studi Dicleli et al 2009 citati in Condoleo 2012 hanno mostrato che l adozione di un modello semplificato con molle lineari accettabile per ponti integrali con luci modeste inferiori a 50 m dove gli effetti delle deformazioni termiche sono ancora modesti 6 6 4 Interazione terreno struttura analisi sismica Oltre all azione sismica si dovr inserire la spinta del terreno in condizioni sismiche e la forza di inerzia del volume di terreno eccitato dall azione sismica Nel caso di strutture rigide o con spostamenti impediti le spinte sono maggiori ed necessario considerare il terreno in condizioni di riposo Con riferimento ad NTC 08 8 7 11 3 5 2 si fa ritermento al metodo di analisi pseudo statico L azione sismica viene quindi rappresentata da un azione statica equivalente
164. ecedenti alla posa dei pali di fondazione Olson et al 2009 0 00 New York NY Ohio Oregon outh Dakota Tennessee 0 00 W TN Vermont VT Wisconsin lt A lt Z lt ZS Z SZ lt lt e 2 3 7 5 3 P lt 38 3 3 6 RSS S D v T gt c D ol Vv lt 7 D et uN 20 2 2 1 Esperienze sui ponti integrali del DOT dello stato di New York Il Dipartimento dei Trasporti di New York NYSDOT utilizza i ponti integrali dal 1970 Da quel momento il progetto della struttura e dei dettagli costruttivi si evoluta col fine di massimizzare le performance strutturali degli stessi Nello stato di New York sono stati costruiti approssimativamente 450 ponti integrali e semi integrali dal 1998 anno di introduzione del ponte semi integrale Yannoti et al 2005 Originariamente il progetto di ponti integrali prevedeva l adozione di una fila di pali di fondazione con sezione ad H in acciaio orientati secondo l asse debole di inerzia Le travi del ponte anch esse in acciaio venivano collegate ai pali di fondazione con saldature Il nodo veniva poi affogato in un getto di calcestruzzo creando un collegamento rigido con la soletta dell impalcato Le linee guida di progetto prevedevano che i pali di fondazione fossero progettati solo per carichi verticali trascurando momenti flettenti ed azioni taglianti muri d ala venivano progettati tenendo conto della spinta passiva del terreno Nello Stato di N
165. ei tempi Queste strutture avevano schemi statici fortemente iperstatici Erano strutture generalmente massicce con pendenze anche elevate dal momento che i mezzi a trazione animale non necessitavano di piccole pendenze Nell 800 la domanda di trasporto delle ferrovie ha richiesto l adozione di pendenze massime del 2 3 e raggi minimi elevati ne consegui l esigenza di realizzare opere di luce superiore Ci fu possibile grazie all invenzione quasi contemporanea alla ferrovia della ghisa e dell acciaio poi Le tipologie strutturali adottate erano sempre ad arco ma questa volta realizzate con strutture reticolari L invenzione del calcestruzzo normale e poi armato ha permesso di raggiungere nuovi traguardi progettuali superando la struttura ad arco massiccia ed andando nell ottica di una progettazione pi razionale economica e performante del materiale In particolare la costruzione di opere sempre pi economiche ha spinto la progettazione ad un esteso utilizzo della prefabbricazione Questa filosofia costruttiva ha spinto i progettisti a privilegiare strutture isostatiche con travi in semplice appoggio per pi motivi Intuitiva previsione dei flussi delle forze in gioco Garanzia di non immettere stati di coazione dovuti a cedimenti differenziali delle pile Garanzia di non immettere stati di coazione dovuti a fenomeni di ritiro o deformazione termica sul calcestruzzo Bridge Deck Expansion Joint Reinforced Concrete Approach S
166. ella Vita SLV a seguito del terremoto la costruzione subisce rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e significativi danni dei componenti strutturali cui s1 associa una perdita significativa di rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali la costruzione conserva invece una parte della resistenza e rigidezza per azioni verticali e un margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche orizzontali Stato Limite di prevenzione del Collasso SLC a seguito del terremoto la costruzione subisce gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e danni molto gravi dei componenti strutturali la costruzione conserva ancora un margine di sicurezza per azioni verticali ed un esiguo margine di sicurezza nei contronti del collasso per azioni orizzontali 184 Stati Limite Py Probabilit di superamento nel periodo di riferimento Vr Stati limite di esercizio Stati limite ultimi La definizione della vita di rifermento di una struttura Vr viene fatta secondo le NTC 08 moltiplicando la nominale della struttura per la Classe d uso della struttura Vy vita nominale di un opera strutturale intesa come il numero di anni nel quale la struttura purch soggetta alla manutenzione ordinaria deve poter essere usata per lo scolpo al quale Ve Vy Gy destinata Si riporta la classificazione operata dalle NTC O8 al paragrafo 2 4 1 TIPI DI COSTRUZIONE 1 Op
167. ella direzione principale di trazione 0 000 242 437 484 873 727 310 969 746 ____ ____ y UNIT N mm DATA NON lin Structural Nonlinearn NON lin 0 1 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 136 Sxx Nimm 2 MEEA 6 64285e 001 Ts 6 40738e 001 T5 6 17190e 001 TE 5 93643e 001 EA 5 70095e 001 PAA 5 46548e 001 PEA 5 23001e 001 sia 4 99453e 001 54 4 759062 001 ESA 4 52359e 001 UREA 4 28811e 001 EA 4 05264e 001 DESA 3 81717e 001 MESA 3 58169e 001 3 34622e 001 MESA 3 11074e 001 ESA 2 87527e 001 IEVA 2 63980e 001 05 2 40432e 001 i 2 2 16885e 001 1 93338e 001 1 69790e 001 1 46243e 001 1 22696e 001 9 91482e 000 ap 7 58009e 000 da 45 20535e 000 nei 2 85062e 000 o ONE 95880e 001 1 85986e 000 4 21359e 000 6 56333e 000 9 923062 000 1 12778e 001 1 36325e 001 1 59873e M01 1 83420e 2 069678 2 30515e 001 2 54062e 001 P2 Nimm 2 i 1 36547e 000 59 6 59163e 001 So 4 714836 002 di 53459e 001 Ga 1 45977e 000 ag 2 16608e 000 g 2 87 239e 000 s 3 57870e 000 7 4 28501e 000 g 4 99132e 000 5 69764e 000 6 40395e 000 11026e 000 81657e 000 52288e 000 22919e 000 93550e 000 06418e 001 13481e 001 20544e 001 27607e 001 1 34671e 001 1 41734e 001 1 48797e 001 1 55860e 001 1 62923e 001 1 69986e 001 1 77049e 001 1 84112e 001 GA 1
168. ellazione con elementi reinforcement appare quindi inadeguata in questo caso e qualitativa solo dell andamento generale della curva carico spostamento In entrambe le modellazioni lo snervamento delle aste tese si raggiunge solo alla fine della storia di carico segno che la crisi avviene lato calcestruzzo Dal punto di vista fessurativo si riesce a cogliere solamente una fessura diagonale da taglio che parte dalla zona di carico a quella di appoggio ed una crisi per compressione del calcestruzzo sotto alla zona di carico Di seguito si riportano i contour delle tensioni lungo la direzione principale di compressione le deformazioni lungo la direzione principale di trazione le tensioni sul traliccio di acciaio e lo stato di danneggiamento del calcestruzzo per tre punti di carico significativi cerchio rosso Il cerchio giallo corrisponde invece allo step in cui si raggiunge lo snervamento della diagonale tesa LOAD DEFLECTION CURVE 1400 1200 1000 800 load KN Modello Reinforcement Trave TMO 101 Load expenmental failure TMO 101 0 0 5 1 1 5 2 2 5 midspan displacement mm Sovrapposizione delle curve carico spostamento relative all analisi numerica con modello sofisticato Minelli e Riva 2009 e modello semplificato con elementi reinforcement 119 Step di carico num 16 spost 0 8mm carico 910kN FEL Move 0 000 0000 4 n 1
169. elle armature nelle anime delle travi in fori appositamente tie beam bolted to stiffener Stud shear O i connectors u connectors on web or holes in web O O 75 mm dia holes bar hoop shear connectors bearing plate Connessioni a taglio che garantiscono il trasferimento di momento dalle travi alle spalle del ponte Ilses 2006 Successivamente viene posizionata l armatura della parete posteriore della spalla dettaglio costruttivo molto complesso in quando vi una notevole congestione di armature in quella zona Poich il getto della parte superiore della spalla avviene dopo il getto della soletta dell impalcato questa procedura costruttiva assicura che le uniche sollecitazioni flettenti trasmesse siano dovute ai carichi accidentali ed alle deformazioni termiche 33 CP r r il TETI vryt gt LA e i gt bi a gt esi Aa STATI ALII D y s Uve a n ii Tartaro TI i rere rt vr aner W Pap ti 5 gt a gt P A Pal 4 5 s a F gt a SAR ioni ARI A N Tipiche armature da porsi nelle pareti posteriori delle spalle David Ilses 2006 Grande attenzione viene data all interazione terreno struttuta dal momento che il terreno posteriore alla spalla e quello che circonda il palo influenzano il comportamento statico della struttura nel momento che questa debba espandersi o contrarsi per effetto delle deformazioni ter
170. elle sollecitazioni avviene quindi per mezzo di un analisi spettrale considerando ogni modo di vibrare ritenuto significativo per la descrizione del comportamento dinamico della struttura La norma precisa che devono essere considerati tutti i modi con massa partecipante superiore al 5 e comunque la somma dei modi partecipanti considerati deve essere superiore all 85 della massa totale Per la combinazione degli effetti relativi ai singoli modi deve essere utilizzata una combinazione quadratica completa degli effetti relativi a ciascun Modo come indicato NTC 08 87 3 3 0 5 E X Y pi EE j i Con E valore dell effetto relativo al modo j e p ilrapportotra l inverso dei periodi di ciascuna coppia i j di modi B j T T La risposta valutata mediante l analisi spettrale viene calcolata separatamente per ciascuna delle tre direzioni Si dovranno quindi creare delle combinazioni di carico sismiche che tengano conto della variabilit spaziale dell azione sismica Gli effetti sulla struttura sollecitazioni deformazioni spostamenti ecc sono combinati successivamente applicando la relazione proposta nelle NTC 08 87 3 5 1 00 E 0 30 E 0 30 E Con la rotazione successiva rotazione dei coefficienti moltiplicativi si considerano tutte le possibili direzioni di arrivo dell azione sismica 188 6 5 Combinazioni di carico 6 5 1 Combinazioni elementari di carico In riferimento all analisi dei
171. ena o z Aa Foto aerea del ponte sul fiume Meolo hitps Imapi toogle iti Ciascun impalcato stato realizzato con 8 travi prefabbricate in c a p ad un interasse di circa 2 6 m con soprastante soletta collaborante L altezza delle travi stata mantenuta costante lungo tutto lo sviluppo del ponte e pari a 90 cm Anche lo spessore della soletta pari a 25 cm stato mantenuto costante su tutto lo sviluppo dell impalcato Le dimensioni dell impalcato prevedono una luce di calcolo pari a 20 m ed una larghezza di 20 30 m Le sottostrutture sono costituite da due berlinesi di pali di diametro 1000mm con soprastante traverso di testata con funzione di appoggio di spalla per le travi di impalcato La lunghezza dei pali di fondazione pari a 14 m In riferimento alla protezione della struttura per azioni sismiche si realizzata una connessione con le spalle per mezzo di una soletta continua che dall impalcato si estende fino a connettersi con le spalle dispositivi di appoggio sono costituiti da puntatori in gomma armata L opera pu essere classificata come ponte semi integrale in quanto non esiste una connessione rigida tra impalcato e sottostrutture 149 Soletta di transizione Polistirolo spess 5cm RRKAKRKKKKKKRKKKRAKRKKRRAKRARRAALALISSSSSNSSSNSSRRK 25 SL S 4 DS 600 LR see Trave prefabbricata c a p SK S S LI 319 KK RR LI S 3 GY S Ko I 4 KI KI CL SH RK
172. ente risparmio di denaro nel caso dell adozione di fondazioni integrali Total bridge cost Euro m2 2000 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 m Total bridge cost Euro m2 A B C D E Grafico comparativo per diverse tipologie di fondazione Nilsson e Tor n 2001 43 2 7 Ponti integrali in Finlandia Anche la Finlandia ha mosso un grande interesse per i ponti integrali Un censimento eseguito nel 2004 in accordo con la Finnish Road Administration ha certificato che su una popolazione totale di ponti stradali pari a 10016 il 7 2 796 era costituito da ponti integrali Kerokoski 2006 La prassi costruttiva in Finlandia vuole tali opere in calcestruzzo armato Pre or Post Year of Reinforced of all I stressed construction concrete bridges Ponti integrali in possesso della Finnish National Road Administration nel 2004 Kerokoski 2006 Le linee guida per la progettazione di ponti integrali in Finlandia impongono uno spostamento massimo delle spalle di 35 mm nel caso di strade normalmente trafficate e di 45 mm per strade poco trafficate La lunghezza massima dei ponti di 70 m 90 m per strutture totalmente simmetriche Per poter considerare la spinta passiva del terreno dietro alla spalla necessario uno spostamento minimo della spalla che dipende dal tipo di terreno Soil Horizontal displacement 0 002 H 0 006 H Stiff clay 0 02 H Soft clay 0 04 H Spostamento orizzontale r
173. entivo Questo contenimento di costi spinge allora i progettisti a considerare lo schema strutturale integrale per ponti di nuova costruzione o che necessitano di un ricondizionamento Giunto coperto dalla pavimentazione e poi fessurato dalla dilatazione termica Di seguito la percolazione delle acque meteoriche attraverso il giunto e poi sulle strutture portanti Ponte sull Adige ad Albaredo VR Corso di progettazione di Ponti UNIPD 2011 2012 ni Danneggiamento del giunto d espansione a causa dell eccessivo movimento dello stesso in seguito ad azione sismica Nuovo ponte Surajbari India Tandon M 2005 13 14 2 Stato dell arte 2 1 Introduzione Bench la progettazione consapevole o voluta dei ponti integrali possa essere considerata moderna osservando lo stato dell arte dei ponti si pu notare come in passato questa fosse l unica tipologia realizzabile con la tecnologia dell epoca Se si riflette infatti sui ponti ad arco costruiti nell epoca romana questi non possono che essere classificati come ponti integrali Come stato gi descritto sommariamente nell introduzione i ponti romani erano strutture ad arco fortemente iperstatiche e massicce caratterizzate da murature in pietre e mattoni che venivano riempite con materiale permeabile in modo da favorire il drenaggio delle acque Queste strutture erano volte a sfruttare la resistenza a compressione dei materiali Per qu
174. enza di temperatura lineare equivalente con ATwmheat ATmcool Tali valori devono essere applicati alla superficie superiore o alla superficie inferiore dell impalcato da ponte Si considera un impalcato di calcestruzzo formato da travi ed uno spessore dello strato di usura pari a 5cm coincidente con quello previsto nel progetto Le differenze di temperatura fra lembo superiore ed inferiore quando l estradosso o l intradosso ha temperatura superiore si ottiene dalla tabella presente nel prospetto 6 2 dell EC1 parte5 La differenza di temperatura con parte superiore pi calda della parte inferiore nel caso in esame pari a ATm neat 15 C Mentre invece la differenza di temperatura con parte inferiore pi calda della parte superiore pari a ATm cooi 8 C Simultaneit delle componenti uniformi e delle componenti di differenza di temperatura Per poter considerare contemporaneamente sia della differenza di temperatura ATm neat 0 ATM cool sia del massimo intervallo della componente di temperatura uniforme del ponte ATy exp O ATwcon Si possono utilizzare le seguenti combinazioni di carico ATy heat Oppure ATy cool WyATNexp ATy con wmATmu near Oppure ATy cool ATN exp Abs valori dei coefficienti delle combinazioni di carico sono wy 0 35 ed wy 0 75 pa 15 0 35 28 75 _ 25 o PEES lx 15 28 75 40 ni __ 8 0 35 22 5 158 o eo EBT max Pe 18 42250 7 MAX o 28 5 T
175. er le travi principali Le travi sono quindi posizionate con appoggi provvisori nelle suddette tasche eventualmente livellate secondo necessit 32 line rocker packer plate seating piate in pocket a em RTp lt S5 oi beding mortar NO SG Ng Asch VIET JR I O P det Fal e 1 aa gori TRN LAM pet NETTO dI VUE PIU AN mi ce dia a e lc free a in na la ea Sg at Ce ge Mep De a DO Lo ee Ser e N ST TO DT a on un e I RUN T ca re e SR e TC A e e O k a a or PIO Ten II N RE e SI E ii TSI N ia TT SE TOR RONN dest mini ae ee ai e ee MALORE REI O A CA an G E a S A IRE Pe N F A A TE VITI DE E ET e C CEC e A Sal O a A e a A A 0 das E a aa DT O a lle a N n a U o e e gn NV E O S E CN a e a a e Si PAC ET TE N dt fe A IR OR A Mg da A T le A he DR I AA A 200 ge ET a RAS RT CO 0 rr DIE E A N O E e aa a a E E e e e nn ln a a a a a Soir Tui Se ani Lio YR De al AT e so Sent i I Le Dei a A e 0 I A PS deg ro tt SUR 04 Deo woa do I ON PE Le e DS SE DI O RE dI alti DO LA e e TT et TRI TAR D TM PM SI e SA pr MESIA DT vai SO Vai Noto sent T loi conti DOOR GPS AME T sd Joel DAI A al pa VA pelo Donna Appoggi temporanei per le travi principali Ilses 2006 Il funzionamento a telaio della struttura e quindi il passaggio del momento flettente dalle travi principali alle spalle viene garantito per mezzo di connettori a taglio posti sulle flange superiori sull anima o in alcuni casi facendo passare d
176. ere provvisorie Opere provvisionali Strutture in fase costruttiva Opere ordinarie ponti opere infrastrutturali e dighe di dimensioni contenute o di importanza normale Grandi opere ponti opere infrastrutturali e dighe di grandi dimensioni o di importanza strategica Nel nostro caso si assume come Vita nominale 100 anni tipica per infrastrutture viarie C classe d uso delle strutture in seguito ad un azione sismica con riferimento alle conseguenze di un interruzione di operativit o di un eventuale collasso Classe I Classe II Classe III Classe IV Costruzioni con presenza solo occasionale di persone edifici agricoli Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti senza contenuti pericolosi per l ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali Industrie con attivit non pericolose per l ambiente Ponti opere infrastrutturali reti viarie non ricadenti in Classe d uso JI o in Classe d uso JV reti ferroviarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza Dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti Costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi Industrie con attivit pericolose per l ambiente Reti viarie extraurbane non ricadenti in Classe d uso IV Ponti e reti ferroviarie la cui interruzione provochi situazioni di emergenza Dighe rilevanti per le conseguenze di un loro eventuale collasso Costruzioni con funzioni pubbliche o strategiche imp
177. eressa i ponti integrali quello della sovrastruttura in relazione ai vincoli di incastro che si intende dare con le spalle Il rapporto tra le diverse rigidezze che compongono le strutture in particolare tra l impalcato travi e soletta e le sottostrutture spalle e pali di fondazioni determinano la distribuzione delle sollecitazioni e quindi l effettivo schema statico della struttura In particolare se l impalcato pu essere modellato come trave libera di deformarsi oppure se incastrata agli estremi In generale si ritiene che la struttura possa liberamente variare la propria lunghezza sia per variazioni termiche che da ritiro del calcestruzzo generando cos uno spostamento alla sommit delle spalle possibili ostacoli alla contrazione del getto in questo caso sono relativi alla rigidezza flessionale dei pali di fondazione alla rigidezza del nodo di incastro tra implacato e sottostrutture ed infine alle armature presenti nell impalcato Poich la percentuale di armatura nelle travi PREM piuttosto elevata in modo da poter garantire l autoportanza in Fase 1 il fenomeno della fessurazione da ritiro non da sottovalutarsi di tale argomento si discuter successivamente nel paragrafo Considerazioni sul ritiro in travi PREM Tornando al tema dei Ponti integrali i fenomeni di ritiro vanno poi sommati alle deformazioni termiche della struttura Quindi nel caso di dilatazione termica a tempo infinito il ritiro ha
178. erfaccia per l aderenza acciaio calcetruzzo o plane stress per le armature pi elementi interfaccia Quest ultima modellazione potrebbe esser particolarmente significativa in relazione alla rigidezza dei nodi del traliccio metallico ed alla conseguente concentrazione di tensioni nelle connessioni tra aste di parete e correnti longitudinali Minelli e Riva 2009 Viene per enormemente complicata dalle geometrie previste delle travi TRR PONTE che costringerebbero l adozione di mesh fortemente irregolari con analisi molto onerose dal punto di vista del calcolo Dalle prove sperimentali si potr inoltre verificare il corretto funzionamento dei particolari costruttivi relativi al traliccio di acciaio come i dispositivi di appoggio ancoraggi al taglio e le saldature tra correnti ed aste di parete Tali dettagli costruttivi possono influenzare significativamente la risposta globale della trave come dimostrano le prove sperimentali disponibili in letteratura 148 6 Caso studio 6 1 Ponte sul Fiume Meolo Il caso studio preso come riferimento il ponte autostradale sul fiume Meolo tra Quarto d Altino e San Don di Piave Il progetto originale riguardava l ampliamento della A4 con la terza corsia Il sito si trova sul confine tra il comune di Meolo VE e di Monastier di Treviso TV L opera si compone di due implacati affiancati uno per ogni direzione di marcia PES la sc sti ira Seni ati Y cona y i VA esi N Si
179. erifica degli stati limite si definiscono le seguenti combinazioni delle azioni con il simbolo si intende combinato con Combinazione fondamentale generalmente impiegata per gli Stati Limite Ultimi S L U Combinazione caratteristica rara generalmente impiegata per gli stati limite di esercizio S L E irreversibili Gi G2 P Qi Po20k2 PosQx3 Combinazione frequente generalmente impiegata per gli Stati Limite di Esercizio S L E reversibili Gi G2 P 110x1 P22Qr2 P23Qk3 E Combinazione quasi permanente S L E generalmente impiegata per gli effetti a lungo termine G1 G2 Pt 42101 P22Qr2 P23Qr3 Combinazione sismica impiegata per gli stati limite ultimi e di esercizio connessi all azione sismica E E Gi G2 P P21Qri 42202 P23Qk3 Combinazione eccezionale impiegata per gli stati limite ultimi connessi alle azioni eccezionali di progetto Gi G2 P Aa P210k1 P220k2 P23Qr3 0 Ai fini della determinazione dei valori caratteristici delle azioni dovute al traffico si dovranno considerare generalmente le combinazioni riportate in Tab 5 1 IV 190 Tabella LIV Falori caratteristici delle azioni dovute al malco Carchi sulla carreggiata Carichi verticali Carichi orizzontali Valore frequente Valore carattenstico l Ponti di 3 categoria Da considerare solo se nchiesto dal particolare progetto ad es ponti in zona urbana MM Da considerare solo se
180. es che costituiscono l impalcato anche di cassero per il getto di completamento della trave prefabbricata Dovranno quindi essere dimensionate per resistere alla pressione idrostatica del getto di calcestruzzo Yas 25 kN m Si dimensiona la lastra come una trave alta 1m spessa 10 cm e profonda 1m Tale trave viene considera come una mensola incastrata alla base Schema A Si prevede un armatura interna realizzata con 12 25cm Orizzontalmente si inserisce un armatura di ripartizione pari al 20 dell armatura principale Si dimensiona lo zoccolo pregettato sempre come una trave le cui geometrie sono spessa 25cm alta 20 5cm e profonda 1m Lo zoccolo pregettato viene sempre modellato come una trave incastrata alla base in corrispondenza dell attacco dell asta di parete Tale elemento sar sollecitato dai carichi concentrati relativi al peso proprio della lastra predalles e della lastra casserante Schema B L armatura dell elemento sar realizzata con staffe pf14 25cm Tutte le armature utilizzate si considerano del tipo acciaio da c a B450C I I Schema A AVATAR ra Schema B Ppredalles astra Schematizzazioni assunte per il calcolo delle sollecitazioni dimensionanti Il momento alla base dell incastro della lastra Mj 4 3 viene calcolato decomponendo la spinta del calcestruzzo in due spinte una costante pressione idrostatica fino alla quota di posa della predalles ed una variabile linearmente 2
181. essere definito abbisogna solamente della tensione di picco 107 Legami tensione deformazione di Thorenfeldt et al 1986 implementato in Midas FEA L equazione che descrive tale curva DI Qi n Ap Dove lee 0 80 x 17 1 se0 gt a gt ap k 0 67 c sea lt Qp Modellazione delle armature Fino ad ora si discusso della modellazione del comportamento sotto carichi di compressione e trazione del calcestruzzo Si capisce immediatamente che le performance strutturali del calcestruzzo sono fortemente limitate dalla scarsa resistenza a trazione e da un comportamento comunque fragile sia a trazione che a compressione Tali limiti vengono migliorati tramite l inserimento di armature longitudinali e staffe di acciaio in grado di conferire all elemento strutturale una maggior resistenza a trazione e duttilit La resistenza a trazione dell elemento viene migliorata in quanto una volta raggiunta la tensione limite del calcestruzzo il carico si ridistribuisce sulle armature di acciaio La maggior duttilit invece viene conferita oltre che dal comportamento elasto plastico dell acciaio anche grazie all azione di confinamento delle staffe sul calcestruzzo Diviene quindi fondamentale modellare in maniera adeguata il comportamento elasto plastico dell acciaio in modo da rappresentare numericamente le performance strutturali auspicate 108 Criterio di resistenza dell acciaio A patto che l elemento di acciaio non
182. esta verifica Proprio per questo motivo il passo delle aste di parete stato ridotto sarebbero infatti risultati verificati anche passi maggiori Per quanto concerne l instabilit delle aste di parete la verifica risulta condizionata dal numero degli ordini di controventi atti a limitare la lunghezza libera di inflessione delle aste Tali verifiche partono dall ipotesi di trave reticolare ideale con gli elementi che si intersecano in un nodo Si vedr successivamente come l assunzione di un eccentricit tra le aste di parete plausibile con le caratteristiche geometriche degli elementi modifichi la tipologia di verifica instabilit per presso flessione ed il grado di sicurezza della struttura 6 9 2 Instabilit globali La verifica ad instabilit nel piano orizzontale dell intero corrente superiore compresso decisamente complessa in quanto non ci si pu ricondurre a formule analitiche semplici senza ricorrere ad importanti semplificazioni Le geometrie della trave in oggetto inoltre differiscono notevolmente dai casi trattati in letteratura riguardanti per lo pi travi per edilizia residenziale Generalmente queste travi presentano un fondello costituito da un piatto in acciaio eventualmente irrigidito con lamierini laterali che aumentano la rigidezza torsionale della trave In altri casi si ha un fondello prefabbricato in calcestruzzo che costituisce il piano di posa per i solai Lo spessore di tale fondello usualmente pa
183. esto motivo erano caratterizzate da raggi di curvatura piuttosto stretti e quindi forti pendenze del piano carrabile Un esempio classico di queste costruzioni il Ponte di Alcantara sul fiume Tago Costruito nel Il secolo d C con muratura a secco e caratterizzato da sei campate di cui le due centrali di lunghezza di 30 m ed altezza dal pelo libero dell acqua di 52 m Tilly G P 1994 A rigore queste strutture non potrebbero essere classificate come ponti integrali poich sono caratterizzate da una struttura cava e non monolitica come si intende progettare in senso moderno un ponte integrale Tale struttura cava era per necessaria al fine di non creare infrastrutture strutture troppo pesanti le quali sarebbero state difficilmente risolvibili a livello di fondazione Un altro esempio di viadotto romano d eccezionale lunghezza l acquedotto di Segovia lungo 728m Resta un mistero se i costruttori dell epoca tenessero in conto eventuali effetti termici ed eventualmente che grado di conoscenza avessero del problema stesso o o Sti tie RA 3 DI a 0A sd x x n per sati sit ss 4 mmen D ur S E n Di a TE A U pi BATESONS gi FIL c aar IST OPTE E cati fd romani Vicaria HEEE n 3y USA fi C IPU sa i df S ri j Pp s ial i amn A pe Er Mt Ett nY iip Aaanu irc RIET 3 j Ki Ponte romano di Alcantara immagine a sinistra ed a A
184. etro alla spalla L 8 degli stati intervistati utilizza la spinta attiva del terreno dietro alle spalle il 33 quella passiva e la restante parte una composizione di attiva e passiva o differenti metodi Il 69 degli stati specifica che il terreno dietro alle spalle deve essere compattato mentre solo l 8 lo pone non compattato Dall ultimo sondaggio 1995 l utilizzo della terra armata molto aumentato Frequentemente si sposta la superficie della terra armata posteriormente ai pali di fondazione di 0 6 1 5m 2 5 piedi La maggior problematica rilevata comune a molti stati il cedimento del terreno sotto alla soletta di approccio con la sua conseguente fessurazione Infine stato riscontrato che il 60 degli stati non ha cambiato alcun criterio di progettazione in termini di carichi assunti sottostrutture spalle solette d approccio terreno di riempimento dietro alle spalle a dispetto delle fessurazioni rilevate Le performance riguardanti i ponti integrali riportate in letteratura sono abbastanza affidabili purch la lunghezza totale del ponte e l inclinazione in pianta siano modeste Tuttavia a dispetto del volume degli studi effettuati alcuni risultati tra i diversi stati sono discordanti ad esempio il rapporto tra le rigidezze spalle e travi Probabilmente tali risultati trovano giustificazione nei diversi particolari costruttivi adottati dai vari stati Pertanto in futuro si raccomanda lo sviluppo di linee guida comuni b
185. ew York era inoltre prassi progettare la sovrastruttura accostando travi a cassone in calcestruzzo precompresso tale tradizione progettuale venne estesa anche ai ponti integrali Le ipotesi progettuali erano le medesime dei ponti con travi in acciaio Le principali differenze riguardavano le fasi costruttive chiaramente influenzate dalla tecnologia utilizzata Travi e spalla non venivano pi collegati rigidamente per mezzo di saldature La trave veniva semplicemente appoggiata sulla spalla ed il nodo veniva creato con un getto di completamento successivo che andava a creare anche la soletta dell impalcato e di approccio APPROACH SLAB SUPERSTRUCTURE SLAB APPROACH SLAB DECK SLAB SAW CUT JOINT WELDED CONNECTION TO BEARING PLATE i PRESTRESS BEAM STEEL BEAM K ABUTMENT STEM se ABUTMENT STEM PILE Ren i Tipiche sezioni dei primi ponti integrali realizzati nello Stato di New York Yannoti et al 2005 Impalcato realizzato con travi in acciaio immagine a sx o con travi in c a p immagine a dx 21 Nel 1996 lo Stato di New York ha eseguito un monitoraggio sull intera popolazione di ponti esistenti per valutare l efficienza delle soluzioni adottate in passato ed approntare delle modifiche per la realizzazione di nuove strutture In generale l analisi statica condotta sulle opere in oggetto ha mostrato risultati eccellenti o comunque soddisfacenti In ogni caso evidenzia prestazioni superiori rispetto ai
186. fi andando a considerare le sezioni pi sollecitate ossia quelle in campata La massima tensione di compressione del calcestruzzo O deve rispettare le seguenti limitazioni NTC 08 84 1 2 2 5 1 oc lt 0 60 fck per combinazione caratteristica rara 19 2MPa Oc lt 0 45 fck per combinazione quasi permanente 14 4MPa La massima tensione sull acciaio 0y deve rispettare la condizione NTC 08 84 1 2 2 5 2 dy lt 0 8 fyk per combinazione caratteristica rara 268MPa Di seguito si propongono le sollecitazioni relative alle combinazioni di carico massime agli stati limite di esercizio evidenziate dagli inviluppi delle sollecitazioni del modello numerico del ponte completo che verr presentato A queste sollecitazioni non si dovr dimenticare di sommare anche il momento flettente relativo alla Fase1 nel momento in cui si valuta la tensione in Fase2 240 Schema 1 M1_Comb RARA_SLE_max mom camp3 N ata ve 2015 2002 k 21 9 kNm es _ UTI Verifica CA SLU File sezione con soletta_6 coment Tucasa am File Materiali Opzioni Visualizza Progetto Sea Ret Sismica Normativa NTC2008 Titolo e tipa Sezione O Rettan re Trapezi Trapezi Lic N barre na 5a OaT O Circolare Li O Rettangoli Coord Pie DA peg Sollecitazioni S L U Metodo n Centro O Baricentro cls a ai O Coord cm Materiali I E 2 i E fa LA N mm va RIBES vom ecu MSI _ N mm
187. foo P_teorico e P_sperimetale 104 rta S 23 N Sz Trave 103 NTC 08 SEZ MISTA __ 129 105 46 Pteorico __ P_sperimetle l ich i ich CS de Ja CA C A 233 156 778 M ich 2008 i 259 77 teorico ich 2008 M ich 2008 a i C A i C A REN O N 47 m N m N N O N O lex W O lex 63 592 900 m U9 UI N eI O DOWN D vo Ui Ua 00 5 NTJO JU TO U O N 96 Le formule analitiche in relazione all inclinazione a delle aste di parete mostrano carichi di rottura previsti per le travi della serie 200 maggiori delle corrispondenti travi della serie 100 Tale risultato non trova conferma poi nei risultati sperimentali Le formulazioni danno sempre una stima inferiore rispetto al carico critico di rottura sperimentale ad eccezione della trave 201 dove quasi tutti i modelli superano tale valore Buona rappresentativit della soluzione viene data dalla formulazione EC2 modificata Tesser 2009 Ci dovuto alla posizione dell asse neutro della trave conseguente alla distribuzione di armatura tesa e compressa che amplifica il contributo del calcestruzzo rispetto all acciaio Anche la formulazione secondo l ACI 318 mostra risultati compatibili con il carico sperimentale Si nota comunque come la migliore rappresentazione della soluzione si abbia per le travi con armatura a taglio maggiore Tali formulazioni relative alle sezioni ordinarie in c a non app
188. gistrale Universit degli studi di Padova 2012 e Gherardi M Ponti integrali Tesi di laurea specialistica Politecnico di Milano 2010 e Hallmark R Low cycle fatigue of steel piles in Integral Abutments Bridges Master s Thesis Lulea University of Technology 2006 e Kerokoski O Soil structure Interaction of Long Jointless Bridges with Integral Abutments Tesi di dottorato Tampere University of Technology 2006 e Petrovich F Un nuovo sistema strutturale per edifici multipiano in zona sismica realizzato mediante elementi tralicciati misti acciaio calcestruzzo analisi numeri e sperimentale Tesi di dottorato Universit degli studi di Trieste 2008 264 Sorgon S Analisi di un sistema ibrido sismo resistente costituito da elementi tralicciati in acciaio inglobati nel calcestruzzo Tesi di dottorato Universit degli studi di Trieste 2009 Stievanin E Studio sperimentale di tecniche per il ripristino e il rinforzo di strutture storiche in cemento armato Tesi di dottorato Universit degli studi di Padova 2012 Tesser L Composite steel truss and concrete beams and beam column joints for seismic resistant frames Tesi di dottorato Universit degli studi di Padova 2009 265
189. h 500 mm t 50 anni 18250 giorni to 30 giorni risulta d c0 t0 1 81 Dato quindi un modulo elastico a 28 giorni E gt 33640 MPa si ha per le azioni permanenti di lunga durata Ecco 11971 MPa n 17 20 163 per le azioni di breve durata invece temperatura vento carichi mobili sisma Eo 33640 MPa no 6 12 Considerazioni circa la viscosit nei Ponti integrali A meno di non avere elementi precompressi nei quali la viscosit determina una perdita di precompressione nei trefoli le deformazioni viscose non producono particolari effetti nei ponti integrali determinano anzi a lungo termine un rilassamento dello stato tensionale Considerazioni circa la viscosit nelle travi PREM Nelle travi PREM il comportamento viscoso presenta alcune complicazioni che devono ancora essere completamente chiarite e verificate sperimentalmente In primo luogo bisogna considerare la differente percentuale di armatura presente rispetto alle usuali travi in calcestruzzo armato Tali quantit di armatura le fa rassomigliare pi a strutture miste acciaio calcestruzzo che a normali travi in c a Non si pu quindi trascurare il ruolo delle armature nel comportamento viscoso dell elemento strutturale L analisi dell elemento andr perci valutata con riferimento alla teoria delle sezioni composte formate da una parte elastica ed una viscosa Sassone e Casalegno 2009 Tale teoria distingue due possibili casi
190. ha angolo asse neutro 0 o d 140 cm x 12 43 x d 0 08878 T Precompresso s Di Schema 1_M1_SLU_max mom inc36 Titolo KURSUN 7 e e N Vertici M Tipa rottura Lato calcestruzzo Acciaio snervate l O Rettan re O Trapezi N barre na Zoom Oa O Circolare O Rettangoli Coord CS Lesa Esu BREST 02 RENE fd PE nrn cou SIN Es E a N toc cd 8 fa Oc adm 11 5 Os adm 319 N mm Tro 0 6933 M pa 6357 Nm M py 5441 __ kNm o iz _ Nim o 318 N mm Sa 3 5 fia 10 99 Sha d 153 1 cm x 36 98 s d 0 2416 a 0742 N rett Calcola MRd Dominio Mx My angolo asse neutro 0 Rs l Precompresso 237 Trave num 2 N 15 82 kNm x 6 11 Verifica Stati Limite di Esercizio Fase 1 e Fase 2 6 11 1 Controllo delle deformazioni SLE Il controllo delle deformazioni viene condotto controllando direttamente la freccia sviluppata nel modello numerico Lo spostamento verticale pu anche essere calcolato analiticamente in via approssimata Un approccio approssimato nel caso di strutture reticolari con correnti paralleli costituito dal metodo dell anima equivalente Ballio e Bernuzzi 2010 L abbassamento della trave si calcola come somma di due contributi distinti V Vf tvt In cui v la freccia flessionale di una trave fittizia ad anima piena il cui momento di inerzia viene calcolato considerando l inerzia dei co
191. he il getto di completamento sulle stesse viene sempre come pressione verticale sugli elementi plate esterni aventi la stessa superficie delle spondine laterali 212 Di seguito si propone una tabella riassuntiva con i valori numerici dei carichi immessi nel modello Tutti i carichi vengono poi amplificati dal coefficiente di sicurezza per i carichi permanenti strutturali o non strutturali pari a y 1 5 La trave in Fase 1 fase di autoportanza assume lo schema statico di una trave in semplice appoggio Si assume quindi di bloccare tutti gli spostamenti verticali DY delle estremit dei piatti di appoggio Prendendo poi il baricentro del piatto come riferimento ad una estremit si sono bloccate le restanti traslazioni DX e DZ creando una cerniera tridimensionale mentre all altra estremit si bloccata la traslazione perpendicolare all asse della trave DZ riproducendo un carrello lungo DX 1 Peso reticolare 35 45 0 Z X 1 Peso reticolare 145 45 180 x Vincoli supposti per la rappresentazione della trave PREM in Fase1 Il modello numerico mostra buona rappresentativit della soluzione analitica approssimata ad eccezione delle tensioni sul corrente inferiore che il software suppone collaborare con lo zoccolo prefabbricato in calcestruzzo considerato lineare elastico Confronto Sollecitazioni N max predim kN N max numer kN N ium Npredim 385 47 388 62 100 8 213 6 9 Verifiche
192. hr Bau und Wohnungswesen 1999 37 La snellezza delle travi dei portali ponte adottate in Germania possono essere riassunte nella seguente tabella Braun et al 2006 Presiese Concrete not common 15 18 25 30 18 21 a Snellezze L h adottate in Germania per i telai Braun et al 2006 Nel caso di ponti ordinari le azioni orizzontali dovute al frenamento o ad accelerazione dei veicoli soprattutto nei ponti ferroviari costringevano i progettisti all adozione di spalle e fondazioni molto costose Nel caso invece dei ponti integrali tali spinte possono essere assorbite direttamente dal terreno di riempimento nel momento in cui la spalla si flette contro il terreno di riempimento Braun et al 2006 Generalmente i cedimenti per i telai mono campata non sono un problema dal momento che la struttura riesce a ruotare rigidamente attorno alla fondazione fissa che funge da polo di rotazione senza causare eccessive sollecitazioni nel telaio Questa ipotesi risulta valida sono nel caso di grande rigidit della struttura e senza grandi differenze tra le rigidezze dei diversi elementi strutturali Nel caso invece di telai multi campata il problema delle sollecitazioni indotte da cedimenti differenziali pu indurre a scegliere schemi statici tradizionali Qualora si utilizzino travi precompresse l inserimento delle stesse in telai rigidi pu provocare importanti perdite di precompressione nelle travi stesse
193. i D EPRS ANS AV RUDI Nodi Rappresentazione semplificata delle eccentricit introdotte nel modello numerico Dalle immagini proposte di seguito si pu vedere come le sollecitazioni taglianti e flettenti che nella struttura reticolare ideale erano trascurabili ora non si possano pi trascurare ai fini della sicurezza strutturale Il modello agli elementi finiti realizzato ha permesso quindi di comprendere gli effetti in termini di sollecitazioni sulla reticolare e per quali elementi l approssimazione a trave reticolare ideale sia meno indicata Gli elementi che risentono meno dell eccentricit nodale delle aste di parete sono i correnti longitudinali La sollecitazione dimensionante per questi elementi il momento flettente in campata in corrispondenza del quale si ha taglio nullo e quindi nullo effetto delle eccentricit appena introdotte Agli appoggi invece queste eccentricit producono sollecitazioni flessionali e taglianti sui correnti superiori ma poich il momento flettente sulla trave ed anche lo sforzo normale sui correnti longitudinali va ad annullarsi in appoggio le verifiche ad instabilit saranno comunque verificate 229 Per i correnti longitudinali al fine della verifica ad instabilit sar trascurabile l effetto delle eccentricit SF2 N 103 6628x10 103 6628x10 Bm 627 Bm 41 13 7676x10 103 6628x10 2 4473x10 2 1269x105 1 7298x10 1 3323x 10 934 9864 670 1143 4052
194. i anche a fatica In relazione alla particolarit del dettaglio costruttivo la verifica andr condotta necessariamente con un analisi agli elementi finiti Un altro aspetto importante per la valutazione della concorrenzialit di tali elementi prefabbricati rispetto a soluzioni tradizionali rappresentato dal peso di queste travi e dell impalcato finito In Fase0 le travi PREM raggiungono gi il 90 del peso delle travi in c a p utilizzate nel progetto originale In Fase2 la trave pesa il 30 in pi ma bisogna anche tenere conto del minore interasse tra le travi L impalcato realizzato con travi PREM si considera anche il peso relativo ai carichi permanenti portati pesa globalmente 1 67 volte l impalcato originale realizzato con travi in c a p Tale peso maggiore si traduce in un enorme massa inerziale che durante l azione sismica pu essere contrastata solo dalla rigidezza del terreno dietro alla spalla ed i pali di fondazione Mancano inoltre indicazioni normative precise che guidino il progettista nella valutazione della rigidezza del terreno dietro alla spalla in condizioni sismiche se ne esclude quindi il contributo a vantaggio della sicurezza Per un ponte di tipo integrale queste considerazioni si traducono per nello sviluppo di importanti momenti positivi da gestire all incastro che non vengono compensati dai momenti negativi relativi ai pesi propri della struttura poich la maggior parte di questi ultimi vengono por
195. i modello numerico che non tiene conto della spinta passiva del terreno dietro alla spalla 207 6 7 Predimensionamento e analisi di carichi Fase1 Trave PREM Il predimensionamento della trave PREM viene eseguito considerando i carichi di prima fase ossia il peso proprio della trave PREM in Fase0 il getto di completamento della trave ed il peso della lastra predalles pi il getto di completamento sull area di influenza della singola trave In Fase 1 la trave PREM in semplice appoggio quindi il momento flettente massimo ed il taglio massimo si calcolano con le relazioni Il progetto della sezione si basato sulle indicazioni fornite dai manuali Progettare con il sistema REP Travi REP Pilastri e Setti Tecnostrutture Progettare con le Travi Prefabbricate REticolari Miste PREM Assoprem Inoltre non essendo presenti in letteratura analoghi casi di studio fondamentali sono state le immagini reperibili in rete di opere infrastrutturali simili al caso in esame Il i HATE iii i NA h NA A il E P IN lih W Audi JAA Y W DN MARIS TN i MI e Wa i NAUN VI i UAA VA UA IRINA Aa bi WN Ji jt Y Travi NPS lunghe 24m con basamento in cls realizzate da Tecnostrutture per il ponte ferroviario della Muzza BG Altezza di impalcato complessiva di implacato 2 5m La Trave traliociata mista autoportante per grande portata TRAVE REP NOR TLQO CSP PREFABBRICATI Mise Trave REP NOR TLQ
196. i longitudinali al fine di garantire la durabilit del manufatto e la resistenza al fuoco se richiesta Una criticit nella progettazione di strutture con luce cos importanti data dalla progettazione e verifica delle saldature tra aste di parete e correnti Tale verifica viene complicata anche dalle sollecitazioni di taglio affidate per normativa unicamente al traliccio d anima Una corretta valutazione del taglio resistente della trave in Fase2 porterebbe vantaggi non solo per il dimensionamento delle aste di parete ma anche delle stesse saldature La proposta di collegamento presente nella tesi appare inadeguata a fronte delle procedure realizzative in stabilimento Per spessori di saldatura cos importanti i coefficienti di sicurezza da applicare dovrebbero essere maggiori di quelli proposti in normativa 257 Un dettaglio costruttivo pi verosimile dovrebbe sfruttate tutte le superfici a contatto tra correnti longitudinali ed aste di parete In alternativa si dovrebbe aumentare il numero della aste di parete alle estremit delle travi per spalmare la sollecitazione tagliante della trave reticolare su un numero maggiore di elementi Dal dimensionamento delle saldature e delle aste di parete dipende anche la determinazione delle eccentricit tra queste che si visto incidere profondamente sulle verifiche ad instabilit delle stesse Nell ottica di una realizzazione su strutture stradali questi collegamenti dovrebbero essere verificat
197. i torsionalmente si inserisce nel modello una rigidezza torsionale trascurabile ipotizzando in tal modo la sezione fessurata Il momento torcente che si avrebbe sulle travi verr quindi ridistribuito secondo diversi meccanismi resistenti della struttura La soletta viene modellata sempre con elemento beam ortogonali all asse delle travi principali e sezione 25x100 cm avranno quindi interasse di 1m Tale modellazione consente una ripartizione realistica dei carichi verticali che in assenza di traversi in campata avviene unicamente per mezzo della soletta La spalla del ponte viene modellata con elementi beam di sezione rettangolare 180x300 cm nodi degli elementi rappresentanti spalle travi principali e soletta giacciono tutti sullo stesso piano quindi per tenere conto dell effettiva posizione geometrica si assegnano opportuni offset ai beam rappresentanti le travi PREM e la soletta superiore Inferiormente sono modellati i pali di fondazione sempre con elementi beam di sezione circolare con diametro 1 m Rappresentazione globale del modello tridimensionale del ponte Ponte sul fiume Meolo impalcato con travi singole 195 6 6 2 Calcolo larghezza collaborante soletta e caratteristiche inerziali Trave PREM Fase 2 Poich la trave PREM adottata rientra nella classificazione di strutture composte acciaio calcestruzzo la larghezza efficace beg della soletta in calcestruzzo viene determinata secondo le NTC 08 4 3 2 3 con la rel
198. i trave miste acciaio calcestruzzo le NTC 08 permettono il calcolo della resistenza a flessione secondo un metodo plastico Il momento resistente Mp rd Si valuta introducendo le seguenti ipotesi Conservazione delle sezioni piane Perfetta aderenza tra armatura e calcestruzzo Resistenza a trazione nulla del calcestruzzo Si assume quindi una configurazione equilibrata delle tensioni nella sezione in esame L armatura longitudinale in soletta viene considerata plasticizzata cos come i correnti della reticolare in acciaio A momento positivo la sezione efficace del calcestruzzo ha una tensione di compressione pari a 0 85 fq fornendo una risultante di compressione che tiene conto del grado di connessione a taglio NTC 08 C4 3 4 2 Dar 0 85 f PERE T N n Na SES n M i Rd Nora f f sd Ma E Distribuzione tensioni plastiche allo SLU per il calcolo dei momenti resistenti Si calcola la posizione dell asse neutro con la relazione L As p As fya 0 85 0 8 Ta beff 235 Si calcola poi la posizione della risultante delle forze di compressione rispetto al lembo compresso della trave 2 0 85 fca Deff 020 A fya y 7 0 85 foa def 0 8 x A5 fya Il momento resistente sar infine calcolato con Mra As fya d y Poich per l armatura nei vari casi in oggetto si presenta simmetrica la profondit dell asse neutro si presenta nulla ed il momento resistente sar
199. iale lineare elastico con un valore di picco in corrispondenza della resistenza a trazione del calcestruzzo seguito poi da un ramo di softening La corretta modellazione del processo fessurativo dipende dalla corretta calibrazione del ramo di softening Tale ramo influenzato da due parametri energia di frattura G grandezza intrinseca del calcestruzzo e la lunghezza equivalente o caratteristica di frattura h Dal punto di vista dimensionale G un lavoro per unit di superficie J m che si calcola attraverso la relazione Wc Gr f o w dw 0 Dove w la distanza tra le due superfici della fessura ed w rappresenta la distanza massima corrispondente alla quale si ha il completo distacco delle superfici e quindi la formazione della fessura La dissipazione di energia dovuta al processo fessurativo pari a Ap Gp Ao La descrizione del comportamento a frattura del calcestruzzo dipende fortemente dal parametro Gz energia di frattura Tale grandezza dovrebbe essere determinata sperimentalmente per mezzo di prove a flessione a tre punti su provini dotati di un intaglio RILEM 50 FMC Committe 1985 L energia di frattura valutata sperimentalmente si calcola come l integrale della curva tensione deformazione divisa per l area netta misurata in corrispondenza dell intaglio in cui si intende localizzare il fronte di frattura del campione Tale grandezza dipende da numerosi parametri quali il contenuto di cemento il ra
200. ice appoggio con due sbalzi finali Dato lo schema in semplice appoggio questa tipologia frequente nel caso dei ponti semi integrali tradizionali compiti della spalla ovvero il sostegno del terrapieno e lo scarico dei carichi verticali vengono disaccoppiati e assegnati a due elementi strutturali differenti Le mensole terminali del ponte sono rappresentate da diaframmi verticali che si estendendo oltre lo spessore dell impalcato e devono fungere da muro di sostegno trasferendo le azioni orizzontali accelerazione o frenamento dei mezzi al terreno La distanza di queste estremit dagli appoggi deve essere al massimo di 2m al fine di minimizzare gli spostamenti verticali dovuti alla flessione dell impalcato in campata I carichi verticali vengono invece scaricati attraverso i dispositivi di appoggio alle strutture di fondazione Tali dispositivi devono essere ispezionabili e sostituibili Nelle fasi di manutenzione si deve tener conto di eventuali cedimenti del terreno adiacente 56 AI Modello di ponte semi integrale con mensole finali per il sostegno del terrapieno DMRB Volume 1 Section 3 Part 12 BA 42 96 Ponte integrale con diaframmi finali che fungono da fondazioni superficiali Bank Pad Abutment Questo ultimo modello di ponte integrale prevede l adozione di un diaframma finale traverso che oltre a collegare rigidamente le travi funge anche da fondazione superficiale Si tratta della soluzione pi economic
201. ichiesto per la spinta passiva del terreno H altezza della spalla Finnra 2002 Gli ottimi risultati evidenziati dalle strutture costruite hanno spinto la Finnish Road Administration a commissionare uno studio di ricerca alla Tampere University of Technology In particolare nel 2003 stato strumentato l Haavistonjoki Bridge con il fine di misurare la pressione del terreno durante i ciclici spostamenti delle spalle monitorando il comportamento di spalle pile e pali in acciaio La banca dati stata creata installando durante la costruzione del ponte un totale di 191 gauges monitorando contemporaneamente la temperatura del terreno sotto la soletta di approccio al ponte 44 Le altre grandezze strumentate sono gli spostamenti orizzontali delle spalle le deformazioni delle pile gli spostamenti della sovrastruttura le rotazioni delle spalle le deformazioni nei pali di fondazione e nelle pile la pressione del terreno dietro alle spalle la profondit del ghiaccio la temperatura dell aria Il ponte monitorato una struttura continua integrale lunga in totale 56 m e composta da 3 campate La larghezza dell impalcato di 11m mentre lo spessore massimo di 86 cm mez sera TT Ze ___ e e M 5 las Haavistonjoki Bridge Finlandia 2003 Kerokoski 2006 Dal monitoraggio del ponte si potuto evincere che la pressione del terreno dietro alle spalle era nulla nei periodi invernali con un distacco delle
202. ici che devono ancora essere completamente indagati L utilizzo di tale elemento permetterebbe il conseguimento dei seguenti vantaggi l utilizzo di elementi strutturali prefabbricati con performance strutturali garantite dai costruttori specializzati nel settore L utilizzo di elementi strutturali che non abbisognano di opere provvisionali di sostegno in quanto sono gi dotati di auto portanza In seguito verr per valutata l applicabilit e convenienza delle travi reticolari miste prefabbricate in relazione alle luci ad i carichi ed alla tipologia di ponte integrale prese in considerazione 10 1 Problemi connessi ai giunti e ai dispositivi d appoggio Nel presente capitolo si vogliono evidenziare in dettaglio gli svantaggi connessi all adozione dei giunti e dei dispositivi di appoggio classici o antisismici prassi progettuale odierna dei ponti Si definisce dispositivo di appoggio un organo che collega due elementi strutturali l impalcato con la sottostruttura pila o spalla Petrangeli 1996 Il comportamento ideale di questo dovrebbe essere tale da Trasmettere forze in una determinata direzione senza che avvengano spostamenti relativi tra gli elementi Consentire gli spostamenti relativi nelle direzioni non vincolate senza che vengano trasmesse forze parassite in queste direzioni Nella realt a causa delle tolleranze di fabbricazione e dell elasticit propria dei materiali non possibile annullare gli sp
203. idenziati nelle sperimentazioni presenti in letteratura Scotta 2011 145 Dopo la rottura il modello numerico esibisce una resistenza residua offerta dal traliccio snervato e come tale la resistenza pu essere calcolata considerando unicamente il traliccio di acciaio La verifica come Sezione Mista sottostima leggermente questi valori di resistenza Trave 2 87 Trave 4 86 Aggiungendo il contributo del calcestruzzo alla resistenza della reticolare metallica Petrovich 2008 si ha una sovrastima del carico a rottura 2 Trave 2 16 Trave 4 Il carico limite a rottura viene meglio rappresentato con una leggera sovrastima 2 Trave 2 10 Trave 4 dall ACI 318 05 Questa relazione interessante soprattutto dal punto di vista della scomposizione della resistenza a taglio attraverso un contributo del calcestruzzo ed uno dell acciaio In questi due casi fa corrispondere circa il 50 dello sforzo ad entrambi i materiali Trave 2 acciaio 53 e calcestruzzo 47 Trave 4 acciaio 45 e calcestruzzo 55 Tali rapporti mostrano buona corrispondenza con la curva carico spostamento risultante dall analisi numerica Si pu considerare come contributo dell acciaio quello relativo alla resistenza residua post rottura mentre come contributo del calcestruzzo tutta la parte superiore della curva La precedente relazione Petrovich 2008 che aggiungeva il contributo del calcestruzzo a quello della reticolare metallica mostra invece contributi
204. ie di vantaggi che di seguito verranno elencati La scelta ricaduta sull utilizzo di travi REP Rapidit Economicit e Praticit o PREM Prefabbricata REticolare Mista Prima di dare alcuni cenni storici sulla nascita ed il comportamento statico di queste strutture reticolari miste utile distinguerle dalle ordinarie strutture in c a per mezzo della metafora espressa dal Prof E Giangreco La struttura ordinaria in c a viene paragonata ad un moderno menages familiare dove i due coniugi collaborano in misura adeguata alle proprie possibilit di accollarsi gli oneri esterni il loro sforzo aumenta all aumentare del sovraccarico di lavoro e l impegno comune va avanti fino all esaurimento delle proprie risorse contemporaneamente o in tempi successivi fino a che l uno raggiunge le condizioni di collasso gi raggiunte dall altro La struttura mista invece viene paragonata ad un rapporto familiare anacronistico in cui per poter far fronte alle necessit dell elemento resistente che hanno costituito utilizzano l uno le risorse dell altro in momenti diversi Inizialmente il calcestruzzo vive di rendita la struttura metallica sopporta da sola gli oneri esterni finch questo giunge a maturazione e ha la capacit di accollarsi parte degli oneri esterni e parte dell aumento del sovraccarico di lavoro Proprio questa caratteristica di auto portanza iniziale rende questa tecnologia interessante per la costruzione di ponti nei
205. il minimo di Vgg 2 Vrg3 Infine in tale studio si pone l attenzione sulla valutazione dell inclinazione del puntone compresso di calcestruzzo Tale inclinazione indicata con l angolo non pu essere predetta con assoluta certezza In via cautelativa si pu assumere vicino agli appoggi tale inclinazione pari a 45 Leonhardt 1962 Tale modellazione stata poi validata da numerose prove sperimentali su travi reticolati miste di vario tipo REP NOR PREREP ECOTRAVE RAFTILE si riporta di seguito una sintesi sulla sperimentazione del comportamento a taglio effettuata su travi REP NOR con fondello in acciaio 5 3 1 Sperimentazione effettuata su Travi REP NOR Tesser 2009 La trave REP NOR caratterizzata dall aver un fondello in acciaio che costituisce il corrente teso della reticolare in Fasel e l armatura inferiore tesa della trave mista in Fase2 La sperimentazione effettuata era volta a comprendere il comportamento della trave mista sia in Fase1 con traliccio di acciaio nudo sia in Fase2 dopo che il calcestruzzo ha fatto presa In tal modo si indagato sia i vari fenomeni di instabilit dei profili di acciaio in Fase1 che l aderenza ai carichi teorici di rottura per flessione e taglio della trave in Fase2 78 Fi Fi Fi 1 4 l 1 l j j 510 fi g10 AC J j g j PIO deoa 95 200 16950 4 160 179 C i i pn 3 I z 50 100 50 20
206. in 0 45 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 139 Trave4 ECT Ei ET _275 30 4 55 20 34 5o 28 28 2 55 110 55 AAAA AA T 215 Curva carico spostamento 250 200 O e Trave4 Sezione mista DM 08 Sezione C A DM 08 Carico kN Un O ii 100 E es EC2 C A Tesser 2009 50 Sez mista Petrovich 2008 ACI 318 05 0 0 2 4 6 8 Spostamento in mezzeria mm Modello numerico Trave4 Rapporti tra i carichi previsti Wad Born pos dai modelli analitici ed i carichi ne KN KN KN ottenuti con l analisi numerica 149 165 72 Sezione mista Pa 62 0 42 0 38 0 86 DM 08 o Sezione C A DM 08 Verifiche Sezione C A DE Pe kN 110 0 74 0 67 1 53 analitiche Tesser 2009 Sezione mista Po kN 191 1 28 1 16 2 65 Petrovich 2008 Sezione C A ACI sh PO kN 182 122 1 10 2 53 318 05 TT 140 Step4 Spost 0 98mm F 81kN Fessurazione di tipo flessionale Sxx Mimm 2 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 02 18 1305700 a o o 7 58827e 001 7 31463e 001 OSE 7 04093e 001 gSa 8 76733e 001 gi 8 49369e 001 A 6 22004e 001 Zog 5 94639e 001 3 5 67274e 001 s 5 39910e 001 5 12545e 001 4 85180e 001 4 57815e 001 4 304512 001 SE 4 03086e 001 3 75721e 001 i 3 48356e 001 3 20992e 001 pA 2 93627e 001 2 66262e 001 2 38897e 001 2 11533
207. indagini e delle valutazioni geotecniche questi risultino significativi per le strutture 6 4 2 1 Ritiro I problemi relativi al comportamento reologico del calcestruzzo devono essere considerati sia alla luce dello schema statico che si vuole progettare ponte integrale sia nei riguardi dell elemento strutturale che si intende adottare trave PREM Il ritiro consta in una variazione di volume del calcestruzzo durante la fase di presa ed indurimento Tali deformazioni il rigonfiamento rappresenta il comportamento duale del calcestruzzo sono indipendenti dal livello del carico e dipendono invece da spessore dell elemento area di esposizione umidit atmosferica natura mineralogica degli aggregati rapporto acqua cemento e propriet chimiche del cemento Generalmente si suddivide il ritiro in due componenti il ritiro igrometrico ed il ritiro autogeno Tale distinzione viene recepita anche dalla normativa italiana NTC 08 811 2 10 6 uguali relazioni si trovano nell Eurocodice 2 Ecs Eca Eca Dove e la deformazione totale per ritiro e q la deformazione per ritiro da essiccamento e la deformazione per ritiro autogeno 158 Il ritiro igrometrico o da essiccamento causato dall evaporazione dell acqua non chimicamente combinata che si trova nel calcestruzzo Il valore medio a tempo infinito della deformazione per ritiro igrometrico viene definita in normativa dalla relazione Ecd 7 knEco Dove i val
208. ino pari a 900mm per entrambe le armature La lunghezza di ancoraggio di base ga necessaria per ancorare la forza Aso applicata ad una barra nell ipotesi di tensione di aderenza uniforme pari a f a data dalle relazioni UNI EN 1991 1 1 8 4 2 3 lp rqad 4 foi fba 2 25 Ma N2 feta 252 Barre d40 Barre d32 Per barre di grande diametro gt 32mm sarebbe necessaria la predisposizione di dispositivi meccanici per evitare fenomeni di splitting Bisogna comunque ricordare che le armature sono ricoperte da malta ad alta resistenza che ne assicurano l aderenza le tabelle del produttore indicano resistenze allo sfilamento di oltre 30MPa Al fine di limitare il pi possibile la congestione di armature nel particolare costruttivo si adottano dispositivi meccanici in grado di ripristinare la continuit delle armature senza abbisognare delle classiche lunghezze di sovrapposizione tra le armature Tali dispositivi presenti in commercio sono disponibili in pi tipologie sia nel caso in cui la barra di ripresa possa ruotare attorno al proprio asse sia nel caso in cui nessuna delle due barre collegate possa ruotare andando quindi a coprire ogni esigenza del progettista Di seguito si propongono alcune immagini dei prodotti LENTON della ERICO International Corporation Manicotto di posizione tipo LENTON prodotto da ERICO 253 Si riportano infine alcuni disegni relativi al dettaglio costruttivo previsto es
209. io riguarda la progettazione dell incastro tra impalcato e spalla del ponte Nonostante l utilizzo di travi PREM le quali consentirebbero un effettivo inghisaggio tra spalla ed impalcato la progettazione del dettaglio costruttivo notevolmente complicata dalla congestione di armature presenti Come evidenziato precedentemente le sollecitazioni dimensionanti cambiano a seconda se si considera o meno il contributo del terreno dietro alla spalla in termini di rigidezza aggiunta al sistema globale dell impalcato Di seguito si presenteranno comunque entrambi i dimensionamenti disegni riportati faranno invece riferimento al dimensionamento pi gravoso modello senza interazione del terreno La trasmissione del momento flettente negativo dalla trave PREM alla spalla viene permessa per mezzo di barre di ripresa 40 infilate sotto i correnti longitudinali superiori Al fine di sorreggere tali armature verranno predisposti in officina dei ferri saldati alle aste di parete che fungeranno da supporti per le barre di ripresa Nelle spalle questi ferri di ripresa saranno infilati in tubi corrugati annegati nel getto iniziale della spalla La trasmissione del momento positivo avviene invece per mezzo di barre di ripresa 32 In realt nelle zone terminali delle travi PREM dovranno essere previsti dei monconi 932 posti superiormente ai correnti inferiori eventualmente saldati a questi anche e sporgenti dallo zoccolo prefabbricato Il collegamento co
210. ione delle pressioni nel terreno per un ponte integrale su pali DMRB The design of integral bridge BA 42 96 60 Il punto successivo della norma inglese BA 42 96 83 6 esplicita che il sovraccarico relativo ai carichi mobili sul terrapieno va computato con il coefficiente di spinta a riposo Le precedenti relazioni caratterizzano l interazione terreno struttura durante il periodo estivo dell anno Un comportamento duale si ha nel periodo invernale dell anno durante il quale si ha la contrazione dell impalcato A seguito dell accorciamento invernale dell impalcato la spinta del terreno diminuisce fino anche ad annullarsi In alcuni casi pu esserci addirittura il distacco delle due superfici con la formazione di un gap Broms and Ingleson 1971 In questa zona si potranno avere quindi dei cedimenti del terreno che potranno indurre alla fessurazione della soletta di approccio la cui progettazione in origine non ne prevedeva la presenza area of settlement and void development La long term position of abutment new ground surface due to long term abutment movement Cedimenti del terreno indotti dalle dilatazioni cicliche dell impalcato dietro alla spalla Horvath 2000 Tale problema viene risolto con la corretta progettazione della soletta di approccio In tal senso alla soletta di approccio deve essere permessa la rotazione rispetto alla spalla in modo da limitare le fessurazioni superiori Inoltre prevedere sufficien
211. ioni Le verifiche agli stati limite ultimi o di esercizio devono essere effettuate con riferimento alla combinazione di carico sismica presente in NTC 08 83 2 4 E G G P Y Qkj 2j Gli effetti dell azione sismica saranno quindi calcolato con riferimento ai carichi gravitazionali G1 G2 P Y Qij 2j emoe ea en E _5_ TA esta i ila lan sm2 sosy 1 1 1 03 Sism3 Ex 0 3Ey 1 1 ejeje jere sena eoar 1 1 1 o Sism5 03644 1 1 03 1 Sism6 03 xey 1 1 03 a Sim7 0364Ey 1 1 03 1 Sims co3exey 1 1 o3 a Pn jejeje 1 194 6 6 Modello numerico del ponte integrale 6 6 1 Descrizione del Modello Per la determinazione delle sollecitazioni in Fase2 si realizzato un modello agli elementi finiti del ponte completo con il software Straus7 Al fine di avere una valutazione semplice e chiara delle sollecitazioni si modellata la struttura del ponte interamente con elementi beam Le travi principali vengono modellate con elementi beam con sezione a T considerando anche la porzione di soletta collaborante valori della rigidezza flessionale lungo i due assi viene modificata manualmente per tener conto dell elevata quantit di acciaio presente e della fessurazione dello zoccolo pregettato durante la Fase1 geometrie e rigidezze sono consultabili nel paragrafo che tratta la rigidezza della trave nelle varie fasi di vita Poich le travi PREM sono difficilmente armabil
212. ioni finite non trascurabili stato modellato con elementi point spring in grado di resistere unicamente a compressione in direzione Y La rigidezza verticale stata calcolata sempre in analogia al lavoro di ricerca precedentemente citato Aosan _ 206000 150000 Kmolla E 17 16 10 N mm Le armature e il fondello inferiore sono state modellate con elementi reinforcement aventi le stesse sezioni resistenti del caso testato sperimentalmente La trave stata portata a rottura con un incremento di spostamento 2 5mm nel nodo all estremit superiore sinistra della piastra di carico Lo schema di iterazione scelto per l analisi non lineare quello di Netwon Raphson con criterio di casi i 4 convergenza di tipo energetico con tolleranza posta uguale a 10 118 CER REPSISSEENED CONA EE GEEEZZEE ng baffi sip ADES E tHE eA n IAY AAE g ag tHe iEHHHHHHHHHHHHHHHHHHdHHH PSE na BEDGGoELIRA Sos sn ETTARI ATER iii iii etti i E EE GE EAM HHH CIETIE iui IRR Rappresentazione della mesh per la trave REP TMQ 101 La curva carico spostamento ottenuta con questa modellazione semplificata non riesce a replicare esattamente i risultati ottenuti dalla modellazione citata precedentemente che molto pi complessa ed avanzata In particolare si intravedono tre picchi di resistenza come nella modellazione pi sofisticata ma questi risultano inferiori di circa il 20 in termini di resistenza La mod
213. ire la tecnologia della struttura mista dalle infrastrutture all edilizia residenziale ottimizzandola in relazione alle prestazioni richieste Si rese conto che la sezione normale della trave di acciaio utilizzata nei ponti era sovrabbondante rispetto alla capacit resistente richiesta Mantenendo quindi il piatto inferiore and a ridurre l anima della trave ad una struttura reticolare monopiano con elementi piatti e sostitu la piattabanda superiore con un solo ferro di sezione tonda vantaggi furono quelli di poter produrre direttamente in officina le travi che poi venivano messe in opera facendo poggiare i solai direttamente sul fondello in acciaio riducendo i costi di costruzione in termini di tempo e materiale per la sistemazione dei casseri e puntelli in cantiere Il sistema permetteva di coprire il piatto di acciaio inferiore con uno strato di laterizio Il brevetto finale della trave arriv nel 1967 iravetti prefabbricati Primi schemi di trave REP Prontuario travi REP Tecnostrutture 66 nacon pe A KJ e CORP i Ro ANIKA A pate LO Mi INF fraLicoa A N pria KA RAIL ADONI 5 N ARGO PFPIATIO ML APP O APPOGGO st pt TRAVE METALLICA AUTOPORTANTE BREVETTO REP A SPESSORE DI SOLAIO Trave autoportante Brevetto REP Teoria e pratica delle strutture vol ll P Pozzati ed UTET La commercializzazione della trave fu ad opera dell azienda Strutture Edili Prefabbricate SEP che diede il proprio n
214. it e da valori di V 3 compresi tra 180m s e 360 m s ovvero 15 lt NSPT 30 lt 50 nei terreni a grana grossa e 70 lt cu 30 lt 250 kPa nei terreni a grana fine Come categoria topografica si assegna invece T1 Categoria Caratteristiche della superficie topografica T1 Superificie pianeggiante pendii e rilievi isolati con inclenazione media i lt 15 Spettri di progetto per gli stati limite d esercizio Nel caso degli stati limite di esercizio spettri elastici e spettri di progetto coincidono in quanto non si intende includere il danneggiamento della struttura per eventi con alta probabilit d accadimento Si riporta quanto indicato nelle NTC 83 2 3 4 Per gli stati limite di esercizio lo spettro di progetto Si T da utilizzare sia per le componenti orizzontali che per la componente verticale lo spettro elastico corrispondente riferito alla probabilit di superamento nel periodo di riferimento Py considerata v 2 4 e 3 2 1 186 Spettri di progetto per gli stati limite ultimi Nel caso invece degli stati limite ultimi ai fini del progetto o della verifica delle strutture le capacit dissipative delle strutture possono essere messe in conto attraverso una riduzione delle forze elastiche che tiene conto in modo semplificato della capacit dissipativa anelastica della struttura della sua sovra resistenza dell incremento del suo periodo proprio a seguito delle plasticizzazioni In tal caso lo spettro di proge
215. l ponte in Svezia vengono adottate unicamente se le indagini geotecniche in prevedano come molto probabile il cedimento del terreno ROAD MATERIAL ISOLATION MATERIAL CONNECTING REINFORCEMENT BARS j TRANSITION SLAB A 455 05 VAITOS ITRANSIT_SLAB Esempio di soletta di approccio prevista nelle norme tecniche svedesi 584 3G g La pressione del terreno contro la spalla che si muove orizzontalmente a causa delle deformazioni termiche viene calcolata con le seguenti espressioni V gverket 2002 citato in Kerokoski 2006 P P0 ci P Po se 0 200 H P Po c ir P Po se 0 lt lt s00 P P c1 P Po sed gt 300 Dove i vari parametri sono C 1 coeff di sicurezza a sfavore della pressione del terreno es forze dovute alle variazioni termiche C 0 5 coeff di sicurezza a favore di sicurezza es forze da frenamento del veicolo Po coefficiente di spinta a riposo del terreno Pp coefficiente di spinta passiva del terreno H altezza della spalla spostamento orizzontale davanti al terrapieno Dal punto di vista della ricerca la Svezia si focalizzata sulla capacit portante dei pali di fondazione e sul probabile degrado di questa in funzione dello snervamento indotto dagli spostamenti delle spalle del ponte Gli spostamenti delle spalle del ponte sono provocati infatti non solo dalla variazione di lunghezza del ponte a causa della temper
216. la superficie di influenza inclusa l area dello spartitraffico centrale ove rilevante 173 Schemi di Carico 6 a b c In assenza di studi specifici ed in alternativa al modello di carico principale generalmente cautelativo per opere di luce maggiore di 300 m ai fini della statica complessiva del ponte si pu far riferimento ai seguenti carichi Gua Ab E duc 0 25 Ara 128 95 7 kN m 0 38 du 88 71 7 kN m 0 38 dig T 7 kN m Con L si indica la lunghezza della zona caricata in metri Canco landem 20 S i Q ke qu tt mi x3 D 8 an p sO Qi 300 kN A E i Corsia n 1 J 1 B ve 20 80 n EJ Lo Ponce J Ji i 2 QaPZ00 kN gw w F Corsia n 2 TO ia go 2 5 amp N m a u x 0i LEEE E mi iit a na Corsia n 3 AMOO kN 4 a Loria n a mici qa 2 5 kNm E 3 Arca manente mh 2 5 kN m e pei 2 90 iy Schema di calco 1 Aresar in fmi DOTORE P 150 kN 200 KN i i 0 40 Aa 0 30 _ Dvwazione del asse Scherma d carico 3 on giudnale de panta dinanzioni v mf 200 KN 10 kN Canco asse a1 Cae T400 kN O i Schema di carico 4 Schema di carico 2 dimensia at mp imenso in fera cd khim Folla Schema di carico 5 Figura 5 1 2 Schem di Carico 1 5 Dimensioni in m 174 Categorie Stradali NTC 08 5 1 3 3 4 Sulla base dei carichi mobili ammessi al transito i ponti stradali si suddividono nelle tre seguenti categorie 1 Ca
217. lab A 7 f Stub Abutment Girder Wingwall Battered Piling w Sezione trasversale semplificata di un ponte tradizionale con schema statico in semplice appoggio Greimann et al 1987 Una struttura isostatica cos modellata necessita per la progettazione di adeguate strutture di appoggio che assicurino il collegamento tra trave spalla o trave pila Anche questi elementi strutturali hanno subito un evoluzione progettuale sviluppatasi sulla base del monitoraggio dei processi di degrado per cause ambientali e meccaniche delle opere esistenti Con la nuova zonizzazione simica italiana si inserisce inoltre il problema di proteggere i ponti dall azione sismica In particolare molti di questi si configurano come opere strategiche in situazioni d emergenza e non poich realizzano il collegamento infrastrutturale e di servizi tra aree naturalmente divise Ai dispositivi d appoggio classici si abbinano quindi dispositivi che consentono l isolamento sismico eventualmente integrati con sistemi di dissipazione atti a limitarne gli spostamenti e shock trasmitters per modificare la risposta strutturale globale dell opera A tutti questi dispositivi classici e sismici consegue per l esistenza di giunti elemento che si certificato pregiudicare fortemente la durabilit dell opera stessa La realizzazione del giunto risulta essere intrinsecamente problematica in quanto possono esserci
218. le condizioni di vincolo delle travi 146 Garantendo un effettivo ancoraggio delle armature longitudinali si potrebbe effettuare quindi una verifica a taglio che consideri il carico in prossimit degli appoggi NTC 08 4 1 2 1 3 3 andando a diminuire il taglio sollecitante o nel nostro caso aumentare il taglio resistente con il coefficiente proposto dalla normativa Si nota infine come la verifica secondo EC2 che tiene conto del contributo del corrente compresso Tesser 2009 non risulti efficace La posizione dell asse neutro troppo alta nella sezione a causa dalla percentuale di armatura compressa determina un contributo del corrente compresso di calcestruzzo non importante ai fini della resistenza totale Inoltre il contributo del corrente compresso dovrebbe essere variabile con l angolo di fessurazione previsto nel calcestruzzo Dai modelli numerici realizzati si conclude quindi che il modello a traliccio ad inclinazione variabile offre la migliore stima dello snervamento della prima asta tesa ed al contempo una stima cautelativa del carico ultimo di rottura della trave In via cautelativa si pu assumere comunque come gi evidenziato da altri studi un inclinazione dei puntoni di calcestruzzo pari a 8 30 Scotta 2011 Risultano interessanti inoltre i risultati sviluppati con la relazione americana dell ACI 318 Tale formulazione anche se supera leggermente la previsione dei modelli numerici offre una stima dell effet
219. le contributo viene stimato considerando il terreno in condizioni passive Lo spostamento alla testa della spalla necessario per attivare la spinta passiva viene reperito dall Annex C EC7 Tenuto presente dei fenomeni di compattazione del terreno in fase di esercizio della struttura per effetto delle deformazioni termiche si assume come spostamento attivante il valore che l EC7 indica relativamente al 50 della spinta passiva Si considera che la spalla possa spostarsi solo nella parte superiore movimento del muro tipo a om 3 m 0 033 Hoata p dn 566 Tale rigidezza verr inserita nel modello relativo all analisi modale del ponte per mezzo di molle lt T kN m 171000 traslazionali lineari Tali molle verranno posizionate sull asse baricentrico delle spalle in corrispondenza delle travi principali dell impalcato Il valore totale della rigidezza appena calcolata andr quindi diviso per 22 2spalle 11travi 205 6 6 5 Immissione dei carichi nel modello I carichi relativi al peso della pavimentazione dei cordoli laterali e dei carichi variabili da traffico uniformemente distribuiti sono stati inseriti nel modello come carichi uniformemente distribuiti sugli elementi beam rappresentanti la soletta avendo l elemento beam larghezza ed interasse pari ad 1 m la pressione in kN m si traduce immediatamente in kN m I carichi variabili da traffico relativi agli assi tandem sono stati immessi come c
220. lecitazione e che il traliccio si deformi flessionalmente 92 Fondello in acciaio il fondello conferisce una resistenza extra al taglio in virt del confinamento al calcestruzzo che riesce ad offrire effetto bietta Armatura longitudinale l autoportanza in prima fase costringe ad adottare importanti livelli di armatura longitudinale creando un potenziale rischio per la rottura a taglio L utilizzo di acciaio da carpenteria liscio senza l aderenza tra acciaio e calcestruzzo predilige lo sviluppo di un meccanismo resistente ad arco L autore conclude quindi che i modelli disponibili in letteratura relativi alle travi in c a ordinarie sono inadatti per il calcolo del carico critico a taglio delle travi PREM Sarebbe quindi auspicabile un attivit di ricerca finalizzata alla realizzazione di un modello numerico effettivamente rappresentativo del meccanismo di rottura a taglio delle travi reticolari miste Tale ricerca necessita per di una serie di prove sperimentali grazie alle quali tarare i modelli numerici che permetteranno infine di sviluppare una formula analitica previsionale LOAD DEFLECTION CURVE 1400 7 si 7 T load IKN Trave TMO 202 Trave THO 203 Load ciperrnental faiure TMO 207 Lozd experimental faure TMO 202 L030 cespertnental failure TMO 273 Traye TMO 101 ve TMO 102 Trave TMG 103 Load sapermantal failure THO 101 Load esperimental fsiure TMO
221. li ed aste di parete gli elementi secondari controventi aste di parete e per le verifiche ad instabilit globale della trave correnti longitudinali le aste di parete ed i controventi delle aste di parete vengono rappresentati con elementi beam aventi le caratteristiche geometrie sopra menzionate Il modello iniziale fa ancora riferimento ad una struttura reticolare ideale avente le aste di parete confluenti in un unico nodo In realt in corrispondenza dei nodi esisteranno delle eccentricit che dipenderanno dalle dimensioni delle saldature successivamente verr trattato anche questo caso Le saldature vengono modellate da elementi Rigid link che collegano gli assi delle aste collegate dalle saldature Il fondello prefabbricato in c a viene modellato con elementi plate con piano medio coincidente all asse dei correnti longitudinali inferiori pannelli laterali che fungono da cassero per il getto di completamento e sostegno delle lastre predalles vengono trascurati ai fini della valutazione della resistenza e rigidezza della trave I carichi vengono immessi come peso proprio degli elementi strutturali nel caso in cui vengano modellati esplicitamente come per esempio la travatura reticolare Tutti gli altri carichi sono immessi come pressioni verticali sugli elementi plate rappresentanti il fondello inferiore in c a Immagini relative al modelli f e m della trave PREM progettata Il peso delle lastre predalles comprendente anc
222. lificazione della rigidezza offerta dalle aste di parete Sorgon 2009 Savoia e Vincenzi 2009 Viene determinata una costante A k c dove k rappresenta la rigidezza offerta dal sistema c l interasse delle molle II momento critico euleriano si determina infine moltiplicando il carico assiale appena trovato per il braccio delle forze interne Pere 2VEJ A Mer E Per E h Modello per l instabilit globale del corrente superiore Sorgon 2009 Savoia e Vincenzi 2009 Asta su molle con rigidezza costante con passo c Una simile procedura viene proposta per la verifica ad instabilit dei correnti compressi di travi reticolari da ponte nel caso in cui l altezza delle stesse non sufficiente per consentire il transito dei veicoli ponti a via inferiore senza briglia superiore Annex D EN 1993 2 2006 Nel caso in esame poich anche il fondello contribuisce alla stabilit della trave si considera anche la deformata flessionale dello stesso Tale considerazione stata sviluppata in base alla deformata evidenziata dall analisi di buckling e con la prospettiva di progettare travi PREM di luce 20 m o anche superiore In quesi casi si notato infatti come la deformabilit flessionale del corrente teso inferiore sia tale da non garantire un vincolo rigido alle aste di parete e quindi venga trascinato dallo sbandamento del corrente superiore della reticolare Si calcolano pertanto prima gli spostamenti relativi ai nodi
223. lle apparecchiature di laboratorio La luce massima delle travi prevista quindi di 2 8 m Tutte le travi presenteranno una larghezza di 30 cm ed un larghezza della greca interna di 20 cm In tutti i casi si suppone di porre il carico in corrispondenza del secondo campo delle aste di parete favorendo in questo modo la rottura per taglio per snervamento della prima asta di parete tesa Sempre per questo scopo l armatura flessionale viene ampiamente sovradimensionata 22mm o d 28mm In tre casi su quattro l armatura flessionale viene posta uguale sia nella parte tesa che compressa della trave Le geometrie del traliccio reticolare sono state determinate mantenendo costante il passo della greca a 40 cm nelle travi 1 e 2 mentre invece si mantenuta costante l altezza della greca nelle travi 3 e 4 Le rimanenti caratteristiche geometriche vengono determinate considerando l inclinazione delle aste di parete pari a a 71 per le travi 1 e 3 ed a 50 per le travi 2 e 4 121 L Schematizzazione trave TRR PONTE VAVAVAVAVAVAVAE tana 2 Pg Il diametro delle aste di parete stato assunto uguale per tutte e quattro le travi e posto pari a d 12mm sempre per favorire lo snervamento delle armature e provocare una rottura per taglio trazione della trave Le variabili dei test saranno quindi l altezza della trave l inclinazione delle armature ed il passo delle stesse Propriet dei materiali I materiali indicati dall azienda per le
224. lle fessure che viene calcolata come prodotto della deformazione media delle barre di armatura per la distanza media tra le fessure A m Wm Esmbsm La deformazione unitaria media delle barre pu essere calcolata con l espressione Os T kt fem 1 QePeff a ro Esm 7 gt 0 6 Es Es Dove O la tensione nell armatura tesa considerando la sezione fessurata Oe il rapporto E E m Per il rapporto A Ac eft 244 e Aef l area efficace di calcestruzzo teso attorno all armatura di altezza h lt eft dove he eff il minimo tra 2 5 h d h x 3 o h 2 Nel caso di elementi in trazione in cui esistono due aree efficaci l una all estradosso e l altra all intradosso entrambe le aree vanno considerate separatamente e k un fattore dipendente dalla durata del carico e vale 0 6 per carichi di breve durata 0 4 per carichi di lunga durata Elemento in trazione Area tesa efficace di estradosso Ay ar Area tesa efficace di intradosso Axp et ouw Per il calcolo del valore medio della distanza delle fessure si distinguono due fasi In Fase1 si fa riferimento unicamente allo zoccolo prefabbricato in calcestruzzo fibrorinforzato e quindi si utilizzer la relazione proposta nelle CNR DT 204 2006 Istruzioni per la Progettazione L Esecuzione ed il Controllo di Strutture di Calcestruzzo Fibrorinforzato al paragrafo 2 5 2 3 p e y la distanza dell asse neutro
225. lle travi questi rappresentano le reazioni vincolari della trave in semplice appoggio P 1200 2 600KN 6 4 1 2 Carichi permanenti non strutturali g2 I carichi permanenti non strutturali sono rappresentati dalla pavimentazione dai cordoli di calcestruzzo e dalle barriere di sicurezza riassumibili come un carico globale di superficie Moltiplicati per l area di influenza della singola trave si inseriscono nel modello come carichi uniformi di linea Carichi di SEE y kN m spess m q kN m q kN m Pavimentazione 22 015 330 18 75 61 88 Cordolo perimetrale 235 02 50 1025 625 Cordolo centrale 25 02 so os 300 q tot kN m q tot kN m 157 6 4 2 Deformazioni impresse Le distorsioni che debbono essere valutate in fase di progetto sono indicate al paragrafo 5 1 3 2 delle NTC 08 sono 1 Distorsioni e presollecitazioni di progetto 4 Ai fini delle verifiche si devono considerare gli effetti delle distorsioni e delle presollecitazioni eventualmente previste in progetto 2 Effetti reologici ritiro e viscosit Variazioni termiche 3 Il calcolo degli effetti del ritiro del calcestruzzo delle variazioni termiche e della viscosit deve essere effettuato in accordo al carattere ed all intensit di tali distorsioni definite nelle relative sezioni delle presenti Norme Tecniche 3 Cedimenti vincolari 4 Dovranno considerarsi gli effetti di cedimenti vincolari quando sulla base delle
226. localmente nel piano verticale si considera il modulo resistente di una sezione efficace Trentadue et al 2011 Weffy X NUMprofili Aprofilo h Il coefficiente X z il fattore di riduzione per l instabilit flesso torsionale dipendente dal tipo di profilo impiegato pu essere determinato per profili laminati o composti saldati dalla formula 219 1 1 XLT AMO renna DE P r Per p tar LT f Dove 7 0 5 1 arr Ar Arro B Arr au il fattore di imperfezione ricavato dalla Tab 4 2 VI in questo caso date le geometrie della trave a 7 0 49 Si assumono inoltre B 1 e Lr0 0 2 valori consigliati dalla normativa nei casi pi generali Il fattore f considera la reale distribuzione del momento flettente tra i ritegni torsionali dell elemento inflesso ed definito dalla formula m 2 f 1 0 5 1 ko 1 2 0 4 08 In cui il coefficiente correttivo ko assume i valori riportati in tabella NTC O8 Tab 4 2 VII M L se y M_ M_ 1 Tab 4 2 VIII Coefficiente correttivo del momento flettente per la verifica a stabilit delle travi inflesse La snellezza adimensionale A r si ricava invece da M rappresenta il momento critico Euleriano In via semplificata in letteratura si fa riferimento al carico critico di un asta compressa rappresentata dai correnti superiori di rigidezza EJ vincolata 220 lateralmente da un sistema continuo di molle elastiche costanti semp
227. logia di ponte semi integrale In questa configurazione il muro posteriore solidale con le travi del ponte e la soletta dell impalcato questa struttura per poggia semplicemente attraverso opportuni dispositivi che consentono spostamenti orizzontali sulle opere di fondazione Poich tali dispositivi possono guastarsi devono essere previsti sia adeguati irrigidimenti per poter sollevare le travi sia punti d appoggio sulle opere di fondazione per far sviluppare le forze di contrasto In questo modo fondazioni superficiali o profonde devono essere dimensionate unicamente per carichi verticali dal momento che non avviene trasmissione di azioni taglianti o flettenti Particolare attenzione merita comunque il progetto della zona posteriore alla spalla del ponte Essa infatti deve permettere le deformazioni della sovrastruttura offrire un appoggio stabile alla soletta d approccio e garantire il deflusso per filtrazione delle acque piovane Per ci che concerne le solette di approccio anche il Regno Unito pone dei dubbi sulle performance di tali elementi A questo proposito si consiglia l adozione di un giunto di bitume asphaltic plug joint prima della soletta dell impalcato Il giunto ha cos una possibilit di movimento di circa 40 mm che di fatto fissa la lunghezza massima del ponte in base alla deformazione termica dei materiali utilizzati per la sovrastruttura 36 2 5 Ponti integrali in Germania Contrariamente ad altri paesi
228. lulufurulula TARE ko momnmmnheknrkoko psi boppboHh Hhi ps P2 Nimm 2 2 38081e 000 0 53 1 66965e 000 Sar 9 585156 001 22 2 473696 001 4 63776e 001 EA 17492e 000 1 88607e 000 2 59721 e 000 3 30836e 000 4 01 9502 000 4730652 000 5 441 73e 000 8 15294e 000 6 864082 000 2 1 51523e 000 Sar 8 28638e 000 44 8 997526 000 167 9 70867e 000 1 04198e 001 1 11310e 001 1 18421e 001 1 25532e 001 1 32644e 001 1 39755e 001 1 46867e 001 1 53978e 001 1 1090e 001 1 68201e 001 17531 3e 001 1 82424e 001 1 89536e 001 1 96647e 001 2 03758e 001 2 10870e 001 2 17981e 01 22509364001 23220464 2 3 2 Jea er00 2 53539e 001 aaan 39 RISI lalalalala ininimimmim Aurina aaa ri pere peee _ PPPPPPPPPPPPPPPPPPPP99 NINA ION TI 4 0 a a DI OPoivialaiala PSPS TE1 None ja 4 483216 002 4 37 136 002 lt 4 25905e 002 Ad 44 14697e 002 4 03489e 002 3 92281e 002 Se 3 81073e 002 S 3 69865e 002 3 58657e 002 3 47449e 002 3 36241e 002 3 250336 002 3 13825e 002 3 02617e 002 2 91409e 002 2 80201e 002 Fe 2 68993e 002 2 57785e 002 7 2 465772 002 2 35369e 002 2 241612 002 2 12953e 002 2 01745e 002 1 90537e 002 1 79329e 002 1 68121e 002 1 5691 2e 002 1 45704e 002 1 34496e 002 1 23288 002 1 12080e 002 1 00872e 002 8 96643e 003 7 84562e 003 6 72482e 003 5 60402e p03 4 493212 3 362412 2 241618 003
229. m colimztezrzo a com aaa pre s O mne PRIA PASSI SISI SII pihi n atw con i po difpn azione sett LIL landi LILLA VITTI III 4 fN fa A A GALE g N n RI n NI 60 7 a questa ataa seni ina ear ATI eA JA m gt _ n putsi n az g 7 d pao d fund aate RO r quarta wiki ave mam var m mD pal 900 810 tLe 10a s30 pas 01007110 La 17 0m 00 a A se E n HP 43 SEZIONE B B CARPENTERIA gcala 1 100 Sezione longitudinale Ponte sul fiume Meolo L obiettivo di riproporre l opera attraverso una progettazione integrale con solidarizzazione tra impalcato e spalle La struttura di impalcato proposta sar costituita da 11 travi PREM di altezza 1 50m compresa la soletta collaborante superiore di 25 cm di altezza ad un interasse di 2 m circa Come semplificazione del problema si trascura l inclinazione in pianta dell impalcato Di seguito si propone una sezione longitudinale a livello della spalla ed un sezione trasversale del ponte integrale progettato con travi PREM 151 Soletta di approccio Trave PREM Wifi TATAVATAATA fi Getto di 1a Fase i Getto di 2a Fase iS 180 Sezione longitudinale spalla Ponte sul Meolo versione con travi PREM misure espresse in cm
230. me effettivamente pi elevate e temperature minime pi basse delle strutture in calcestruzzo Questo si 169 pu facilmente giustificare a causa della maggiore conducibilit termica del materiale 30 volte superiore T e max emin 50 50 40 30 20 10 0 10 20 30 40 50 Correlazione tra temperatura dell aria all ombra minima massima Tmin Tmax Componente di temperatura uniforme del ponte minima massima Te min Te max EC1 parte5 Ting 437506 Te min 7 5 C Si determina quindi l intervallo della componente uniforme di temperatura del ponte una volta stabilita la temperatura iniziale del ponte To al tempo in cui stata vincolata la struttura In mancanza di determinazioni pi precise si pu assumere il valore To 15 C NTC O8 3 5 4 ATricon To Temin 15 7 5 22 5 C 22 5 C ATy exp Te max To 43 75 15 28 75 C Componente di variazione attorno all asse verticale del elemento b Come suggerito dall Eurocodice per strutture senza caratteristiche anomale di orientamento di esposizione solare si pu trascurare tale componente 170 Componente di variazione attorno all asse trasversale dell elemento c d Come riportato nelle Appendice Nazionale si segue l approccio 1 dell Eurocodice Tale approccio prevede che l effetto delle differenze di temperatura verticali sia considerato attraverso l utilizzo di una componente di differ
231. mee 3 69926 002 So 3 593576 002 nee 3 48788e 002 Pae 3 38218e 002 Jer 3 27649e 002 o 3 17080e 002 2er 3 06510e 002 4p 2 95041e 002 Se 2 8537 26 002 far 2 74802e 002 Aer 264233e 002 Hear 2 53664e 002 ga 2 43094e 002 aer 2 325256 002 a 2 21955e 002 pde 21 13886 002 2 00817e 002 1 90248 002 1 79679e 002 1 69109e 002 1 58540e 002 1 47971e 002 1 37401e 002 1 26832e 002 La 41 16263e 002 5 11 05693e 002 A 49512398003 4 8 455468 003 7 39853e 003 6 341 596 003 HESSE I9 13170806 40 12 11385e 003 1 05693e 003 0 000 290 874 501 749 872 623 1163 498 1 __ bI __ UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 5 HO Plane Stress TE1 Output Sys Element Local CSys Deformazioni nella direzione principale di trazione i mie totototototohoohoo hoaa Pai hoHipicoH4P4iwvi apologia Ay Papa aa a Sa Se A e KAEO P_J Partially open 0 000 290 874 581 749 972 623 1163 498 loading _ ___ f __ Partially open unloading 0 _ Fully open loading Fully open unloading Closed C Nocrackyet MFAT UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 5 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 129 Trave2 APR II LO lei LA I RI eee Sa 28 30 33 40 20 24 50 as n ANANANANANANZ N o 280 Curva carico
232. menti ad es le pile Tale azione si considera agente sulla proiezione nel piano verticale delle superfici direttamente investite L azione del vento pu essere valutata come azione dinamica mediante un analisi dell interazione vento struttura La superficie dei carichi transitanti sul ponte esposta al vento si assimila ad una parete rettangolare continua dell altezza di 3 m a partire dal piano stradale La pressione del vento data dalla relazione P AIpCeCnCa 178 Dove e qp la pressione cinetica di riferimento espressa al 83 3 6 NTC 08 e C il coefficiente di esposizione di cui al 83 3 7 NTC 08 e c il coefficiente di forma o coefficiente aereodinamico funzione della tipologia e della geometria della costruzione e del suo orientamento rispetto alla direzione del vento e c4 il coefficiente dinamico con cui si tiene conto degli effetti riduttivi associati alla non contemporaneit delle massime pressioni locali e degli effetti amplificativi dovuti alle vibrazioni strutturali Indicazioni per la sua valutazione sono riportate al 83 3 8 NTC 08 Velocit di riferimento La velocit di riferimento vp assunta nei calcoli il valore caratteristico della velocit del vento a 10 m dal suolo del terreo di categoria di esposizione Il vedi Tab 3 3 11 mediata su 10 minuti e riferita ad un periodo di ritorno di 50 anni In mancanza di specifiche ed adeguate indagini statistiche v data dall espressione Vp
233. metrici per i ponti negli stati del New England Conboy e Stoothoff 2005 Sia lo stato del Massachussets sia quello del Vermont progettano le spalle del ponte come una trave continua che ingloba le sezioni terminali delle travi che reggono l impalcato Le armature longitudinali delle spalle passano solitamente attraverso dei fori praticati sulle anime delle travi dell impalcato e vengono calcolate tenendo presente della spinta passiva del terreno L universit del Massachussets ha implementato un coefficiente che tiene conto con maggior fedelt della spinta passiva del terreno a causa dei movimenti termici 25 criteri di progetto per le spalle ed i muri d ala del ponte per i diversi stati del New England vengono Earth Pressure descritti nella seguente tabella WI Il Abutment Height i ud Orientation o m mi OOO Connecticut 8 2 Ubak Fullpassive Maine 12 4 Parallel Full passive Modified Pressure 3 4 10 Wingwall Length New Hampshire _ UBack OE Rhode Island None None e i Full passive Tabella con i limiti geometrici per spalle e muri d ala per gli stati del New England Conboy e Stoothoff 2005 Per quanto riguarda i dettagli costruttivi delle spalle dei ponti questi sono caratteristici per ogni stato e sono riportati nelle linee guida dei Bridge Manual di ciascuno WIDE BAND Pay Limits Struetura f FAVEMENT JOINT pa Wot Bituminous
234. miche progetti generalmente prevedono due situazioni Nella prima il terreno ingloba i pali di fondazioni ed presente anche davanti alla fondazione con un dato angolo di pendenza br Sl lt End diaphragm y Endscreen i Temporary bearing l Pile cap i p Pile RC or H pile rr Sleeve if needed Sezione di un ponte integrale con terreno dotato di una certa pendenza Ilses 2006 La seconda prevede invece l utilizzo della terra armata in modo da avere una parete verticale e garantire una migliore stabilit del volume di rinterro sia da un punto di vista dei cedimenti sia da una possibile erosione da parte delle acque piovane 34 Reinforced earth NE EE RR E retaining wall Sezione di un ponte integrale con muro di sostegno in terra armata Ilses 2006 sempre pi diffusa la pratica progettuale di trascurare la reazione offerta dal terreno nella statica della struttura tale ipotesi viene considerata valida nel caso in cui il contributo del terreno sia effettivamente trascurabile o quando vengano previsti particolari costruttivi che separino il palo dal terreno A questo fine vengono anche utilizzati anelli prefabbricati in calcestruzzo per pali di grande diametro oppure tubi in polietilene o PVC per pali di piccolo diametro Le strutture che coprono i pali di fondazione devono essere dimensionate in modo da consentire gli spostamenti al palo a causa delle deformazioni termiche allo stesso tem
235. modello vengono assegnati nei punti centrali inferiori dei dispositivi di appoggio Al dispositivo sinistro si blocca DX e DY mentre al dispositivo destro solamente DY 0 000 253 750 507 500 761 250 1015 000 I HH HH Hea NA AN ARRE OMR ERER CES RAS ARRE RA AE ECONOMATO RE amaA E o EARN Aa RAA EEA ACER CEREA NES ERRATE RR TER CS AF NOCE RATEALE RS ONERE AEE 10 GO IS AS O I N GINO QD I OE O 6 DO OOO DO GDO RG Di VCO O AD DI OE O OO E CA O O O VS OS DV A EB GN I I 7 SE PIO ODA TI A BI E a FAE A BR a N E E E Ga e CS CE a EROE A N CS DE a EE E a f GARRESE TE CARE EER ERRE LEE FRED ARRHRRS SANES DADE S HA E T i A a a E A a a F CERA E e a E P a ELTE E a A P a a U a R A S A E E b D A FPECFEEUREC GEE EEANN EEEREN EEEN EN EE AEE OCT EEEL ALTIN O E PO E O UT O N E O ECETTEL ELTTI EEEIEE I ee CREPPRE ERE RE EN OR ARE ERE CER SEE MA ERE CENE RA EEEN RA EEE ENET RAT AQ O GG GO GG A O I NITRO I ARI ARIANO TONNARA AAA VA CECCCR E GE CRE CA e TERCAS O CE TA E A A E E A Ea NERE E COR CECOGG ONCE i ki A ECELER NASA EA TEC RE NEREO PRECOCE FELPE IPO TET EERE A GS SO BB PG E EEE CEPECCEMICECENT TERME ET TOCE CANA COCO CE NRRC CECO TIA HEEF SG JDM LA SR OG NOS O A rE 0 10 O N 20 3 OA DI E E LA O OL EFT AH i Enen uaea a tike Ha Ei Ln Lu Rappresentazione delle mesh dell Trave TRR PONTE numero1 123 La trave cos modellata viene portata a rottura per taglio incrementando lo spostamento imposto sulle piastre di carico superiori L en
236. mogenei alla prova sperimentale nelle formule analitiche vengono inseriti i valori medi di resistenza dei materiali Rem 27 1 MPa fym 411 MPa Si riportano di seguito due tabelle che mostrano i carichi critici analitici previsti secondo le formulazioni riportate precedentemente Confronto carichi critici 160 DL MER E 140 ON o NAT 1205 STEN 7 z x A G 100 sS a 80 _ 60 40 9 20 D 0 Trave REP_NOR x 4 A S V _ DPF SI 5 G AON 4 O O KY S gS De 9 e lt SD D 4 i 9 vw ra ANI G nd DN TS Q o ql R7 Confronto carichi critici 120 S 100 100 LV o 80 D 60 D 40 zJ a 20 a 0 Trave REP_NOR O X N S NK SG grafici mostrano come possibili candidati per la modellazione del comportamento al taglio il modello EC2 Tesser 2009 che include il contributo resistente del calcestruzzo del corrente compresso o in alternativa le relazioni del DM 08 C A con angolo della biella compressa posto a 30 Scotta 2011 95 Si nota inoltre come la particolare geometria del traliccio con anime inclinate a 45 segua molto bene la rappresentazione del traliccio di Morsh classico con puntoni inclinati di 45 circa Misurando l inclinazione tra dispositivo di appoggio e carico si pu misurare un inclinazione di circa 20 e questo potrebbe giustificare la buona corrispondenza con le relazione NTC 08 C A Particolare interesse suscita la stima secondo la n
237. n corrispondenza della mesh delle armature viene creata anche una seconda mesh di calcestruzzo il cui spessore tiene conto del volume di calcestruzzo non occupato dalle armature Le due mesh di calcestruzzo sono messe in comunicazione tra loro facendo coincidere i nodi degli elementi finiti L aderenza tra acciaio liscio e calcestruzzo viene modellata con appositi elementi interfaccia che mediano gli scorrimenti tra gli elementi della mesh di calcestruzzo e di acciaio In tal modo come se 91 si avessero due mesh sovrapposte agenti su piani diversi messe in comunicazione tra loro dagli elementi interfaccia Al fine di evitare concentrazioni di tensione in corrispondenza della zona di carico e di appoggio si sono modellate delle porzioni di calcestruzzo lineare elastico che consentono la diffusione delle tensioni evitando fenomeni locali di rottura I vincoli della mesh sono rappresentati dall ipotesi di simmetria della trave bloccando quindi tutte le traslazioni in X dei punti di mezzeria della trave e dall appoggio verticale laterale Poich l appoggio ha una dimensione finita non trascurabile e per evitare sviluppo di trazione il vincolo stato realizzato con molle elastiche non resistenti a trazione in direzione Y Materiali Per cogliere il comportamento non lineare del calcestruzzo e dell acciaio sono state utilizzati appositi legami costitutivi implementati nel software Il comportamento non lineare di tipo fragile del calcest
238. n le barre di ripresa sar poi permesso da connettori meccanici che verranno descritti successivamente Il momento positivo verr quindi trasmesso alla spalla sempre con barre 32 alloggiate in tubi corrugati annegati nel getto di prima fase della spalla Il braccio delle forze interne utilizzato per scomporre il momento flettente in azioni assiali sulle armature rappresentato dall interasse tra i tubi corrugati ed posto uguale al braccio delle forze interne della trave PREM b 1300mm Di seguito si riporta il numero di armature necessarie in funzione del diametro della armatura utilizzata per assorbire i momenti flettenti ottenuti dall inviluppo delle sollecitazioni nei due modelli numerici Si suppone che l acciaio delle armature sia del tipo B450C 250 Modello numerico con interazione del terreno Nel caso di modello con interazione del terreno l effetto dell azione sismica viene mitigata Quindi il massimo momento negativo all incastro relativo alle combinazioni di carico statiche mentre il massimo momento positivo relativo chiaramente alle combinazioni sismiche COMBINAZIONI STATICHE con molle 1045 KNm___ 1817 mm2__ Modello numerico senza interazione terreno struttura Il secondo modello numerico non prevede l interazione terreno struttura a livello delle spalle in termini di rigidezza Le sollecitazioni dimensionanti saranno relative sia come momento positivo sia negativo alle combinazioni sismi
239. ncrementando la forza all appoggio ed a contrastare la reazione ad un distanza di 0 5m dall appoggio L acquisizione dei dati avvenuta per mezzo dei seguenti strumenti e Una cella di pressione nel circuito idraulico per misurare l intensit della forza applicata e Due trasduttori di spostamento di tipo induttivo per valutare gli scorrimenti relativi tra piatto di acciaio ed il lembo inferiore nel calcestruzzo particolare D e Due trasduttori di spostamento di tipo induttivo per gli spostamenti del piatto trasversale di testata rispetto al piano di acciaio all intradosso e all estremit della trave particolare E 85 piastra superiore della pressa piastra di carico della pressa La Schema statico della prova di carico a rottura Minelli e Riva 2009 t 50 cm 5S0 cm dor ii 2 PELLE PPRP PI ISISI AA Ugg ffa soperior della pressa ISPPPPISAPISFI 99 y IJ Gi SINIISSSII SI A yesi sufefisre delia pressa AIN Hi 4 i t CAL SLI E d UPN100 UPN100 H H1S 15 lt At piatto trasversale EETNL O cass RIP O piatto trasversale F di testata OR2 ORI dn Ra particolare D particolare E va or gt VA piastra di iaktta di carica della pressa PIPPA DIDIA IAA piastra dict o o della p pressa 14 p gt SAAR AAA Li SLI ALLESLLIVLICISIALI TT LAS ba fs pki GA PAPPAIPASIAPISSALSZIZA Particolari relativi al posizionamento dei trasduttori di spostamento Minelli e Riva 2009 La rottu
240. ne compreso tra un valore di 4 5 fatta eccezione per la trave 203 P P 9 mentre per le travi ordinarie in c a circa il doppio P P 10 Minelli e Riva 2009 Si nota inoltre come in tutti i casi il calcolo del carico critico teorico basato sul dimensionamento delle strutture in cemento armato inferiore al carico di rottura registrato nelle prove sperimentali Questo soprattutto nel caso di basse percentuali di armatura La spiegazione di questo fenomeno trova giustificazione nella sottostima della resistenza a taglio del calcestruzzo Prove su due travi TMQ e una trave in c a ordinario Le prove successive del 1990 hanno preso a campione la trave 101 con puntoni verticali e diametro d 28 mm Si valutato il comportamento globale della trave facendo variare il traverso finale della trave precedentemente costituito da un piatto 500x70x10 mm In un caso si completamente eliminato tale elemento trave 101x1 ed in un caso si sostituito con un tondo 34 mm per un lunghezza di 50 cm trave 101x2 La terza trave trave 101x3 invece una trave in c a ordinario avente la stessa resistenza teorica al taglio delle travi REP 101 In questo modo si voluto realizzare un confronto diretto con le travi tralicciate miste 89 TRAVE N 101X1 TRAVERSO 1034 TRAVE N 101X2 TRAVERSO ESE TA AAVA PIATTO 500x12 mm na ie CORRENTI SUPERIORI Sai4 L 150 TRAVERSO 1934 L 30 PIATTO 500x12 mm L 122 om L 1
241. no la temperatura minima dell aria all ombra Tmin e la temperatura massima dell aria all ombra Tmax per il sito del ponte in accordo con le isoterme nazionali Tali rappresentazioni sono ricavabili dall Appendice Nazionale EC1 parte 5 approvato dal Consiglio Superiore dei LL PP In data 24 09 2010 Mappa delle temperature massime Tmax e minime Tmin dell aria all ombra al livello del mare Appendici Nazionali 2009 168 Facendo riferimento all isoterma prossima alle citt di Venezia e Treviso si possono assumere come valori Tmax 42 C ETE I valori riportati nelle mappe nazionali delle isoterme sono riferiti a temperature con probabilit annua di essere superata di 0 02 equivalente ad un periodo di ritorno medio di 50 anni basata sui minimi valori orari registrati Tali valori si riferiscono al livello medio mare dovranno quindi esser modificati con opportune relazioni che tengano conto della zona climatica in cui presente il sito e della quota sul livello medio mare dello stesso Comune di Meolo VE 2m s l m 4 38 h 4 38 2 i Iminn fmin 7000 wo PA 6 16 h 3 Imazh loi 1000 42 C Stabilite le temperature massime e minime dell aria all ombra e la tipologia di impalcato si determina la temperatura effettiva massima e minima del ponte attraverso il grafico proposto nell Eurocodice Si pu notare come a parit di temperatura le strutture in acciaio presentino temperature massi
242. no state le seguenti Sebbene le strutture in questione richiederebbero un analisi tridimensionale risulta pi semplice dal punto di vista dell onere di calcolo utilizzare un modello piano utilizzando elementi plane stress di spessore equivalente agli elementi costituenti la trave Sfruttando la simmetria longitudinale e trasversale della trave l autore modella solamente della trave carichi di rottura calcolati andranno quindi moltiplicati per 4 Descrizione del modello numerico Gli elementi utilizzati per modellare la mesh sono del tipo plane stress ad 8 nodi e quindi con funzioni di spostamento quadratiche DIANA identifica questo specifico elemento con la sigla CQ16M Tali elementi sono stati utilizzati per modellare sia le parti di calcestruzzo che di acciaio L autore ha preferito utilizzare elementi bidimensionali per rappresentare le armature piuttosto che elementi monodimensionali beam o truss in relazione agli importanti diametri adottati nelle prove sperimentali Mesh dell acciaio e mesh del calcestruzzo Minelli e Riva 2009 Inoltre il traliccio come stato dimostrato dalle prove sperimentali sottoposto ad importanti sforzi flessionali quindi in definitiva la modellazione a truss non avrebbe permesso di cogliere il reale comportamento della struttura I
243. nte a una componente di temperatura uniforme ATu b una componente di differenza di temperatura variabile linearmente intorno all asse z z AT wy c una componente di differenza di temperatura variabile linearmente intorno all asse y y ATiz d una componente di differenza di temperatura variabile in modo non lineare ATg Questo porta ad un sistema di sforzi auto equilibrati che non produce un effetto di forza netta sull elemento Rappresentazione diagrammatica delle componenti costituenti di un profilo di temperatura EC1 parte5 167 Componente di variazione uniforme a Il modello presente nell EC1 parte 5 correla solamente la temperatura dell aria all ombra con l EBT In particolare pone un iniziale distinzione tra le diverse tipologie di impalcato da ponte Tipo 1 Impalcato di acciaio trave scatolare di acciaio trave reticolare o a parete piena Tipo 2 Impalcato a struttura composta Tipo 3 Impalcato di calcestruzzo piastra di calcestruzzo trave di calcestruzzo trave scatolare di calcestruzzo Nel caso in esame dal punto di vista concettuale la struttura mista pu essere assimilata ad un struttura mista ma in fase di esercizio i copriferri di calcestruzzo proteggono le armature e quindi dal punto di vista termico la struttura ricade nella categoria di ponte con impalcato di calcestruzzo Tipo 3 Una volta determinata la tipologia di impalcato si calcola
244. nto w e la pressione agente nel punto stesso p Si assume quindi p k w Dove k FL viene definito coefficiente di reazione del terreno 202 Il coefficiente di reazione del terreno sia per gli strati coesivi che per quelli sabbiosi stato assunto variabile linearmente con la profondit secondo la relazione A Z Np x h h T Nella quale n rappresenta il gradiente della reazione orizzontale e D il diametro del palo Di seguito si riportano le tabelle riassuntive delle rigidezze delle molle orizzontali alla Winkler per i pali delle pile e delle spalle distinte per i livelli nei quali stata discretizzata la stratigrafia dell area secondo quanto riportato nella relazione geotecnica Profondit dal piano Nh kp campagna m kN m kN m 00 1 00 o0 0 00 3 00 00 4 50 50 8 00 00 10 00 0 00 12 00 2 00 13 00 3 00 14 00 Valori delle rigidezze elastiche k per i pali di spalla s A partire dal coefficiente di reazione del terreno sono state ricavate le molle nodali da applicare lungo il fusto del palo modellato con elementi beam della lunghezza di 50 cm Per tenere conto dell effetto di interazione fra pali di fondazione contigui si adotta un coefficiente moltiplicativo kg inferiore all unit che riduce il coefficiente di reazione del terreno Nel caso in esame si ha una fila di pali con diametro pari ad 1 m ed interasse pari a 1 m si assumer Kh 0 5 kh com
245. o Yes Yes Reinforced Concrete pile Foundation Used Yes Rarely Yes Presuessed Ps sel i Boeyi no i Roeyl _ lle o Yes Yes Yes pred ends Depends Use Active Soil Pressure Full passive Soil Pressure or Other P Other P i on span on span Other Requirement Reqmt Reqmt Length length Approach Slabs Recommended No ves No Varies Wingwalls Pemitted to be Cast igidity with Abutment Stem i Yes Yes Yes Yes Risultati del sondaggio Europeo White 2007 2 4 Ponti integrali nel Regno Unito La progettazione e costruzione dei ponti delle principali autostrade nel Regno Unito rientrano nelle competenze di quattro organizzazioni vigilanti l Highways Agency Inghilterra la Scottish Executive la Welsh Assembly Government e il Department of Roads Northern Ireland Questi quattro enti insieme pubblicano le Norme Tecniche per il Regno Unito attraverso il Design Manual for Roads and Bridges DMRB il quale contiene sia le prescrizioni normative Standards che le norme di buona tecnica Advice Notes Fino al 1995 il DMRB prevedeva unicamente i ponti tradizionali con giunti di espansione per le deformazioni termiche Da questa data per alla luce dei problemi di durabilit connessi ai dispositivi d appoggio venne aggiunto un nuovo documento DMRB BD57 Design for durability Questo documento riguarda prevalentemente il progetto durevole degli elementi strutturali in calce
246. o del 1930 quando venne pubblicato un articolo dal titolo Analysis of Continuous Frames by Distributing Fixed Moments Burke Jr 2009 In quell articolo il Professor Hardy Cross present un metodo semplice e veloce per il calcolo della distribuzione dei momenti flettenti di telai e travi a nodi fissi Da questo momento i progettisti di ponti negli Stati Uniti iniziarono ad abbandonare gli schemi in semplice appoggio adottando in luogo di questi schemi di trave continua Il primo ponte integrale costruito negli Stati Uniti stato il Teens Bridge Burke Jr 2009 Realizzato nel 1938 vicino ad Eureka in Gallia County Ohio la sua struttura costituita da cinque campate continue in calcestruzzo armato sostenute da pile e spalle Ohio South Dakota ed Oregon furono i primi stati tra gli anni 30 e 40 ad utilizzare in maniera estesa la tipologia di ponte integrale segui la California negli anni 50 ed infine il Tennessee Si unirono poi molti altri stati durante gli anni 60 in seguito allo sviluppo della rete autostradale americana National Interstate Highway System Le linee guida per la progettazione secondo uno schema di ponte integrale sono molto varie e cambiano da stato a stato Per questo motivo ogni dieci anni circa la Federal Highway Administration FHWA propone un sondaggio al fine di confrontare i diversi approcci progettuali adottati dai diversi stati evidenziando le contraddizioni Di seguito si pro
247. o essere verificate in funzione della tipologia A B o C in conformit con la normativa nazionale vigente in materia di costruzioni in c a o di travi composte in acciaio calcestruzzo ove applicabili oppure con modelli di calcolo supportati da adeguata sperimentazione Verifiche stato limite ultimo flessione Nella determinazione del momento resistente ultimo di una sezione trasversale di una trave PREM si pu far riferimento ad un analisi globale plastica in quanto il confinamento offerto dal getto integrativo di calcestruzzo che ora ha fatto presa impedisce l instabilit delle aste Le ipotesi che si possono introdurre per il calcolo del momento resistente sono conservazione delle sezioni piane perfetta aderenza tra armatura e calcestruzzo resistenza a trazione del calcestruzzo nulla Le tensioni e le deformazioni ultime del calcestruzzo compresso e le tensioni nell armatura da c a e nell acciaio da carpenteria si ricavano dai diagrammi tensioni deformazioni di progetto riportati nella normativa tecnica vigente 72 Verifiche stato limite ultimo taglio In Fase 2 il confinamento offerto dal calcestruzzo impedisce l instabilit delle aste di parete compresse Le verifiche da effettuare saranno quindi in termini resistenziali Le verifiche da adottare saranno diverse in base alla classificazione della categoria della trave PREM Nel caso in esame la trave PREM sar di categoria A quindi si f
248. olare Le verifiche di resistenza vengono condotte con riferimento al NTC 08 8 4 2 8 2 4 nel caso di sezioni di gola in posizione ribaltata indicando con nl e con tL la tensione normale e la tensione tangenziale perpendicolari all asse del cordone si dovranno verificare contemporaneamente le due condizioni 10 perp T Toara ti paral bi fyri Sperpl Tperp lt f2 fyk 233 Verifiche saldature spess sald mm 20 altezza gola sald mm 14 14 Lungh salda mm 20 o M a num cord sald __ 16 Tale soluzione appare comunque inadeguata Per spessori di saldatura cos importanti infatti i coefficienti di sicurezza da applicare al calcolo dovrebbero essere aumentati per tener conto di possibili difetti di realizzazione Dalle immagini proposte di seguito relative a produzioni di CSP Prefabbricati S p A sembra comunque che anche la parte verticale dell anima venga saldata al corrente Il dettaglio costruttivo della connessione anima corrente determinante per la realizzazione della struttura reticolare dipender da numerose considerazioni economicit realizzabilit ecc ma soprattutto dalla competenza ed esperienza maturata sia in campo progettuale che industriale tecnologica dall azienda produttrice dell elemento prefabbricato Particolari saldature Trave REP NOR TLQ CSP PREFABBRICATI 234 6 10 3 Verifiche flessionali Trave PREM Per la verifica del momento resistente d
249. ome a queste travi distribuendole per alcuni anni in tutta Italia Dopo il fallimento della SEP il marchio che pi si diffuse fu l odierna Trave REP Le applicazioni di questa tecnologia furono ampliate dall Ing Leone che brevett anche la trave fuori spessore con due o pi piani d anima a V rovescia e con tre o pi correnti superiori Poterono quindi essere realizzate travi da ponte e travi di grande luce CORREMNI 5 NANGOLARE APPO LG NT i AIO MARGLE PIATTO np we CONTRO VENTI ANIMA APPARE ICHIN DI APPOGGIO Trave REP sottosporgente dal solaio Prontuario travi REP Tecnostrutture Verso la fine degli anni 70 la produzione si ampli ulteriormente Alla tipologia di trave con piatto inferiore di acciaio si affianc la trave con zoccolo in calcestruzzo pregettato definita Trave lastra introdotta dall Ing Izzo Nello stesso periodo venne introdotta la Trave Solaio lastra predalles come soluzione per gli impalcati da ponte con forte peso proprio di getto e luci importanti 67 4 3 Normative applicabili alla progettazione Il dimensionamento delle travi reticolari miste deve essere valutato in due fasi differenti approfondito nel successivo paragrafo Durante la prima fase dalla messa in opera sino al consolidamento del getto di calcestruzzo l auto portanza dell elemento completamente affidata alla reticolare di acciaio per cui si applicano norme e codici di calcolo relativi alle strutture met
250. on linear 0 525 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output CSys Element Local CSys ecs Tensioni sugli elementi Reinforcement P2 Mimm 2 1 868302 000 0 000 290 874 591 749 872 623 1163 498 gE 113174864000 1u____ __ 5 B 5 06608e 001 8 42395e 002 7 35088e 001 1 38594e 000 2 03678e 000 2 68763e 000 3 33848e 000 3 98933e 000 4 64018e 000 529102e 000 5 94187e 000 8 59272e 000 7 24357e 000 7 89442e 000 8 54526e 000 9 1961 1e 000 Sor 9 84696e 000 1 04978e 001 21 11487e 001 si 17995e 001 i el oi PE EE rA miao odio adag eee Re 24504e 001 31012e 001 37520e 001 1 44029e 001 1 50537e 001 1 57046e 001 1 63554e 001 i 70063e 001 1 76571e 001 1 83080e 001 1 89589e 001 1 96097e 001 2 02605e 001 2 091 14e p01 2 15622e 2 22131e 2 2 2 3 TSS o o S Sa S a A Minnyeaea ljenaieniendue UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 525 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione 3639e 001 5148e 001 III pPrpprpoopopoppho i TEI None z 9 133898 003 0 000 290 074 991 749 872 623 1163 496 ER vg I ae 5 8 67 7196 003 EES 7 76380e 003 gase 7 53545e 003 7 30711e 003 7 07876e 003 6 850416 003 6 46 62207e 003 8 39372e 003 6 16537e 003 2e 5 937036 003 e 5 70868e 003 42 5 48033e 003 4 5 25198e 003 5
251. one Trave REP NOR 5 7 2 Modellazione Trave REP TMQ_101 5 7 3 Modellazione Trave TRR PONTE 5 7 4 Conclusioni 6 Caso studio 6 1 Ponte sul Fiume Meolo 6 2 Normative di riferimento 6 3 Caratteristiche dei materiali 6 4 Analisi dei carichi 6 4 1 Azioni permanenti 6 4 1 1 Carichi permanenti strutturali g4 6 4 1 2 Carichi permanenti non strutturali g2 6 4 2 Deformazioni impresse 6 4 2 1 Ritiro 6 4 2 2 Viscosit 6 4 2 3 Variazioni termiche 6 4 3 Azioni variabili da Traffico 6 4 4 Azioni sismiche 6 5 Combinazioni di carico 6 5 1 Combinazioni elementari di carico pag 85 pag 85 pag 87 pag 94 pag 99 pag 111 pag 117 pag 121 pag 145 pag 149 pag 149 pag 153 pag 153 pag 157 pag 157 pag 157 pag 157 pag 158 pag 158 pag 162 pag 165 pag 172 pag 183 pag 189 pag 189 6 5 2 Combinazioni delle azioni 6 5 3 Combinazione dell azione sismica con le altre azioni 6 6 Modello numerico del Ponte Integrale 6 6 1 Descrizione del Modello 6 6 2 Calcolo larghezza collaborante soletta e caratteristiche inerziali Trave PREM Fase2 6 6 3 Interazione terreno struttura analisi statica 6 6 4 Interazione terreno struttura analisi sismica 6 6 5 Immissione dei carichi nel modello 6 6 6 Inviluppo combinazioni SLU_statiche 6 6 7 Inviluppo combinazioni SLU_sismiche 6 7 Predimensionamento e analisi di carichi Fase1 Trave PREM 6 8 Modelli numerici Travi PREM 6 9 Verifiche T
252. one viene anche ripresa nelle normative tecniche che non considerano per il momento la tipologia di ponte integrale L unico paragrafo che pu essere letto nell ottica di uno studio di ponte integrale l 8 7 2 presente nell allegato num 3 dell OPCM 3274 che viene riportato di seguito 8 7 2 Collegamento mediante appoggi fissi Questo tipo di collegamento viene adottato in maniera generalizzata per la direzione trasversale ed in genere ad una delle due spalle per la direzione longitudinale In entrambi i casi le spalle ed il ponte formano un sistema accoppiato ed quindi necessario utilizzare un modello strutturale che consenta di analizzare gli effetti di interazione tra il terreno la spalla e la parte di ponte accoppiata L interazione terreno spalla pu in molti casi essere trascurata a favore di stabilit quando l azione sismica agisce in direzione trasversale al ponte ossia nel piano della spalla In questi casi l azione sismica pu essere assunta pari all azione all accelerazione di progetto ag Nel senso longitudinale il modello dovr comprendere in generale la deformabilit del terreno retrostante e quella del terreno di fondazione L analisi dovr essere eseguita adottando un coefficiente di struttura q 1 Per questi motivi sono pochi gli esempi di ponti integrali in Italia che possono essere citati Tra questi si pu ricordare per il viadotto sull autostrada del Brennero in corrispondenza del
253. ongitudinali formate da angolari metallici 84 5 5 Comportamento a taglio di travi prefabbricate miste Prove sperimentali Nonostante le proposte di modelli previsionali del carico di rottura che partono da ipotesi di funzionamento tipici delle travi ordinarie in c a esistono prove sperimentali che mostrano un diverso meccanismo di rottura e tipico per le travi reticolari miste Tale comportamento si imputa al diverso ruolo dell aderenza non pi presente nel caso dell utilizzo di acciaio da carpenteria metallica ed alle elevate percentuali di armatura longitudinale presenti In letteratura non esistono molti risultati sperimentali pubblicati sull argomento La maggior parte delle prove piuttosto datata e realizzata dagli stessi produttori delle travi Diventa quindi difficile fare un confronto diretto tra diversi test Il materiale riportato di seguito una sintesi del lavoro di ricerca realizzato sullo lo studio del comportamento a taglio di travi reticolari miste Minelli e Riva 2009 nell ambito della ricerca nazionale finanziata da Assoprem Per una trattazione pi estesa delle prove a taglio realizzate in passato si rimanda al Rapporto di ricerca Assoprem 2007 2009 5 5 1 Prove a taglio a rottura stazione porta Garibaldi Le prove di rottura a taglio sono state eseguite sollecitando solo un estremit della trave per mezzo di una pressa da 2000t che provvede contemporaneamente a realizzare il carico tagliante i
254. oni nei punti pi sollecitati In letteratura e nelle immagini in rete si pu vedere ad esempio come vengano aggiunte armature inferiori in campata per aumentare il momento resistente in Fase2 oppure aste di parete alle estremit della trave per distribuire su pi elementi la sollecitazione di taglio Pannelli lat Getto compl Peso soletta Trave originale in C A Precompresso W m con Seruni oso sl sl zl i TE 586 so Gas sl anm Gym __20 m 38 Tr 60 NI oo m __ is 210 200 j Fi LASTRA PREDALLES FREFABERICATA 6 PROFILI QUADRATI 50x50MM CORRENTI SUPERIORI SPONDINE PER IL CONTENIMENTO TT Tonpi ZI MM STABILIZZATORI DELLE ANIME RETICOLARE DEL GETTO DI COMPLETAMENTO DISTANZIATORE CORRENTI i LONGITUDINALI Fe m a la STAFFE ZOCCOLO PRE FABBRICATO lar ah L a ZOCCOLO DI CALCESTRUZZO ARMATURA DI PELLE PREFABBRICATO SPESS 25CM L PROFILI QUADRATI 40x45 OMM ANIME TRAVE RETICOLARE 6 PROFILI QUADRATI 50x50MM CORRENTI INFERIORI Sezione trasversale della trave PREM proposta Sezione longitudinale della trave PREM proposta 211 6 8 Modelli numerici Travi PREM La trave PREM ipotizzata stato quindi modellata il software commerciale Straus7 Il modello realizzato stato utilizzato per avere una corrispondenza con le sollecitazioni calcolate per via manuale sugli elementi principali correnti longitudina
255. onsentono di valutare il contributo inerziale del calcestruzzo fino a quando non vengono superati determinati livelli di trazione sul materiale Nel caso di una struttura mista il momento di inerzia della sezione viene calcolato con riferimento alle caratteristiche statiche omogeneizzate al calcestruzzo Le formule che seguono fanno riferimento ad una sezione di una trave mista comune formata da un profilo in acciaio con una soletta superiore collaborante Tale relazione per generalizzabile per qualsiasi struttura mista A nAstnAg Ac i nAsYg s nApgVgo AcYg c J i n s Jc nAs Vg n Vas nAp Va n Yao Ac Va p Vac A area della sezione mista omogeneizzata J momento di inerzia baricentrico della sezione mista omogeneizzata Yg coordinata y del baricentro della sezione mista omogeneizzata J momento di inerzia baricentrico della sezione metallica Yg coordinata y del baricentro della sezione metallica A area della sezione metallica J momento di inerzia baricentrico della sezione in calcestruzzo A area della sezione in calcestruzzo Yg coordinata del baricentro della sezione in calcestruzzo Ay area delle barre di armatura Yg coordinata y del baricentro della sezione in calcestruzzo n E E il coefficiente di omogeneizzazione 197 La rigidezza della trave PREM in Fase2 viene calcolata in relazione alle geometrie proposte successivamente e che dovranno soddisfare le verifiche in Fase1 della tra
256. ori di k ed E vengono estrapolati dalle seguenti tabelle in funzione della resistenza caratteristica del calcestruzzo fex dell umidit relativa e del parametro ho E Deformazione da ritiro per essicamento in o Umidit relativa in 20 100 20 062 0 58 0 49 0 30 0 17 0 00 _40 048 046 0 38 0 24 0 13 0 00 60 0 38 0 36 0 30 0 19 0 10 0 00 80 0 30 0 28 0 24 0 15 0 07 0 00 Valori di lt Tabella 11 2 Va NTC 08 811 2 10 6 Valori k Tabella 11 2 Vb NTC 08 11 2 10 6 Per valori intermedi dei parametri indicati consentita l interpolazione lineare Lo sviluppo nel tempo della deformazione 4 pu essere valutato come Ecd t S Bas t Le ecgo Dove la funzione di sviluppo temporale assume la forma Bas t ts t ts t ts 0 04h3 Dove e t l et del calcestruzzo nel momento considerato in giorni e t l et del calcestruzzo a partire dalla quale si considera l effetto del ritiro da essiccamento normalmente il termine della maturazione espresso in giorni e ho la dimensione fittizia in mm pari al rapporto 2A u essendo e A area della sezione in calcestruzzo e u il perimetro della sezione in calcestruzzo esposto all aria 159 Per il caso in esame si fa riferimento alla condizione a tempo infinito ed a una sezione di impalcato afferente ad una singola trave
257. orici 4 3 Normative applicabili alla progettazione 4 4 Comportamento statico e descrizione generale dell elemento strutturale 4 4 1 Analisi dei carichi 4 4 2 Predimensionamento e verifiche in Fase 1 4 4 3 Verifiche in Fase 2 pag 7 pag 11 pag 15 pag 15 pag 17 pag 21 pag 25 pag 27 pag 29 pag 30 pag 37 pag 40 pag 44 pag 46 pag 51 pag 51 pag 52 pag 54 pag 58 pag 62 pag 65 pag 65 pag 66 pag 68 pag 69 pag 71 pag 71 pag 72 5 Analisi di dettaglio Resistenza a Taglio delle travi reticolari miste 5 1 Introduzione 5 2 Modello analitico originale Travi REP Leone 1972 5 3 Meccanismo resistente Ritter M rsh modificato Tesser 2009 5 3 1 Sperimentazione effettuata su Travi REP NOR Tesser 2009 5 4 Meccanismo resistente disaccoppiato Petrovich 2008 Sorgon 2009 5 4 1 Determinazione attraverso modello numerico dei singoli contributi pag 5 pag 5 pag 5 pag 76 pag 78 pag 81 pag 82 5 4 2 Modello analitico n 1 Traliccio isostatico non interamente metallico pag 82 5 4 3 Modello analitico n 2 Traliccio metallico e contributo del calcestruzzo pag 83 5 5 Comportamento a taglio di travi prefabbricate miste Prove sperimentali 5 5 1 Prove a taglio a rottura Stazione Porta Garibaldi 5 5 2 Prove del consorzio produttori Travi REP 5 6 Confronto risultati analitici e sperimentali delle prove esistenti in letteratura 5 7 Midas FEA Software FEM 5 7 1 Modellazi
258. orma americana ACI 318 05 che prevede il 96 del carico critico di rottura La valutazione secondo sezione mista invece sottostima del 50 la resistenza della trave Andando ad inserire il contributo del calcestruzzo Petrovich 2008 si ha una leggera sovrastima del carico ottenuto per via sperimentale Trave REP TMQ Consorzio produttori travi REP Non essendo disponibili i valori medi di resistenza per la stima di carico critico il pi possibile omogeneo con quello sperimentale si adottano i medesimi valori di resistenza fem 25 MPa fetm 2 5 MPa fym 400 MPa inseriti nel modello numerico precedentemente descritto Riva e Minelli 2009 Le geometrie delle travi della serie 100 presuppongono il coinvolgimento nello schema resistente dell armatura inclinata a 30 96 Nel caso delle travi della serie 200 lasta tesa ha inclinazione a 50 2 Poe KN Vea KN Va KN Prot KN NTC 08 SEZC A 480 961 NTC 08 SEZ C A 541 1082 206 377 1166 206 386 1185 Trave 101 NTC 08 SEZ MISTA 253 507 Trave 201 NTC o8 sez MISTA 378 756 129 419 1095 129 430 1118 teorico no P teorico 8 eene 1080 ea 1050 27 Trave 203 P_teorico P_sperimetale NTC 08 SEZ C A VA 120 24 EC2 Tesser 2009 S 233 234 933 NTC O8 SEZC A 297 233 87 Trave 102 NTC 08 SEZ MISTA 156 313 Trave 202 234 468 265 P teorico o
259. ortanti anche con riferimento alla gestione della protezione civile in caso di calamit Industrie con attivit particolarmente pericolose per l ambiente Reti viarie di tipo A o B di cui al D M 5 novembre 2001 n 6792 Norme funzionali e geometriche per la costruzione delle strade e di tipo C quando appartenenti ad itinerari di collegamento tra capoluoghi di provincia non altres serviti da strade di tipo A o B Ponti e reti ferroviarie di importanza critica per il mantenimento delle vie di comunicazione particolarmente dopo un evento sismico Dighe connesse al funzionamento di acquedotti e a impianti di produzione di energia elettrica 185 Vita Nominale Nel caso di un ponte autostradale facendo parte del gruppo rete viaria tipo A ossia rete primaria gli si assegna una classe d uso IV Ve Vy C 100 2 200 anni tre parametri che caratterizzano gli spettri di risposta al variare degli stati limite diventano quindi STATO i Tc s LIMITE Valori dei parametri ag Fo Tc per i periodi di ritorno Tg associati a ciascun Stato Limite Caratterizzazione geotecnica e topografica del sito In base alle prove geotecniche si assegna la categoria C di sottosuolo Categoria Descrizione Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30m caratterizzati da un graduale miglioramento delle propriet meccaniche con la profond
260. orze nelle piattabande o elementi compressi giuntati sul sistema di controvento in corrispondenza del giunto possono essere uguali a AmNea 225 Oltre allo sforzo normale calcolato relativo al fenomeno di instabilizzazione dell asta di parete si considera l effetto delle imperfezioni globali del sistema controventante Tale effetto si calcola come un carico uniformemente distribuito equivalente NTC 08 8C4 2 3 5 Il difetto di rettilineit viene calcolato sulla lunghezza dell asta di parete L _ 8 eo Nea eo Am T00 qa T2 Oltre a questi due contributi si dovr aggiungere anche lo sforzo assiale sul corrente compresso Bisogna infatti considerare che nella realt anche il sistema controventante sar sollecitato dai carichi verticali controventi agiranno quindi come correnti longitudinali incrementando la rigidezza globale del sistema Dal modello numerico della trave PREM si ricavano quindi le sollecitazioni assiali da verificare relative ai carichi gravitazionali In particolare vicino agli appoggi si avr un maggior contributo relativo all instabilizzazione del diagonale poich il taglio maggiore mentre in campata ci sar un maggior contributo relativo alla flessione della trave PREM Dato tale sforzo normale dovr essere verificata la resistenza e l instabilit locale del controvento risultante compresso Massimo carico di instabilizzazione Massimo carico dovuto alla flessione Stabilizzatore um n
261. ostamenti nelle direzioni vincolate mentre lungo le direzioni libere nascono comunque delle forze a causa dell attrito tra materiali Il dimensionamento di tali dispositivi tiene conto dell importanza che questi rivestono nella cinematica del ponte Per questo motivo le sollecitazioni dimensionanti sia per lo stato limite di esercizio sia per lo stato limite ultimo sono molto severe e rientrano nella logica di stabilire una gerarchia delle resistenze Ci non di meno questi dispositivi sono soggetti ad usura ed il livello di degrado deve essere monitorato come indicato nel piano di manutenzione redatto dal progettista secondo la norma UNI EN 1337 sugli appoggi Nella norma si indica che i produttori debbono realizzare dispositivi per i quali sia garantita una vita utile di almeno 10 anni senza manutenzione Vita utile comunque ben lontana da quella della struttura a cui appartiene 50 anni per opere ordinarie e 100 anni per opere strategiche Al fine di allungare la vita utile dei dispositivi si devono effettuare delle ispezioni atte ad accertare il livello di degrado La norma distingue due tipi ispezione La prima viene indicata come ispezione periodica ogni 3 o 5 anni durante la quale si debbono effettuare le seguenti verifiche Verifica della capacit di spostamento residuo Riscontro di eventuali difetti visibili Verifica delle condizioni degli ancoraggi Stato di protezione anticorrosiva parapolvere e guarnizioni
262. parate da una barriera di sicurezza fissa ciascuna parte incluse tutte le corsie di emergenza e le banchine autonomamente divisa in corsie convenzionali b se le parti sono separate da barriere di sicurezza mobili o da altro dispositivo di ritenuta l intera carreggiata inclusa la zona spartitraffico centrale divisa in corsie convenzionali Parte runanenta Corsia convenzionale numero 3 i A A Pi f y MPA Parte finance Figura 5 1 1 Esempio di numerazione delle corsie Tabella 5 1 I Numero e Larghezza delle corsie Larghezza di carreggiata Numero di corsie Larghezza di una corsia Larghezza della zona y convenzionali a m C m WN 172 La disposizione e la numerazione delle corsie va determinata in modo da indurre le pi sfavorevoli condizioni di progetto Per ogni singola verifica il numero di corsie da considerare caricate la loro disposizione sulla carreggiata e la loro numerazione vanno scelte in modo che gli effetti della disposizione dei carichi risultino i pi sfavorevoli La corsia che caricata d l effetto pi sfavorevole numerata come corsia Numero 1 la corsia che d il successivo effetto pi sfavorevole numerata come corsia Numero 2 ecc Schemi di Carico NTC 08 5 1 3 3 3 Le azioni variabili del traffico comprensive degli effetti dinamici sono definite dai seguenti Schemi di Carico Schema di Carico 1 Schema di Carico 2 Schema di Carico
263. pati ci si riferiti ai lavori presenti in letteratura che trattano la resistenza al taglio delle travi tralicciate miste Per i valori di resistenza dei materiali si fa riferimento alle resistenze medie determinate sperimentalmente dall autore si riporta di seguito una tabella riassuntiva Calcestruzzo Inizialmente si effettuato un modello molto semplice considerando come struttura resistente unicamente il traliccio metallico isostatico Tale modello evidenzia la rottura della trave per snervamento della seconda barra compressa Lo snervamento della barra compressa anticipa quello delle prima asta tesa per una piccola differenza di angoli Si riporta tra parentesi il risultato relativo allo snervamento della prima asta tesa che si pu supporre reale nel caso in cui considerassimo un traliccio non interamente metallico ma formato da bielle compresse composte da acciaio e calcestruzzo Tale risultato si pu calcolare risolvendo manualmente la reticolare isostatica oppure semplicemente con la relazione Vasa Asw fya sina 157 411 sin 42 27 sin 45 51 43 40 46 kN Tale carico deve essere moltiplicato per due in quanto lo spostamento viene impresso mediante due punti di carico Si ottiene pertanto un carico di rottura di 86 8 92 kN Tale contributo resistente imputabile al solo traliccio metallico circa la met di quello sviluppato a rottura dalle travi carico medio a rottura P 161 35kN La restante resisten
264. petto ad una trave mista standard ed un trave in c a standard Preliminarmente si quindi considerato che la rigidezza a taglio di una trave reticolare mista decisamente inferiore rispetto ad una normale trave in acciaio avente un anima piena Inoltre al crescere del carico la rigidezza della trave mista diminuisce a causa dell insorgere della fessurazione del calcestruzzo Si pu quindi supporre che il primo meccanismo resistente a taglio comprenda anche il calcestruzzo seguendo la classica teoria elastica del De Saint Venant Raggiunta la massima resistenza a trazione del calcestruzzo questo si fessura ridistribuendo le tensioni sulle aste di parete in acciaio Tali aste aventi una precisa geometria determinata dal soddisfacimento delle verifiche in Fase 1 suggeriscono la possibile formazione di un meccanismo resistente al taglio secondo un modello Ritter M rsh ONSSAS ONSSAS Z X K gt Meccanismo resistente a taglio di una trave reticolare mista Tesser 2009 Si andr quindi a determinare un nuovo schema di reticolare costituito questa volta da un corrente compresso inferiore costituito dal fondello in acciaio oppure da correnti in acciaio un corrente superiore costituito dal calcestruzzo compresso e dalle armature superiori ed infine da elementi diagonali alternativamente compressi e tesi Mentre per gli elementi tesi si considerer unicamente armatura di acciaio per i correnti compressi si potr considerare anch
265. po i pali dovranno essere dimensionati in modo da evitare problemi d instabilit e quindi dovranno essere staccate ed indipendenti dalle spalle Tale dettaglio costruttivo dovr prevedere inoltre la possibilit da parte degli operatori di ispezionare lo stato delle fondazioni Pali di fondazione in calcestruzzo armato incamiciati con anelli prefabbricati in calcestruzzo Ilses 2006 La seconda famiglia di ponti integrali quella supportata da fondazioni superficiali Dal punto di vista dei dettagli costruttivi non vi differenza con i ponti su fondazioni profonde La maggior differenza dovuta al fatto che il ponte libero di traslare per effetto delle deformazioni termiche e di ruotare per effetto dei carichi accidentali sul piano di fondazione 35 La capacit portante limite dovr quindi essere valutata in relazione a queste sollecitazioni cicliche variabili ed al possibile degrado della resistenza meccanica del terreno sottostante la fondazione 4 JIII III LILII LAKALLA i x gt RRR LL o ho y 4 PAVAN ANAVAN SL ENI I Le n ale N EN X LL N KAA SS a lt P Y 2NA PALLLLLLLLEILII ALLPEFEIILIILIIEII EEEE EEEE EEEE EEEE EERE EEE EREEREER EEA EERE EREEREER EEEE EEEE EEEE ASLPLILPLIILILILPLIEILLIAILILILLIEIIII Ponte integrale poggiante su fondazioni superficiali Ilses 2006 Come negli Stati Uniti anche nel Regno Unito presente la tipo
266. pone una sintesi dell ultimo sondaggio realizzato dall ente statunitense 17 Sondaggio Federal HighWay Administration 2005 Maruri e Petro 2005 hanno condotto un sondaggio su 50 stati con lo scopo di esaminare l evoluzione della progettazione e costruzione di Integral Abutment Bridge IAB nell ultimo decennio l ultimo sondaggio risale al 1995 All epoca del sondaggio si registrano circa 9000 ponti integrali e 4000 ponti semi integrali due terzi dei quali costruiti dopo il 1995 Gli autori hanno evidenziato che la maggior parte degli stati ha posto dei limiti alla lunghezza totale del ponte non alla singola campata ed alla sua inclinazione Si sconsiglia inoltre l adozione di ponti integrali quando richiesta una curva Il 33 degli stati ha considerato gli effetti della viscosit del calcestruzzo maggiori dettagli riguardano l interazione terreno struttura Gli autori hanno rilevato che la maggior parte degli stati utilizza pali di fondazione in acciaio ad eccezione di Hawaii e Nevada che utilizzano pali trivellati in calcestruzzo Il 33 degli stati orienta i pali con l asse di inerzia forte parallelo all asse delle travi mentre il 46 secondo l asse debole Il 41 degli stati non tiene conto degli effetti del momento flettente o dell azione tagliante relative allo spostamento o rotazione dell impalcato nella determinazione della capacit portante dei pali Un altro aspetto importante relativo al terreno di
267. pporto acqua cemento da tipo e dimensione massima degli aggregati utilizzati e dall et del calcestruzzo Per stimare tale paramero sono disponibili in letteratura tre diverse formulazioni La prima formulazione viene suggerita dal CEB FIB MC90 Tale formulazione tiene conto della resistenza a compressione del calcestruzzo e della dimensione massima degli inerti f 0 7 Gf Gro femo 104 Dove fmo un valore costante pari a 10MPa mentre il valore di Gy funzione della dimensione massima dell aggregato adottato viene estrapolato dalla tabella proposta nel Model Code CEB FIP 1990 La nuova versione del Model Code 2010 propone invece una differente formulazione che prevede la stima dell energia di frattura tramite la sola resistenza a compressione media G 73fem N m Infine la terza formulazione si pu reperire dalle Linee guida per il calcestruzzo strutturale delle quali si riporta integralmente il seguente testo l energia di frattura definita come l energia dissipata durante la propagazione unitaria cio di unit di superficie di una fessura dovuta a trazione ovvero a meno del segno come il lavoro necessario per far propagare di una quantit unitaria una fessura una caratteristica intrinseca del materiale calcestruzzo la cui valutazione utile per la modellazione del comportamento in trazione fase fessurata In mancanza di prove specifiche di trazione indiretta o diretta l
268. pressi nel loro piano Controventi delle anime Sono costituiti da ferri tondi saldati alle anime che realizzano un traliccio reticolare orizzontale che controventa le stesse In corrispondenza degli appoggi estremi per ciascun traliccio orizzontale vengono inserite due coppie di ferri formanti una croce di S Andrea per ciascuna testata Angolari d appoggio per solai prefabbricati Usati nel caso di travi fuori spessore di solaio collegati fra le due facce della trave da ferri saldati di diametro variabile Armature integrative Permettono la continuit strutturale con la trasmissione di momento flettente tra una trave e la successiva 70 4 4 1 Analisi dei carichi In relazione alle diverse Fasi di vita della trave PREM l analisi dei carichi e delle sollecitazioni dovr seguire l ordine cronologico della posa in opera della stessa Si distinguono quindi i carichi agenti in la seguente descrizione fa gi riferimento al caso studio affrontato al Capitolo 7 1 Carichi relativi alla Fase 1 Peso proprio del traliccio PREM Comprendente anche il fondello ed i pannelli utilizzati come supporto e casseratura della trave prefabbricati Peso del getto di calcestruzzo che integra la trave PREM e la soletta 25kN m Area d influenza della trave comprendente una porzione della lastra predalles ed il suo getto integrativo 2 Carichi permanenti relativi alla Fase 2 Peso dei cordoli perimetrali in c a Peso della pa
269. prove sono calcestruzzo di classe C25 30 ed acciaio da carpenteria metallica del tipo S355 per il traliccio acciaio Non avendo a disposizione prove sperimentali atte a certificare i valori medi di resistenza dei materiali nei modelli numerici si considerano le resistenze caratteristiche Si riportano di seguito le tabelle con i modelli costitutivi ed i valori dei parametri inseriti L energia di frattura viene calcolata con la relazione proposta dal CEB FIB MC 90 supponendo un diametro massimo dell aggregato di 14 mm 122 E ma 206000 Ds Calcestruzzo C25 30 MPa 31450 Model Type Total Strain Crack model Crack Model Rotanting Stiffness ecant ateral Crack Effect Vecchio and Collins onfinement Effect None a Gf J I 2 bh mmlmi MPa 2 m MPa 206000 O n O N SI lt o Di ui y O Q D UI 5 5 O n U1 un Descrizione dei modelli Come fatto in precedenza si sono realizzati dei modelli semplificati rappresentando le armature del traliccio con elementi reinforcement Tali elementi come gi detto portano come ipotesi la perfetta aderenza tra acciaio e calcestruzzo La matrice di calcestruzzo viene discretizzata con elementi plane stress ad 8 nodi di lato 40 mm Le piastre di carico ed i dispositivi di appoggio vengono rappresentati sempre con elementi plane stress ad 8 nodi assegnando un comportamento elastico all acciaio I vincoli del
270. ra dal lato puntoni verticali avvenuta un po prematuramente poich il primo passo di anima non era differenziato rispetto agli altri Da questa prova del 1987 divenuto obbligo realizzativo differenziare il primo passo delle aste di parete 1400 0 f PL sla dini E F C f H C Sa n me T z C 4 Rd sui t a i H C G F _ n tenor brad os gT f z lo lt Xx n E EREE mme 600 0 C E 5 es E na a osi i a lt jas la x i H M I t li ar z I ic i Jj E E 1 3 4 1 9 SCORRIMENTI mm SCORAIMENTI mm sramt da STRUMENTO OA 3 _ r am ETA ro pg TEUMENTO DN ETSUMENTO OR 4 Risultati trasduttori di spostamento per la trave con puntoni inclinati Minelli e Riva 2009 86 Risultati trasduttori di spostamento per la trave con puntoni verticali Minelli e Riva 2009 5 5 2 Prove del consorzio produttori travi REP Negli anni 1987 e 1990 sono state realizzate una serie di prove sperimentali da parte del consorzio produttori travi REP al fine di verificare la corrispondenza del comportamento reale delle travi con quello previsto teoricamente Le travi REP TMQ sono caratterizzate dall avere come armatura inferiore un fondello in acciaio al quale possono essere saldate delle armature integrative per la resistenza flessionale della trave L obiettivo principale delle prov
271. ra l analisi condotta tra gli anni 2000 e 2005 dall unico produttore di carpenterie metalliche autorizzato per la costruzione di ponti autostradali David C Iles 2006 70 E Fully integral i m Semi integral f 60 Non integral 50 40 30 Number of bridge in period Proprotion integral in period 20 10 0 Pre 2000 2000 2001 2002 2003 2004 Rapporto di costruzione di diverse tipologie di ponte negli anni 2000 2005 Ilses 2006 La normativa anglosassone descrive varie tipologie di ponti integrali che possono essere riassunte in due semplici famiglie ponti integrali su fondazioni profonde e ponti integrali su fondazioni superficiali Il primo gruppo sar calcolabile come un telaio in cui le spalle si incastrano direttamente ai pali di fondazione e questi ultimi possono fungere anche da muro di sostegno I pali di fondazione possono essere in acciaio con sezione ad H oppure ed anche la soluzione generalmente pi adottata in calcestruzzo armato gettato in opera Affinch la struttura abbia un comportamento a telaio i ferri d armatura dei pali in calcestruzzo armato devono essere adeguatamente estesi all interno del getto di calcestruzzo della spalla inferiore cos come anche le teste dei pali in acciaio Tale getto della spalla inferiore viene considerato di prima fase in quanto vengono lasciate delle tasche in modo da consentire agli operatori in cantiere una certa tolleranza di posa p
272. rali e regole per gli edifici 2005 e UNI EN 206 1 2006 Calcestruzzo Parte 1 Specificazione prestazione produzione e conformit e Linee Guida sul calcestruzzo strutturale Presidenza del Consiglio superiore dei Lavori Pubblici Servizio Tecnico Centrale e Norme Tecniche per le Costruzioni D M 14 gennaio 2008 e successivi aggiornamenti e Seismic Design Criteria version 1 4 Section n 7 Caltrans 2006 Testi Consultati e Aicap Autori Vari Dettagli costruttivi di strutture in calcestruzzo armato Pubblicemento s r l 2011 e Assoprem Autori Vari Progettare con le Travi Prefabbricate Reticolari Miste PREM Tecniche Nuove 2011 e Autori Vari Economic and durable design of composite bridges with integral abutments 2010 e Ballio G Bernuzzi C Progettare costruzioni in acciaio Ulrico Hoepli Editore 2010 e Carpinteri A Scienza delle costruzioni Vol 1 Bologna Pitagora Editrice III Edizione 1995 e Cavalieri M Cavalieri A Ponti analisi progettazione dimensionamento Dario Flaccovio Editore edizione 2008 e Giuliani G Costruzioni in calcestruzzo armato Ulrico Hoepli Editore 2012 e Leone S Procedimenti di calcolo per travi REP Associazione Produttori travi REP Milano 1972 261 e Leonhardt F Le basi del dimensionamento nelle costruzioni in cemento armato Edizioni Tecniche Milano 1973 e Petrangeli M P Progettazione e costruzione di Ponti Casa editrice Ambrosiana IV edizione 1996 e R
273. randosi lungo una retta immaginaria che collega la piastra di carico al dispositivo di appoggio della trave Ci dovuto alla fessurazione che porta ad un degrado del materiale nella parte inferiore degli scarichi laterali del sistema ad arco Raggiunta la rottura della trave le sezioni corrispondenti agli scarichi dell arco compresso si riducono notevolmente Anche le direzioni dei flussi tensionali cambiano istantaneamente andando a seguire le geometrie del traliccio di acciaio In questo stadio la trave sembra seguire un meccanismo resistente alla Morsch che ricalca la reticolare di acciaio Tesser 2009 in relazione alla rigidezza maggiore dell acciaio rispetto al calcestruzzo I modelli analitici presenti in letteratura per le tipologie di Travi 2 e 4 sembrano approssimare in maniera soddisfacente i tre stati evolutivi della trave snervamento acciaio della prima asta tesa resistenza ultima massima e resistenza residua post rottura In questi casi dalle tabelle sopraproposte si pu vedere come la verifica secondo sezione in c a DM 08 assumendo come inclinazione della biella compressa 0 22 rappresenti bene la condizione rispetto alla quale si ha lo snervamento della prima asta tesa ed in tal senso si pu considerare gi rotta la trave Tale stima analitica risulta essere inferiore di circa il 20 rispetto al carico che porta a rottura la trave carico limite ultimo numerico Questi rapporti di resistenza sono gi stati ev
274. rave PREM in Fase1 Stati Limite Ultimi 6 9 1 Instabilit locali 6 9 2 Instabilit globali 6 9 3 Verifica e dimensionamento controventi aste di parete 6 9 4 Effetto delle eccentricit nodali 6 10 Verifiche Trave PREM in Fase2 Stati Limite Ultimi 6 10 1 Verifica a taglio Trave PREM 6 10 2 Saldature 6 10 3 Verifiche flessionali Trave PREM 6 11 Verifica Stati Limite di Esercizio Fase1 e Fase2 6 11 1 Controllo delle deformazioni SLE 6 11 2 Controllo delle tensioni SLE 6 11 3 Controllo delle fessurazioni SLE 6 12 Dimensionamento spondine laterali e zoccolo prefabbricato 6 13 Dimensionamento incastro 7 Conclusioni e commenti Bibliografia pag 189 pag 194 pag 195 pag 195 pag 196 pag 201 pag 204 pag 206 pag 206 pag 207 pag 208 pag 212 pag 214 pag 214 pag 216 pag 225 pag 228 pag 232 pag 232 pag 233 pag 235 pag 238 pag 238 pag 240 pag 242 pag 248 pag 250 pag 257 pag 261 Introduzione La progettazione e realizzazione dei ponti durante la storia riflette le conoscenze tecniche e tecnologiche dei materiali da costruzione disponibili all epoca di riferimento Ne consegue che gli schemi strutturali ed i materiali utilizzati dovendo assolvere a diverse richieste funzionali siano mutati nel corso della storia Nell epoca romana le tipologie di ponti ricalcavano strutture ad arco in pietra o mattoni legati con calce aerea o pozzolanica le uniche tecnologie durevoli conosciute a qu
275. rendo quindi strutture miste alle strutture in calcestruzzo armato Per la valutazione degli spostamenti orizzontali tra soletta di approccio e soletta di impalcato bisogna tenere conto degli effetti dovuti al ritiro del calcestruzzo delle deformazioni termiche e della precompressione Tale stima fondamentale per la progettazione del giunto che connetter i due elementi La sezione della soletta di approccio viene poi calcolata generalmente come una trave in semplice appoggio In generale sono stati ottenuti risultati soddisfacenti ponendo la soletta di approccio in profondit appoggiandola su una mensola tozza creata sulla parete posteriore della spalla La funzione della soletta di approccio quella di consentire una maggior distribuzione delle deformazioni che possono intercorrere a causa dei cedimenti differenziali tra terreno di riempimento dietro alla spalla e la spalla stessa L analisi delle sollecitazioni nel telaio viene effettuata con la teoria elastica lineare tenendo conto della possibile fessurazione del calcestruzzo nelle zone con momento flettente negativo e quindi con una rigidezza ridotta Analisi non lineari vengono riservate per configurazioni geometriche particolarmente complesse 39 2 6 Ponti integrali in Svezia In Svezia i ponti senza giunti di dilatazione vengono denominati come ponti con muro finale in inglese End screen bridge Kerokoski 2006 Il muro finale o meglio la spalla del ponte si connette
276. revoli Carichi variabili da traffico l sfavorevoli P asus talea favorevoli Carichi variabili sfavorevoli pyan PERA favorevoli Distorsioni e presollecitaziom di progetto i sfavorevoli Ritiro e viscosit Variazioni termiche favorevoli Cedimenti vincolari Equilibrio che non coinvolga i parametri di detormabilit e resistenza del terreno altrimenti si applicano 1 valori di GEO Nel caso in cui i carichi permanenti non strutturali ad es carichi permanenti portati siano compiutamente defimiti si potranno adottare gli stessi coefficienti validi per le azioni permanenti 5 1 30 per instabilit in strutture con precompressione esterna 1 20 per effetti locali Tabella 5 1 VI Coefficienti w per le azioni variabili per ponti stradali e pedonali Coefficiente Coefficiente Yy Coefficiente Yh Gruppo di azioni Tabella 1 IV Wo di valori valori quasi combinazione frequenti permanenti Schema 1 Carichi tandem Schemi 1 5 e 6 Carichi distribuiti Schemi 3 e 4 carichi concentrati Azioni da traffico Tabella 5 1 IF Vento a ponte scarico SLU e SLE Esecuzione Fento gs Di seguito vengono proposte le tabelle con le combinazioni di carico assunte La prima tabella rappresenta le combinazioni agli stati limite ultimi mentre la seconda tabella le combinazioni agli stati limite di esercizio Tali combinazioni andranno ripetute per le tre posizioni di carico caratteristiche della struttura che massimizzeranno
277. ri ad un terzo dell altezza della trave finita influenza fortemente la rigidezza flessionale del sistema in direzionale laterale e limita la lunghezza delle aste di parete rendendole pi rigide flessionalmente Le travi per edilizia residenziale possiedono inoltre rapporti altezza base che consentono l adozione di aste di parete con struttura a triangolo permettendo cos di sfruttare la rigidezza assiale del traliccio di anima piuttosto che la rigidezza flessionale nello spandamento del corrente superiore 216 Esempi di travi fuori spessore a ribasso con fondello in acciaio e calcestruzzo Assoprem 2011 In generale si possono distinguere tre tipi di instabilit Savoia e Vincenzi 2009 La prima un instabilit flesso torsionale della trave con lunghezza d onda pari all intera lunghezza della trave Tipicamente pu insorgere nel caso di travi alte molto rigide nel piano di azione dei carichi verticali ma deformabili torsionalmente I restanti due tipi di instabilit sono di tipo flessionale e si differenziano per la lunghezza libera di inflessione funzione della rigidezza dei ritegni trasversali costituiti dalle aste di parete Nel caso in cui questi siano sufficientemente rigidi da impedire lo spostamento dei nodi del corrente compresso allora si ricadr nella verifica ad instabilit locale gi effettuata precedentemente con lunghezza d onda pari all interasse tra le anime rappresentabili come vincoli rigidi que
278. rigidamente alla soletta dell impalcato senza che questo scarichi forze sul terreno di riempimento La parte finale dell impalcato ed il muro finale vanno a costituire idealmente una mensola e le forze verticali vengono scaricate nel terreno per mezzo di opere di fondazione che precedono la spalla t_ m 7 Il yu END SCREEN ia V Pal 5 V s V H H U U Esempio di ponte integrale svedese con muro finale V gverket 1996 Nel caso in cui si preveda il progetto di un ponte semi integrale i dispositivi di appoggio posizionati alle teste delle opere di fondazione devono essere posti ad una quota superiore della massima piena prevista END SCREEN e A Da HHW S y HHV i FLEXIBLE BOARD F Esempio di ponte semi integrale svedese con fondazioni su pali V gverket 1996 In accordo con le normative svedesi la massima lunghezza del ponte compresa tra i 60 90 m se eseguiti in calcestruzzo e di 40 60 m se in struttura mista acciaio calcestruzzo La lunghezza effettiva viene stabilita in relazione alla latitudine della struttura e sulla base delle massime fessurazioni accettabili nella pavimentazione soprastante il terrapieno di approccio Rosell 2003 citato in Kerokoski 2006 Il terrapieno di approccio si assume essere drenato in modo che l eventuale congelamento non cambi significativamente le propriet meccaniche del terreno 40 Le solette di approccio a
279. rmarsi ossia non vincolato viene definita dalla relazione AL Lo ar AT Dove e AL variazione di lunghezza dell elemento provocata dalla variazione termica m e Llo lunghezza dell elemento in deformato m e a coefficiente di dilatazione termica del materiale C e AT variazione di temperatura C Nel caso in cui invece l elemento sia vincolato ad entrambe le estremit ad esempio dalle spalle ed i pali di fondazione nell impossibilit di dilatarsi o contrarsi a causa delle variazioni termiche nascer rispettivamente una forza di compressione o trazione baricentrica nell elemento l intensit di tale forza pu essere calcolata con la relazione F Aciem Eelem ar AT Dove e F forza indotta dalla deformazione termica impedita N e A jem area della sezione trasversale dell elemento mm e Esem Modulo di Young del materiale che costituisce l elemento MPa e coefficiente di dilatazione termica del materiale C e AT variazione di temperatura C L area della sezione trasversale dell elemento un dato di input noto cos come il modulo di rigidezza del materiale del quale si dovr tenere in conto l eventuale viscosit nel caso del calcestruzzo 165 Il coefficiente di dilatazione termica viene fissato per i diversi materiali dalle NTC 08 83 5 7 Coefficienti di dilatazione termica a temperatura ambiente Il range di variabilit del coefficiente di dilatazione sar quindi 1
280. rnia Yolo Loam terreno di tipo argilloso In alternativa si pu calcolare la rigidezza delle molle in oggetto considerando la spinta passiva del terreno con andamento lineare in funzione della profondit della quota dividendola quindi per lo spostamento necessario per attivare tale condizione di spinta passiva Il valore di tale spostamento pu essere reperito dalla tabella C 2 Annex C EN 1997 1 2004 Tra parentesi sono riportati i valori degli spostamento necessario per attivare il 50 della spinta passiva Kind of Volh V h wall movement loose soil dense soil Sh a 5 0 9 to 3 0 5 to 10 1 5 6 1 0 is the wall motion to mobilise passive earth pressure is the height of the wall Tab C 2 Rapporto spostamento orizzontale altezza necessario per attivare la spinta passiva Annex C EC7 63 _1 sing P 1 sing 1 2 P pyH B P Kspalta 7 p Tale valore andr poi diviso a met ed assegnato ad entrambe le spalle comportamento compression only K spala 2 Pspinta Pw K spalla 2 K palo K palo Schematizzazione del modello numerico adottabile per l analisi modale della struttura 64 per simulare un 4 Trave Prefabbricata REticolare Mista PREM 4 1 Introduzione Nell ottica di voler progettare una tipologia di ponte il pi economica possibile in termini di costruzione esercizio e mantenimento si pensato di utilizzare materiali edili prefabbricati in modo tale da conseguire tutta una ser
281. rrenti longitudinali inferiori e superiori mentre v rappresenta il contributo dovuto alla deformabilit a taglio relativo all accorciamento allungamento delle aste di parete Considerando una trave in semplice appoggio con carico simmetrico il contributo tagliante alla freccia in mezzeria si pu calcolare con Mo G Aw Vt Dove Mo rappresenta il momento nella sezione in mezzeria G il modulo di elasticit tangenziale e A l area dell anima equivalente definita come cot 0 cot 0 Aw 2 6 Aa Sin 0 Aaz sin 0 In cui gli angoli 6 e 0 sono gli angoli riferiti agli elementi diagonali ed A e Ag sono le rispettive aree Per tener conto della fessurazione del calcestruzzo che interviene durante la Fase1 si dimezza il modulo elastico del calcestruzzo risultati analitici semplificati mostrano buona aderenza con le frecce del modello numerico Le frecce in campata relative alla Fase2 vengono lette direttamente dal modello numerico La rigidezza dell impalcato tiene conto sia della fessurazione dello zoccolo pregettato che degli effetti della viscosit del calcestruzzo Si considera la freccia relativa alla combinazione SLE Rara pi gravosa che sommata al freccia di Fase1 verr confrontata con la freccia limite 1 250L 238 Il secondo confronto viene valutato sulla freccia relativa ai soli carichi mobili confrontata con il valore 1 500L Il problema della deformabilit della struttura dovr comunque es
282. ructures with simply supported decks primarily because deck joints have allowed salty water to leak through to piers and abutments In principle all bridges shall therefore be designed as continuous over intermediate supports un less special circumstances exist BA 42 96 1 1 Expansion joints in bridge decks are prone to leak and allow the ingress of de icing salts into the bridge deck and substructure thereby resulting in severe durability problems To overcome these problems bridge decks up to 60 metres in length and with skews not exceeding 30 are generally required to be continuous over intermediate support and integral with their abutments BD 57 01 2 3 In principle bridges with lengths not exceeding 60m and skews not exceeding 30 shall in addition be designed as integral bridges with abutments connected directly to the bridge deck without movement joints for expansion or contraction of the deck Where the designer considers the either this form of construction known as integral construction or a continuous structure is not appropriate for instance where large differential settlements are anticipated or where an 31 exceptionally high end restrain could result in unacceptable stress or deformation in the deck articulated construction may be used with the agreement of the Overseeing Organization Grazie a queste prescrizioni normative il numero di ponti integrali nel Regno Unito in continua espansione come ci dimost
283. ruzzo stato realizzato utilizzando un modello di danno a fessurazione diffusa del tipo Total Strain Rotating Crack Model comportamento elasto plastico incrudente dell acciaio stato modellato con il criterio di rottura di Von Mises Per una trattazione pi esaustiva riguardante la modellazione numerica effettuata si rimanda al Rapporto di ricerca Assoprem 2007 2009 Conclusioni risultati numerici mostrano buona aderenza con quelli sperimentali La resistenza sviluppata dalle travi a puntoni verticali anche dal punto di vista numerico maggiore rispetto a quelle con puntoni obliqui In campo lineare dominante la rigidezza del calcestruzzo e l effetto del traliccio differenziandosi a seconda della tipologia e dimensioni si sviluppa solo in campo non lineare Tutte le travi si rompono con la formazione di un meccanismo resistente del tipo arco tirante con crisi fragile dal lato del calcestruzzo Da tale studio numerico si conclude che i meccanismi che si instaurano nelle travi reticolari miste non possono essere assimilabili a quelli delle ordinarie travi in c a per le seguenti peculiarit costruttive che contraddistinguono le travi PREM Traliccio metallico saldato in acciaio liscio il traliccio metallico non solo deve resistere a taglio ma deve anche saper sopportare gli scorrimenti tra fondello e calcestruzzo La rigidezza delle connessioni fa si che in questi punti si abbiano importati livelli di sol
284. s TE1 Output CSys Element Local CSys 82 19 30048 EN Deformazioni nella direzione principale di trazione IH Partaliy open 0 000 290 874 581 749 972 623 1163 498 loading II __r li__ _ Partially open unloading 0 Fully open loading Fully open unloading Closed C Nocrackyet UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear Non linear 0 4 HO Plane Stress Crack Status Output CSys Non applicable Crack Status allo stadio considerato 132 Step 21 Spost 4 54mm F 156kN Resistenza ultima a taglio Sxx Nimme2 0 000 290 874 581 749 972 629 1163 498 MEEA IA 1nz11gg __ __ amp _ __ b Td 3 68692e 002 30 3 52756e 002 3 36818e 002 D SR 3 20882e 002 43 04945e 002 Ras 2 89008e 002 9a 2 73072e 002 Se 2 57135e 002 2 gt 2 41 138e 002 2 25262e 002 2 09325e 002 1 93388e 002 1 77452e 002 1 61515e 002 Ei 1 455786 002 1 29642e 002 1 137056 002 9776856 001 8 18318e 001 6 58952e 001 4 395852 001 3 40218e 001 ia 80852e 001 2 14850e 000 1 37882e 001 2 97248e 001 dna 56615 001 6 15982e 001 7 753486 001 19 347 1 5e 001 1 09408e 002 1 25345e 002 21412818 215 1731556 1 830 e0200 12 20965e 002 tahitia 3939 CARRA a D 1 L I de T i 1 2 S COP aria aa Aad Aan t imimiofutniola PoRSSaRa Si Ppoppor EncolLotninin PPP bo UNIT N mm DATA Non linear Structural Nonlinear N
285. sere messo in relazione allo smaltimento delle acque piovane e quindi alla pendenza longitudinale e trasversale del piano carrabile Nel caso in esame entrambi i controlli risultano verificati Nell ottica di voler realizzare travi PREM per ponti di luce maggiore la verifica di deformabilit in Fase1 potrebbe essere una verifica critica a meno di non progettare una contromonta iniziale sufficiente ad annullare la deformazione elastica della reticolare Freccia in mezzeria allo sle c rara Metodo anima num equivalente 03 Correnti inf lato mm 520833 3333 deformabilit flex mm deformabilit tagl mm freccia Fasel analitica mm Beam Disp D mm da cc INI 14 6563x10 Bm 1590 0 3407 1 0513 1 7820 24T 2T 3 16 3 8940 4 6047 SHH 6 0251 amp T36T 7 0921 Bm 1827 Massimi abbassamenti DZ dovuti ai carichi veicolari 239 Ponte sul Fiume Meolo Fasel 32 24 mm Fasel 33 14 mm modello numerico 1 620 met anima equiv 1 603 Fase2 SLE Rara o Fase2 SLE Rara Li 1 1402 1 1402 Fase 1 Fase2 5204 Fase l Fase2 AAN 1 430 1 422 7 1 mm 7 1 mm Fase2 carichi mobili Fase2 carichi mobili 1 2816 1 2816 6 11 2 Controllo delle tensioni SLE SLE deformazioni Il controllo delle tensioni in Fase1 viene eseguito con lettura degli stress sul modello numerico In Fase2 le tensioni vengono determinate con il metodo n implementato nel software VCA SLU del Prof Gel
286. sezione a T Le geometrie della sezione verranno presentate successivamente nei paragrafi dedicati al predimensionamento e verifica della trave PREM RH 80 Ao 1 5 10 mm u 6500 mm h 461 mm fx 32 MPa k 0 71 Ec 0 265 10 E i 00188 10 Il secondo termine rappresentato dal ritiro autogeno Tale contrazione del materiale dovuta ai prodotti di idratazione che presentano un volume inferiore rispetto a quello occupato dai reagenti costituiti dall acqua e dal cemento anidro Il valore medio a tempo infinito della deformazione per ritiro autogeno pu essere valutato mediante l espressione con fex in MPa Eca 2 5 fek 10 107 La deformazione per ritiro autogeno a tempo infinito sar quindi data lF 32 MPa Eca oo 55 10 La deformazione totale da ritiro sar data quindi es 0 188 1073 55 1076 2 40 1074 Poich la struttura reticolare della trave PREM simmetrica rispetto all asse orizzontale la posizione del baricentro nella sezione ideale omogeneizzata non cambier non si formeranno quindi momenti flettenti L azione da ritiro nel modello fem viene immessa come una variazione termica uniforme dell elemento pari a 20 C come attributo dei nodi che descrivono gli elementi strutturali soggetti a ritiro il coefficiente di dilatazione termica assunto 12 10 C 160 Considerazioni sul ritiro in Ponti Integrali Il ritiro che pi int
287. sp D XYZ mm Plate Disp D XYZ mm mm 16 3058x103 Bm 793 mm 122 9321x10 Pt 379 Nd 845 15 4906x 10 116 9567x10 105 0059x 104 93 0550x105 81 1042x105 69 1533x105 57 2025x10 45 2516x105 33 3008x10 21 3499x105 9 3991x 10 3 4237x10 Pt 178 Nd 118 13 8600x 10 12 2294x10 10 5989x 10 8 9683x10 7 3378x10 5 7072x10 4 0766x10 2 4461x10 815 5341x10 255 1170x10 Bm 274 Instabilit locali delle aste di parete a 8 27 Il primo carico critico di instabilit di tipo globale che coinvolge i correnti superiori compressi della reticolare si ha con un moltiplicatore a 10 39 ed esclude un instabilit di tipo torsionale Tale risultato si giustifica grazie alla disposizione delle aste di parete pi esterne possibile per aumentare la rigidezza torsionale e flessionale attorno all asse debole della trave Beam Disp D XYZ mm Plate Disp D XYZ mm 29 0307x107 Bm 387 e 9 5271 x103 Pt 363 Nd 829 27 5818x10 x10 24 6841x10 8 2105x10 21 7864x10 7 3327x10 18 8886x10 6 4550x10 15 9909x 10 5 5773x10 13 0932x103 4 6996x10 10 1954x103 3 8219x10 7 2977x10 2 9441x10 4 4000x10 2 0664x10 1 5023x 10 1 1887x10 53 3921x104 Bm 520 749 8323x 10 Pt 5 Nd 20 Instabilit globali del trave PREM che coinvolgono il corrente superiore compresso a 10 39 218 Le NTC 08 al capitolo 4 2 3 4 affermano che l analisi globale pu condursi con la teoria del primo ordine nei c
288. spetto e per sosta di emergenza nonch gli eventuali marciapiedi non protetti e di altezza inferiore a 20 cm tenuto conto che la larghezza di ingombro convenzionale stabilita per ciascuna colonna in 3 00 m In ogni caso il numero delle colonne non deve essere inferiore a 2 a meno che la larghezza della sede stradale sia inferiore a 5 40 m La disposizione dei carichi ed il numero delle colonne sulla carreggiata saranno volta per volta quelli che determinano le condizioni pi sfavorevoli di sollecitazione per la struttura membratura o sezione considerata Per i ponti di 1 Categoria si devono considerare compatibilmente con le larghezze precedentemente definite le seguenti intensit dei carichi Tab 5 1 1 1 5 Tabella 5 1 II Intensit dei carichi Qix e qix per le diverse corsie 2 Altre corsie Per i ponti di 2 Categoria si devono considerare sulla Corsia N 1 un Carico asse Qik 240 kN ed un carico distribuito qix 7 20 KN m Sulle altre corsie vanno applicati i carichi associati ai ponti di 1 Categoria Per i ponti di 3 Categoria si considera il carico associato allo Schema 5 folla compatta applicato con la disposizione pi gravosa per le singole verifiche Ai fini della verifiche globali di opere singole di luce maggiore di 300 m in assenza di studi specifici ed in alternativa al modello di carico principale si disporr sulla corsia N 1 un carico qua sulla corsia N 2 un carico quo sulla corsia N
289. sta volta valutata nel piano orizzontale Diversamente nel caso di nodi spostabili la lunghezza d onda sar maggiore dell interasse delle aste di parete a b Instabilit con deformazione flessionale del traliccio di anima a e con torsione della sezione trasversale b Savoia e Vincenzi 2009 Instabilit con deformazione flessionale del corrente superiore con traliccio di anima indeformabile 1 e deformabile 2 Savoia e Vincenzi 2009 L analisi di instabilit globale del corrente compresso dovr quindi valutare la rigidezza del corrente compresso stesso ma anche quella relativa al traliccio di anima ed al fondello Nel caso in esame 217 l altezza e la larghezza del fondello prefabbricato dovranno essere limitate il pi possibile per contenere il peso della trave in Fase0 fase di trasporto e messa in opera Si costretti ad utilizzare pertanto aste di parete verticali agir la rigidezza flessionale delle aste di parete Preliminarmente si effettuata un analisi di Linear Buckling al fine di calcolare per via numerica il carico critico elastico della trave per il primo modo di instabilit globale visualizzando inoltre la corrispondente deformata se di tipo flessionale o flesso torsionale Da tale analisi si pu constatare che i primi moltiplicatori critici elastici siano relativi a fenomeni di instabilit locale delle aste di parete compresse in particolare la seconda a 8 27 Beam Di
290. stadio considerato 127 unloading Closed C No crack yet Step19 spost 2 65mm F 495kN Resistenza ultima a taglio 4 3 56760e 002 0 000 290 874 501 749 872 623 1163 498 ua 33 22300002 a u _ TE 3 280362 002 VIA 45 9931 1e 002 UNIT N mm gt 2 84948e 002 DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 475 REINFORCEMENT BAR HIGH Ste Output CSys Element Local CSys 2 70586e 002 2 56224e 002 Tensioni sugli elementi Reinforcement 2 41861e 002 2 27499e 002 2 13136e 002 1 98774e 002 1 84412e 002 2 1 70049e 002 1 55687e 002 1 41324e 002 1 26962e 002 1 12600e 002 do 19 82372e 001 8 38749e 001 6 95125e 001 5 51501e 001 4 07877e 001 2 64253e 001 1 20629e 001 2 299508 000 1 66619e 001 3 10243e 001 4 53867e 001 5 974918 001 7 41115e 001 8 84739e 001 1 02636e 002 1 17199e 002 1 31561e 002 1 45923e p02 1 602666 1 746486 esi 59011e 002 2 03373e 002 LETTE IEE IENE IEE E Patatet tta tata atat TETTETETT ERSSESS SEE lemleyi EER Henke ko VELIA RE iulaFuoimimiaoiat PPP 8 i ppopbopbb oinuola BE P2 Mimm 2 2 69412e 000 1 63867e 000 5 83231e 001 AR 72213e 001 6 1 52766e 000 og 2 58310e 000 3 63854e 000 4 69399e 000 5 74943e 000 6 80487e 000 7 86031e 000 8 91576e 000 9 97120e 000 1 102662 001 1 20821e 001 1 31375e 001 1 41930e 001 56 1 52484e 001 1 63039e 001 C
291. struzzo introducendo per la prima volta il concetto di ponte integrale per strutture lunghe complessivamente non pi di 60 m e con un inclinazione in pianta non superiore a 30 30 Le prescrizioni circa la progettazione di ponti integrali venne completata nel 1996 con l emanazione del BA 42 The Design of Integral Bridge Tale norma definiva carichi e movimenti termici da utilizzare nella progettazione di questa tipologia di ponte nonch alcuni alcune indicazioni sui dettagli costruttivi da adottare Seguirono quindi nel 1997 una guida per il progetto di ponti integrali e due pubblicazioni che riportano esempi applicativi edite tutte e tre dallo Stee Construction Institute SCI Fu immediatamente chiara l importanza del muro di sostegno posteriore alle spalle nella statica ma soprattutto nello sviluppo di un opera competitiva economicamente Per questo motivo ed in seguito alla progettazione iniziale di dettagli costruttivi non soddisfacenti lo SCI ha realizzato una pubblicazione circa i muri di sostegno da adottare nella progettazione di IAB Nel Regno Unito esiste quindi una normativa abbastanza approfondita e chiara circa l argomento dei ponti integrali Inoltre la normativa stessa che spinge il progettista ad adottare questa tipologia di ponte per la maggior durabilit conseguibile nel momento in cui vengano rispettati alcuni limiti geometrici BD 57 01 2 1 Continuous structures have proved to be more durable than st
292. subisca fenomeni di instabilit il comportamento del materiale sia a compressione che a trazione uguale il criterio di resistenza dovr quindi essere simmetrico La grandezza caratteristica del criterio di resistenza viene stabilit dal limite di snervamento del materiale f rappresentante l esaurimento delle risorse elastiche e l inizio delle deformazioni plastiche irreversibili per l elemento criteri pi utilizzati in letteratura per rappresentare l acciaio sono il Criterio di Tresca Criterio della massima tensione tangenziale oppure il Criterio di Von Mises Criterio della massima energia di distorsione L utilizzo del criterio di Von Mises ha il vantaggio di possedere un dominio di resistenza regolare senza spigoli che potrebbero far insorgere problemi di convergenza numerica Il criterio considera come crisi del materiale l energia di deformazione del tensore deviatorico Di seguito viene proposta la descrizione del criterio di resistenza proposta dal Prof Carpinteri nel testo Scienza delle Costruzioni 1 Partendo dall energia di deformazione per unit di volume in funzione del primo e secondo invariante della tensione si ha che 1 Y pUf ZJC Poich il primo invariante del tensore deviatorico sempre nullo per definizione la relazione dell energia di deformazione si semplifica 1 Da E Jua Jia rappresenta il secondo invariante deviatorico e vale Jua 01 0 02 1
293. tati in Fase1 con la trave in schema isostatico Appare quindi evidente che in situazioni a grande pericolosit sismica un ponte integrale debba essere risolto con una trave mista acciaio cls ordinaria sacrificando la durabilit del ricoprimento di calcestruzzo a fronte di una maggior leggerezza La reale competitivit delle travi PREM si avr pertanto per tutte quelle soluzioni che prevedono gi l adozione di masse di calcestruzzo importanti come i sottopassi In letteratura si possono vedere alcune soluzioni progettuali di questo tipo in cui le travi PREM vengono accostate una all altra formando un solettone In questo caso si avr l enorme vantaggio di avere strutture autoportanti gi prima del getto e quindi non si dovr ricorrere a puntellazioni 258 Gli altri enormi vantaggi sono relativi alla veloce messa in opera delle travi unita alla sicurezza di dare immediatamente agli operatori in cantiere un piano di lavoro sicuro Le eventuali problematiche sono rappresentate dall inserimento delle armature di ripartizione trasversali e dalla casseratura delle sponde laterali Una soluzione alternativa per impalcati con travi singole volendo comunque ricorre a travi PREM potrebbe essere quella di dare alla struttura una geometria ad arco a Pet sile rotti TNI A PI L A pE LEN ART Ponte Parco Ausa RIMINI elementi prodotti da EdilRipa www edilripa it Cos facendo si potrebbero sfruttare appieno le carat
294. tazione delle deformazioni viscose mediante l adozione di un modulo elastico fittizio E pi co 1 t t0 162 e E o modulo elastico del calcestruzzo a 28 gg e tto coefficiente di viscosit e u perimetro a contatto con l atmosfera e to et del calcestruzzo espressa in giorni al momento dell applicazione del carico e t et del calcestruzzo all istante considerato Il coefficiente di viscosit dipende dall umidit relativa dai giorni intercorsi dal getto prima della messa in carico dalla resistenza caratteristica media a compressione del calcestruzzo ed infine dallo spessore fittizio Tale valore secondo le NTC 08 viene estrapolato dalla seguente tabella i E IA 4 A 9 2 giorni UYINI N mr DO DO J gt th Tabella 11 2 VI Valori di to Atmosfera con umidit relativa di circa il 75 La condizione per l applicazione di questi metodi semplificati prevedono che la tensione del calcestruzzo al Momento della messa in carico non sia superiore a 0 45 fx Diversamente dall EC4 5 4 2 2 le NTC 08 non prevedono coefficienti correttivi W in funzione del tipo di azione senza distinzioni tra carichi permanenti o da ritiro Per il calcolo del coefficiente di viscosit si fa sempre riferimento alla sezione di impalcato afferente ad una singola trave I valori che si sono assunti per determinare il coefficiente di viscosit sono RH 80 Ao 1 625 10 mm u 6500 mm
295. te Incertezza sul comportamento Alcuni aspetti come l interazione tra terreno spalle e terreno palo di fondazione devono ancora essere completamente investigati In relazione proprio a questa incertezza esistono pi interpretazioni circa la modellazione di questi aspetti Mancanza di normative In Italia come in molti altri paesi europei mancano normative che coprano questa tipologia strutturale Si dovr perci ricorrere a criteri generali di progettazione o sfruttare le norme presenti in altri paesi 53 3 3 Classificazione dei Ponti Integrali Per la classificazione delle diverse tipologie di ponte integrale si fa rifermento alle Standards del Regno Unito in particolare all inserzione BA 42 96 emendamento num 1 volume 1 Highway Structures Approval Procedures and General Design sezione 3 General Design parte 12 All interno di queste normative che rappresentano uno dei pochi rifermenti prescrittivi in Europa in materia di ponti integrali vengono indicate quattro possibili modelli di ponti integrali Ponte integrale con struttura a telaio Frame Abutment La struttura del ponte pu essere assimilata a quella di un telaio Le spalle del ponte sono dimensionate sia per trasferire i carichi verticali sia per la spinta orizzontale del terreno di riempimento e dei carichi sulla soletta di approccio Le spalle sono collegate rigidamente all impalcato allo scopo di trasferire momenti flettenti e sollecitazioni norm
296. te ad un sovradimensionamento delle aste di parete Partendo da questo punto si voluto compiere uno studio di dettaglio sullo stato dell arte del meccanismo resistente a taglio nelle travi reticolari miste che verr proposto successivamente 73 74 5 Analisi di dettaglio Resistenza a Taglio delle travi reticolari miste 5 1 Introduzione Come gi anticipato uno dei punti critici della progettazione e verifica delle travi PREM riguarda il comportamento a taglio in condizioni ultime di rottura Tale problema riguarda in particolare le travi in categoria A che la normativa classifica come travi miste la cui resistenza al taglio viene interamente assegnata alla sezione in acciaio Questa procedura porta chiaramente ad un sovradimensionamento anti economico dell armatura a taglio Tale metodo progettuale che affida tutto al taglio alla parte di acciaio potrebbe inoltre spostare la crisi dell elemento sul puntone compresso di calcestruzzo specialmente quando questo non associato ad un elemento metallico caso del puntone verticale di anima Minelli e Riva 2009 La verifica sulla biella compressa di calcestruzzo inoltre non prevista per le travi miste e questo risulta essere un ulteriore elemento di pericolo Si passano ora brevemente in rassegna i modelli analitici presenti in letteratura e proposti da vari autori per la stima del carico critico a taglio per una trave PREM Alcuni di questi studi sono stati supportati anche da
297. te armatura inferiore nel caso in cui il terreno non offrisse pi sostegno verticale a causa dei cedimenti In alternativa sono realizzabili applicazioni geotecniche atte a consolidare il terreno dietro alla spalla 61 3 5 Interazione terreno struttura comportamento dinamico L interazione terreno struttura ha particolare importanza anche nella risposta dinamica della struttura dal momento che la domanda di spostamento durante l evento sismico del ponte in direzione longitudinale viene negata dal terreno dietro alla spalla La modellazione quindi dell interazione terreno struttura diventa fondamentale per una rappresentazione verosimile del comportamento sismico dell infrastruttura Tale modellazione per estremamente complessa in relazione al comportamento non lineare del terreno Attualmente la maggior parte delle indicazioni progettuali ATC 1996 AASHTO 2004 richiede la modellazione di tale interazione mediante un numero finito di molle lineari con una certa rigidezza traslazionale Per tener in conto il contributo di rigidezza offerto dal terreno di riempimento in condizioni di spinta passiva dietro alla spalla la formulazione pi utilizzata viene reperita dalle indicazioni di progetto proposte dal dipartimento di trasporti della California Caltrans Seismic Design Criteria 2006 Tale formulazione si basa sulla curva bilineare carico spostamento ottenuta da sperimentazioni con muri di sostegno su scala reale realizzate alla U
298. tegoria ponti per il transito dei carichi mobili sopra indicati con il loro intero valore 2 Categoria come sopra ma con valori ridotti dei carichi come specificato nel seguito 3 Categoria ponti per il transito dei soli carichi associati allo Schema 5 passerelle pedonali Sul manufatto dovr essere applicato un contrassegno permanente chiaramente visibile indicante la categoria e l anno di costruzione del ponte L accesso ai ponti di 3 Categoria di carichi diversi da quelli di progetto deve essere materialmente impedito Il transito di carichi eccezionali il cui peso sia totale che per asse ecceda quelli previsti per la relativa categoria di progettazione dovr essere autorizzato dall Ente proprietario della strada secondo le vigenti norme sulla disciplina della circolazione stradale Se necessario il progetto potr specificatamente considerare uno o pi veicoli speciali rappresentativi per geometria e carichi asse dei veicoli eccezionali previsti sul ponte Detti veicoli speciali e le relative regole di combinazione possono essere appositamente specificati caso per caso o dedotti da normative di comprovata validit Disposizione dei carichi mobili per realizzare le condizioni di carico pi gravose NTC 08 85 1 3 3 5 Il numero delle colonne di carichi mobili da considerare nel calcolo dei ponti di 1 e 2 Categoria quello massimo compatibile con la larghezza della carreggiata comprese le eventuali banchine di ri
299. teristiche dei materiali acciaio e calcestruzzo conferendo alla struttura anche un estetica pi gradevole Le problematiche relative alla progettazione di una simile struttura risiederebbero nella valutazione della stabilit della trave durante la fase di getto in funzione della distribuzione del calcestruzzo all interno del cassero In secondo luogo nel progetto di opere di fondazione decisamente superiori ai classici dimensionamenti per i ponti integrali come conseguenza della spinta orizzontale dello schema statico Chiaramente la realizzazione di elementi prefabbricati ad arco pronti per il getto di completamento successivo prevede l adozione di spondine laterali e fondello in acciaio Corten che riusciranno a garantire la durabilit alla corrosione ma non la protezione al fuoco 259 260 Bibliografia Normativa di Riferimento e Building Code Requirements for Structural Concrete ACI 318 05 and Commentary ACI 318R 05 American Concrete Institute e CNRT DT 204 2006 Istruzioni per la Progettazione e l Esecuzione ed il Controllo di strutture di Calcestruzzo Fibrorinforzato Consiglio nazionale delle Ricerche e DMRB Volume1 Section 3 Part 7 BA57 01 Design for durability e DMRB Volume1 Section 3 Part 12 BA42 96 The design of integral Bridges e UNI ENV 1991 1 4 Azioni in generale Azioni del vento 2005 e UNI ENV 1991 1 5 Azioni in generale Azioni termiche 2003 e UNI ENV 1993 1 1 Regole gene
300. ticale Si pu notare come i due contributi dei singoli materiali acciaio e calcestruzzo non siano in realt simultanei ma sequenziali Alla fessurazione del calcestruzzo si potranno per assumere come validi unicamente i meccanismi resistenti secondari del calcestruzzo La formulazione proposta dall EC2 1993 per il contributo del calcestruzzo da sommare all acciaio fa riferimento appunto a questi contributi effetto pettine ingranamento spinotto precompressione L autore considera come validi unicamente i meccanismi arco tirante e corrente superiore compresso escludendo il meccanismo a spinotto in quanto il tirante formato dal fondello nel caso delle travi REP NOR esterno alla sezione e collegato alla stessa solamente dai tralicci d anima che fungono da connettori Considera come contributo del calcestruzzo la resistenza a taglio del corrente compresso di calcestruzzo ovvero la risultante delle t sul calcestruzzo ancora integro proponendo come relazione Vea Vea 0 1 fea bw x 717 Dove x rappresenta la profondit dell asse neutro Meccanismo resistente prossimo al collasso per la valutazione del contributo del calcestruzzo Tesser 2009 Per completare la verifica a taglio bisogna verificare il puntone compresso di calcestruzzo A favore di sicurezza si trascura il contributo dell acciaio compresso 0 9d cot0 cota Vra 2 0 85 fcaPw 1 n cot20 La resistenza a taglio di progetto sar quindi
301. tiche del terreno di fondazione le luci massime del ponte o l inclinazione in pianta dell impalcato Il Maine lo stato che da pi tempo utilizza i ponti integrali dal 1983 ha costruito circa 60 ponti integrali met in calcestruzzo e met in acciaio ed oggi circa il 75 delle nuove progettazioni si basa sul concetto di ponte senza giunti Nel 1993 il Maine Department of Transportation inserisce le linee guida per la progettazione di ponti integrali nel proprio Bridge Design Manual Il secondo stato che utilizza maggiormente i ponti integrali il Massachusetts con 31 ponti costruiti dal 1991 Il Massachussets Highway Department ha inserito i ponti integrali all interno del proprio Bridge Manual nel 1999 Gli altri quattro stati del New England possiedono una minore esperienza ed infatti le linee guida per la progettazione sono ancora in fase di redazione Vermont oppure vengono adottate quelle di stati confinanti pi esperti come Maine o Massachussets New Hampshire Rhode Island e Connecticut Attualmente i limiti geometrici per i ponti integrali nel New England possono essere riassunti nella seguente tabella Span Lenght Steel Concrete ft m Angle m Connecticut 2 Mame 20 6 33 1 330 101 590 180 300 91 600 183 o 330 101 New Hampshire 60 13 Rhode Island No limit No Limit No Limit No Limit No Limit Vermont 330 101 590 180 Tabella con i limiti geo
302. tit dello spostamento imposto dipende dalla geometria della trave considerata i valori sono ricavabili dalle curve carico spostamento proposte successivamente Lo schema di iterazione scelto per l analisi non lineare quello di Netwon Raphson con criterio di convergenza di tipo energetico Belletti et al 2011 basato sul rapporto tra la norma delle forze interne e lo spostamento prodotto dall interazione corrente e la norma delle forze interne e lo spostamento prodotto all inizio dello step di carico La tolleranza stata posta uguale a 10 Per ogni prova sperimentale modellata si riportano le geometrie caratteristiche e le curve carico spostamento ottenute con l analisi numerica In tali curve si evidenziano 4 stadi considerati come rappresentativi della prova di carico Tali stadi sono rispettivamente 1 Sviluppo fessurazione verticale di tipo flessionale cerchio grigio 2 Snervamento della prima asta di parete tesa cerchio rosso 3 Resistenza ultima a taglio della trave cerchio arancio 4 Resistenza post rottura trave cerchio verde Per questi punti successivamente si riportano i contour riferiti a 1 Tensioni degli elementi reinforcement rappresentanti il traliccio di acciaio visualizzazione snervamento acciaio 2 Tensioni lungo la direzione principale di compressione visualizzazione dell effetto arco 3 Deformazioni lungo la direzione principale di trazione localizzazione delle fessurazioni nel
303. tiva resistenza ultima della trave permettendo la decomposizione dei contributi del calcestruzzo e dell acciaio La verifica come sezione mista acciaio calcestruzzo attualmente indicata dalla normativa per la verifica a taglio significativa per la condizione post rottura che viene comunque sottostimata Questo a conferma ancora una volta dell impostazione eccessivamente cautelativa della normativa Di seguito si propone una tabella riassuntiva con le conclusioni appena evidenziate TRAVE 1 TRAVE 2 TRAVE 3 TRAVE 4 Sezione in C A Snervamento 102 Snervamento 111 Snervamento 89 Snervamento 91 DM 08 Resistenza Ultima 88 Res Ultima 96 Res Ultima 81 Sezione C A Res Ultima 102 Snervamento 94 n si ACI 318 05 Cls 47 Acciaio 53 Cls 55 Acciaio 45 j 0 Sezione mista DM O8 Res Post Rottura 82 Res Post Rottura 86 Res Post Rottura 76 Res Post Rottura 87 I modelli numerici sviluppati nello studio preliminare necessitano comunque della validazione sperimentale dal momento che solo sperimentalmente l ipotesi di aderenza perfetta tra acciaio e calcestruzzo relativa all uso di elementi reinforcement pu essere comprovata Nel caso che questa ipotesi non sia soddisfatta si pu procedere ad una riduzione del modulo elastico dell acciaio per simulare una maggior deformabilit del sistema oppure ad una modellazione con 147 elementi truss per le armature pi elementi int
304. trice di calcestruzzo Agli elementi armatura possibile poi assegnare una legge elasto plastica che segue il criterio di rottura di Von Mises L utente deve semplicemente rappresentare geometricamente e con adeguate caratteristiche meccaniche le armature senza preoccuparsi della coincidenza dei nodi tra elementi rappresentanti armatura ed il calcestruzzo poich il software proceder in automatico a calcolare le intersezioni tra i diversi elementi Questa modellazione presenta due enormi vantaggi Il primo la facile realizzazione della mesh che avviene in modo quasi automatico Il secondo rappresentato dalla regolarit dei singoli elementi costituenti la mesh a beneficio dell onere di calcolo successivo L ipotesi di base che permette l utilizzo di questi elementi rappresentata dalla perfetta aderenza tra calcestruzzo e armatura Nel momento in cui gli scorrimenti tra questi assumono valori non trascurabili necessario cambiare tipologia di modellazione utilizzando elementi truss con interposti elementi interfaccia tra acciaio e calcestruzzo Come gi anticipato i modelli costitutivi dei materiali sono quelli descritti precedentemente si riporta di seguito una tabella con i valori utilizzati 112 E MPa 28025 E 02 Model Type Total Strain Crack model Model Type f C t a ho o m Thorenfeldi Le piastre di carico e appoggio sono state modellate sempre con elementi plane stress ad 8 nodi considerate composte da
305. tta modellazione del processo fessurativo e di schiacciamento del calcestruzzo all aumentare delle deformazioni Di seguito si propone una descrizione sintetica tratta dal manuale del software Midas FEA Analysis and Algorithm dei modelli costitutivi e leggi tensione deformazione assunte Modellazione del calcestruzzo Total strain crack model Dal punto di vista fisico la fessurazione comporta il distacco rottura di materiale e lo sviluppo di nuove porzioni libere di superficie flussi tensionali risultano quindi interrotti dalla fessura nascente e ne conseguir una ridistribuzione tensionale nella data sezione Tale cambiamento non riguarda solamente la sezione fessurata ma anche le sezioni limitrofe Vi sar infatti un tratto dell elemento di lunghezza finita che cambier la sua rigidezza e quindi muteranno ridistribuendosi anche le sollecitazioni su tutto l elemento strutturale Elementi fondamentali della modellazione numerica risultano quindi la corretta previsione dell insorgere della fessura ed una verosimile evoluzione della stessa al crescere delle deformazioni Esistono due grandi famiglie per la modellazione della fessurazione del calcestruzzo i modelli continui ed i modelli discontinui 99 I modelli discontinui Discrete Crack Model rappresentano fisicamente la fessura separando gli elementi finiti ed andando a creare nuovi nodi nella mesh Nei modelli continui Smeared Crack Model invece si assume che le crepe si
306. ttato compresi i reggi staffe Di seguito si riporta una tabella con la composizione delle fessurazioni per le due combinazioni di carico da verificare secondo normativa vengono e le tabelle di verifica relative alle diverse fasi di vita della struttura Nota il momento flettente relativo alla combinazione di carico frequente pari a M 1533 kNm Ponte sul Fiume Meolo A Ampiezza media mm 0 162 SLE fessurazione ori Ampiezza media mm 0 125 Combinazione Frequente Ampiezza media mm 0 287 i 0 162 SLE fessurazione Quasi Di Ampiezza media mm 0 022 Permanente F Ampiezza media mm 0 184 246 Fessurazione Fase1 Propriet caesiruzzo Propriet acciaio fel nn n Tsi Fessurazione Fase2 Comb BRE Propriet calcestruzzo amo N e salmo S E ina an de m k Sforzo normale alla 1a fess 0 162 mm_ Momento dal modello f e m w 0 125 431 1 Mom 1533 Sforzo normale modello f e m ea ll EEC E ma a ii m A pome Jk voo fs Fessurazione Fase2 Comb QP num Eo E preoa _ 3987 Mo 1 te 250 ser OSE E N i m e Ui X E l Eo ceo 74 mm Ri im C A fctm Ce oos ca ef sal e Jess 247 6 12 Dimensionamento spondine laterali e zoccolo prefabbricati Le spondine prefabbricate laterali hanno la funzione oltre che di sostegno delle lastre predall
307. tto Sy T da utilizzare sia per le componenti orizzontali sia per la componente verticale lo spettro elastico corrispondente riferito alla probabilit di superamento nel periodo di riferimento Py considerata v 82 4 e 3 2 1 con le ordinate ridotte sostituendo nelle formule 3 2 4 n con 1 q dove q il fattore di struttura definito nel capitolo 7 Nel caso in esame di ponte integrale con spalle connesse rigidamente con l impalcato strutture che si muovono nel terreno si assume fattore di struttura unitario Tale valore pu essere reperito dalla seguente tabella presente in normativa Tipi di elementi duttili Pile in cemento armato Pile verticali inflesse Elementi di sostegno inclinati inflessi Pile in acciaio Pile verticali inflesse Elementi di sostegno inclinati inflessi Pile con controventi concentrici Pile con controventi eccentrici Spalle rigidamente connesse con l impalcato In generale Strutture che si muovono col terreno Archi Tabella 7 9 1 Valori di qo NTC 08 7 9 2 1 Spettri di progetto per il ponte sul fiume Musestere 187 Analisi sismica L analisi per la valutazione delle sollecitazioni prodotte dal sisma viene condotta per mezzo di un analisi modale con spettro analisi dinamica lineare NTC 08 87 3 3 1 e C7 3 3 1 Tale analisi prevede l individuazione dei principali modi di vibrare della struttura attraverso un analisi delle frequenze naturali della struttura Il calcolo d
308. ttore di ritenzione di taglio considera l effetto di ingranamento tra le due superfici rappresentanti la frattura De Borst R 2002 Per passare al sistema di coordinate globali si dovr pre moltiplicare le tensioni nel sistema locale per la matrice di rotazione funzione dell angolo d compreso tra l asse x globale e l asse n locale T Oxx uE 0 0 Enn e T 0 E 0 Ess Ty 0 0 pG Yns Nei modelli di fessura ad inclinazione fissa Fixed Crack Model si assume che l inclinazione della prima fessura insorta nel materiale venga mantenuta costante per tutta la storia di carico La presenza per delle tensioni di taglio relative al fattore di ritenzione di taglio composte alle tensioni normali decrescenti pu anche far cambiare l orientazione alla direzione principale di trazione Il software consente di tener conto di questo fenomeno attivando una seconda fessura inclinata di un angolo a 90 Il modello di fessura rotante Rotantig Crack Model prevede invece il continuo aggiornamento delle direzioni delle fessure che seguono le direzioni principali di trazione Come risultato si avranno tensioni tangenziali sempre nulle Modello Fixed Crack Model e Rotating Crack Model Manuale utente online Midas FEA 102 In generale il Fixed Crack Model riflette in modo pi realistico il fenomeno della fessurazione in quanto una volta che si aperta una fessura nel calcestruzzo questa si propagher in quella direzione Il rischio
309. ulazione sia ancora adottabile e rappresentativa rispetto ai parametri geometrici in gioco Probabilmente sarebbe pi adeguata un analisi numerica non lineare per geometria e materiale che tenesse conto oltre che di eventuali imperfezioni della reticolare anche delle condizioni di vincolo agli appoggi delle travi La definizione delle imperfezioni della reticolare non possono comunque prescindere dai processi produttivi in officina e quindi dovranno essere stabilite in concerto con l azienda produttrice degli elementi prefabbricati Le verifiche allo stato limite di esercizio sia in Fase1 che in Fase2 non hanno evidenziato grosse problematiche Progettando per travi PREM per impalcati con luce maggiore potrebbero risultare problematiche le verifiche che riguardano il controllo della fessurazione e delle deformazioni in Fase1 Il problema della deformazione eccessiva pu essere mitigato con l adozione di una contro monta iniziale Nel caso in cui tale accorgimento non fosse pi compatibile con il getto dello zoccolo prefabbricato il cassero della trave si pu costituire con un lamierino in acciaio Corten salvando la durabilit dell acciaio ed eliminando il problema della fessurazione del calcestruzzo Per risolvere il problema della fessurazione si dovr porre attenzione al mix design del calcestruzzo utilizzato per lo zoccolo prefabbricato ed in generale nel particolare costruttivo dello stesso staffe dello zoccolo armatura di pelle e corrent
310. un effetto benefico in quanto riduce gli spostamenti e cos anche le pressioni del terreno sulla spalla in particolare allontana la struttura dalla condizione di spinta passiva del terreno Nel caso invece della contrazione termica a tempo infinito il fenomeno di ritiro accresce la problematica dei cedimenti del terreno dietro alla spalla con possibili rotazioni della soletta di approccio Considerazioni sul ritiro delle travi PREM Un attenta analisi della viscosit e del ritiro nelle travi PREM fondamentale per la garanzia della durabilit della stessa Nelle travi PREM progettate come soluzione di ponte integrale del ponte sul fiume Meolo il fondello in calcestruzzo svolge un fondamentale ruolo di protezione del corrente inferiore della struttura reticolare oltre che avere una minima funzione irrigidente della sezione La fessurazione del fondello corrisponde al fallimento della progettazione nel riguardo di tale elemento strutturale 161 La fessurazione pu insorgere sia per cause statiche sia per fenomeni di ritiro Le cause statiche sono relative alla Fase 1 di autoportanza della trave In questa fase infatti il fondello di calcestruzzo e le armature in esso conglobate costituiscono il corrente teso della struttura reticolare e quindi la struttura pu essere vista come un tirante in calcestruzzo armato La fessurazione causata dal ritiro provocata dall elevata armatura La libera deformazione da ritiro che si svil
311. ungo la direzione principale di trazione 0 000 332 502 665 005 997 507 1330 010 1 93552e 001 1 81455e 001 1 69358e 001 1 57261e 001 1 45164e 001 1 33067e 001 1 20970e 001 1 08873e 001 9 32625e 002 5 46788e 002 7 25818e 002 6 04849e 002 4 83979e 002 3 62909e 002 2 41939e 002 1 20970e 002 0 000008 000 1 O __ E_ Partially open loading Partially open unloading O _ Fully open loading Fully open Crack Status della trave subito dopo la rottura della trave unloading le Closed C No crack yet Il contorur delle tensioni principali di compressione mostra la formazione di un meccanismo ad arco con la formazione di una biella compressa di calcestruzzo che parte dalla piastra di carico arrivando fino alla piastra di appoggio della trave L inclinazione di quest ultima rispetto all asse della trave di 2D ELEMENT STRESS circa 20 0 000 332 502 665 005 997 507 1330 010 01 o rr __ ____ amp 6 P2 Nimm 2 UNIT N mm DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 35 HO Plane Stress SPP20 Output CSys Element Local CSys Tensioni nella direzione principale di compressione step precedente alla rottura 115 3 4 _1 90772e 001 0 6 3 21 180e 000 7 35246e 001 25 1 1 74131e 000 15 8 4 21787e 000 14 2 6 69442e 000 10 5 7 5 T7 9 17098e 000 1 16475e 001 1 41241e 001 1 73199e 001 2
312. uppa nel calcestruzzo infatti contrastata dall armatura che risulta compressa e genera nel calcestruzzo stati tensionali di trazione preesistenti all applicazione dei carichi In tal modo la resistenza apparente a trazione del calcestruzzo risulta ridotta e in presenza di sollecitazioni di tipo statico la fessurazione pu manifestarsi prematuramente Plizzarri e CSP Prefabbricati 2009 Gli studi approntati sul tema si sono orientati non potendo modificare i carichi di esercizio o le percentuali di armatura sul progetto di una miscela di calcestruzzo atta a limitare gli effetti di ritiro sul calcestruzzo In particolare stato effettuato uno studio parametrico sulla quantit e qualit di e Additivi espansivi per contrastare lo stato coattivo di trazione dovuto al ritiro del calcestruzzo e Fibre strutturali per cercare di trasformare il meccanismo di frattura Da una fessurazione localizzata e profonda ad una pi diffusa e con aperture minori 6 4 2 2 Viscosit Diversamente dalle deformazioni da ritiro le deformazioni viscose dipendono oltre che dal tempo anche dal livello di carico Le deformazioni viscose rappresentano l aumento di una deformazione freccia da esempio sotto carichi e tensioni permanenti Il comportamento duale il rilassamento che rappresenta una diminuzione della tensione iniziale con un allungamento deformazione mantenuto costante L approccio normativo delle Norme Tecniche italiane prevede la valu
313. uttore delle travi Cnom Cmin ACaev Si assumono quindi i seguenti valori per i copriferri nominali Elemento Classe di ACdur add strutturale Esposizione mm Soletta i XF4 24 impalcato Pali di XC2 30 fondazione Classe di consistenza del calcestruzzo alala DES DES ee KEREI In relazione agli interferri ed alla dimensione massima degli aggregati si raccomanda una classe di consistenza S5 156 6 4 Analisi dei carichi 6 4 1 Azioni Permanenti Per le azioni permanenti si fa riferimento al paragrafo 5 1 3 1 delle NTC 08 nel quale si precisa che debbono essere tenuti in conto i seguenti contributi 1 Peso proprio degli elementi strutturali e non strutturali g4 2 Carichi permanenti portati g pavimentazione stradale marciapiedi sicurvia parapetti attrezzature stradali rinfianchi e simili 3 Altri permanenti g spinta delle terre spinte idrauliche ecc 6 4 1 1 Carichi permanenti strutturali g1 Il peso proprio delle strutture componenti accessorie dell impalcato delle fondazioni e delle spalle viene considerato automaticamente dal software attraverso la massa strutturale del materiale assegnato all elemento finito Nel caso delle travi PREM poich in Fase1 le sollecitazioni maturano su uno schema statico di semplice appoggio non vi trasmissione di momento flettente sulle spalle carichi di Fasel verranno quindi inseriti nel modello come carichi concentrati verticali sugli appoggi de
314. uzzo 79 180 160 140 420 Z beam 4a 100 o Be 80 beam 4b 60 j theoretical f uncracked model 40 Pi theoretical cracked 20 f model theoretical strength 0o 2 0 9 10 15 20 25 30 Mid span deflection mm Curva carico spostamento in campata delle prove sperimentali per la trave num4 Tesser 2009 Oltre alla modellazione analitica proposta precedentemente in relazione alle Norme Tecniche ed Eurocodici vigenti stato considerato per la stima del carico ultimo anche il modello resistente a taglio trazione del traliccio ad inclinazione variabile R Scotta 2011 Tale modello consente diminuendo l inclinazione della biella compressa di calcestruzzo di tener in conto gli effetti resistenti secondari del calcestruzzo Le sperimentazioni eseguite sulle travi reticolari miste dell azienda Tecnostrutture hanno permesso di considerare come affidabile il metodo del traliccio ad inclinazione variabile mostrando una buona aderenza con i risultati sperimentali Adottando un inclinazione del puntone compresso per la stima dei carichi critici teorici pari a 22 la normativa permette di utilizzare un inclinazione 20 lt 0 lt 45 il valore dei carichi sperimentali risulta superiore comunque del 20 e pertanto il modello analitico risulta essere sempre conservativo Si consiglia comunque l utilizzo di un angolo pari a 30 per l inclinazione delle bielle di calcestruzzo Infine si esclude la possibilit
315. vamento prima asta di parete tesa Sxx Mimm 2 0 000 284 940 569 881 954 821 1139 761 Tex 3 550698 002 _1wrr1r___ _j 13 3 31569e 002 3 14419e 002 Aie 4 2 97269e 002 2 80119e 002 Ra 2 62969e 002 2 458192 002 Roo 2 28660e 002 3 2 11519e 002 1 94369e 002 59 1 77219e 002 lt e 1 B0070e 002 dA paid Posti ci aaoo 1 42920e 002 1 25770e 002 1 08620e 002 9 14699e 001 7 43200e 001 45 717012 001 LA 4 00202e 001 2 28703e 001 CARE 72037e 000 res 1 14295e 001 7_2 85794e 001 4 57294e 001 6 28793e 001 8 00292e 001 9 71791e 001 1 14329e 002 1 31479e 002 1 48629e 002 1 65779e 002 1 82929e 002 2 00079e 002 2 17229e 002 2 34379e 02 2 51529e 2 68679e 12 85828e 002 3 02978e 002 APE ni 8 S L E I i LD LOLA ha Paese ge Ris BERE LI PINDOIROOONL_IN Pps BRR UNIT N mm DATA Non linfStructural Nonlinear Non lin 0 3 REINFORCEMENT BAR HIGH Sx Output Sys Element Local CSys Tensioni sugli elementi Reinforcement PEPPE Mime P2 Nimm 0 000 284 940 569 881 854 821 1139 761 __ _ _ _ _ _ _ er 1 79934e 000 452 1 07752e 000 28 3 55702e 001 3 861162 001 EA 08793e 000 1 80975e 000 2 53157e 000 325339e 000 3 97521e 000 4 69702e 000 5 41884e 000 6 140662 000 6 86248e 000 7 58429e 000 83061 1e 000 9 02793e 000 97497 5e 000 Eor 1 04716e 001 1119346 001 e 1 19152e 001 11
316. ve Il calcolo della rigidezza dovr tenere conto della fessurazione dello zoccolo pregettato trascurando il contributo del calcestruzzo fessurato Di seguito vengono proposte le tabelle realizzate per il calcolo delle rigidezze flessionali delle travi lungo i due assi principali di inerzia sia a tempo_0 che a tempo infinito Tali valori sono stati poi inseriti nel modello numerico Fase 2 Sezione omogeneizzata a cls tO Jxx Area di calcestruzzo trave Area di calcestruzzo soletta Profili di acciaio inferiori Profili di acciaio superiori mmo __6 Sezione omogeneizzata coefficiente omogenizzazione n 2 Area omogeneizzata mm baricentro sezione omogen y mm ha 4 Momento di inerzia omogen mm 198 Fase 2 Sezione omogeneizzata a cls tO Jyy Area di calcestruzzo trave Area di calcestruzzo soletta 3364 160 25 400000 Profili di acciaio Posizione profili laterali da asse centrale Sezione omogeneizzata coefficiente omogenizzazione 1 38E 06 baricentro sezione omogen y mm 0 00 Momento di inerzia omogen 1 324E 11 199 Fase 2 Sezione omogeneizzata a cls t_Infinito Jxx Area di calcestruzzo trave Area di calcestruzzo soletta Profili di acciaio inferiori Profili di acciaio superiori num ________ y 6 Sezione omogeneizzata coefficiente omogenizzazione n 2 Area omogeneizzata mm baricentro sezione omogen y mm Momento di inerzia omogen mm 200 F
317. vimentazione stradale Peso delle barriere di sicurezza o barriere integrate fonoassorbenti e sicurezza 3 Carichi accidentali relativi alla Fase 2 Carichi variabili da traffico Azione da vento Stati di coazione secondari ritiro def Termiche ecc 4 4 2 Predimensionamento e verifiche in Fase 1 In Fase1l la trave funziona come una struttura reticolare metallica che grazie alla propria auto portanza riesce a sorreggere i carichi iniziali La reticolare presenta generalmente uno schema isostatico di trave in semplice appoggio quindi le sollecitazioni dimensionanti saranno Momento massimo in mezzeria 1 2 Msou 8 qlo Taglio massimo in appoggio V m l soll 3 4 0 71 Tali sollecitazioni dovranno essere assorbite interamente dal solo traliccio metallico Oltre alle verifiche resistenziali dovranno essere esaudite le verifiche di stabilit delle aste che risultano compresse Carico di punta della prima asta di parete compressa Sbandamento laterale del corrente superiore compresso instabilit flesso torsionale della trave Infine dovr essere verificato il traverso di estremit rappresentante il dispositivo di appoggio che in Fase1 dovr garantire la stabilit della trave Chiaramente anche la superficie su cui pogger tale dispositivo dovr essere verifica alle sollecitazioni che questo trasmetter 4 4 3 Verifiche in Fase2 Dopo la presa del calcestruzzo le travi PREM devon
318. za sviluppata dalla trave sar quindi offerta dai meccanismi resistenti al taglio del calcestruzzo Si sono effettuate delle modellazioni pi sofisticate che comprendessero anche il calcestruzzo in modo da riuscire a riprodurre il carico ultimo a rottura delle travi 111 0 000 439 313 870 626 1317 939 1757 251 a __ 1 __ D ELEMENT STRESS SPXX Mimm 2 3 87487e 002 3 37581e 002 2 87676e 002 2 37771e 002 0 0 1 87865e 002 1 37960e 002 19 4 8 80543e 001 3 81488e 001 38 7 2 62506e 001 ri 6 16620e 001 1 11567e 002 6 5 1 61473e 002 2 11378e 002 16 1 2 61284e 002 3 11189e 002 6 5 y 3 61095e 002 sida 4 11000e 002 i UNIT N mm IRR DATA NON linear Structural Nonlinear NON linear 0 1875 LO Truss SPXX Output CSys Element Local CSys Tensioni sugli elementi truss Modello con Reinforcement L ipotesi di base prevede la rappresentazione della trave attraverso un modello bidimensionale con elementi di tipo plane stress ad 8 nodi element size 20mm per quanto rigurada il calcestruzzo Con questo tipo di modellazione si trascurano le tensioni agenti nel piano perpendicolari al piano di lavoro Per modellare le parti in acciaio si sono sfruttati gli elementi armatura Reinforcement che il software ha al suo interno implementati Tramite questa rappresentazione la rigidezza della armature viene aggiunta alla rigidezza di base degli elementi rappresentanti la ma
319. ziato un reale interesse per questa tipologia di ponte nel futuro oltre che ottimi risultati per i casi studio presi a campione Per questi motivi nel Gennaio 2007 stato inviato un sondaggio al fine di illustrare i criteri di progettazione adottati nei vari stati europei White 2007 Regno Unito Finlandia Francia Irlanda Lussemburgo Germania e Svezia hanno partecipato al sondaggio Le risposte della Francia non vengono riportate poich le strutture che vengono progettate sono assimilabili a telai a nodi fissi ma non sono classificabili come ponti integrali ed del Lussemburgo in quanto ha presentato pochi casi studio Di seguito vengono riassunte in tabelle le risposte principali del sondaggio europeo del 2007 29 C Giteria ITEGRAL ASUTMENT Engiond Finlend land Germany Sweden Steel Pipe Pile Filled with Reinforced Concrete Rarely No Yes Rarely Yes Benfoced Conte pl Fondato twe ves Roe tes ves no _ presesses Pies sel Rare L no Barely f None Yes No Yes o_o a Use Active Soil Pressure Full passive Soil Pressure or Other Other i on span Passive on span Other Requirement Reqmt Reqmt Length length Approach Slabs Recommended No Yes No Yes Varies Wingwals Permitted to be Cast igidity with Abutment stem Yes Yes Yes Ye Ye Sera SENENTEGRALABUTMENT Egna Fond land emana sweden me e eee BL a S Steel Pipe Pile Filled with Reinforced Concrete _______ Rarely N
320. zo quindi assorbito da anima e correnti ed il calcestruzzo non ha alcuna resistenza il quale essendo ancora fluido costituisce solo un carico Si verificano in questa fase l instabilit di tipo locale delle aste compresse aste di parete e corrente compresso e l instabilit globale della trave svergolamento laterale del corrente superiore compresso In questa fase sulla trave gravano il peso proprio del traliccio il peso del getto di calcestruzzo e il peso del solaio Nella seconda fase a getto solidificato la trave solidarizzata con le strutture portanti contigue travi e pilastri e lo schema statico da isostatico passa ad iperstatico carichi agenti sono aggiuntivi rispetto a quelli considerati nella fase precedente ovvero la quota parte dei pesi propri dei solai che prima gravavano sui puntelli i permanenti portati gli eventuali carichi concentrati e sovraccarichi 69 variabili Le verifiche di resistenza dovranno tenere conto della collaborazione tra i due materiali secondo le norme previste dalla categoria di appartenenza della trave I principali elementi che costituiscono una generica trave reticolare mista sono Izzo et al 2008 Corrente inferiore Pu essere costituito da un piatto di acciaio oppure da profili tondi o quadri di acciaio inglobati in un getto di calcestruzzo o ricoperti da un basamento in laterizio Anima E costituita da un traliccio semplice o multiplo composto da elementi a V con passo v
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