05_Relazione di calcolo briccole

INDICE
1. Premesse
pag.
2
2. Regime normativo
pag.
5
3. Dati di input
pag.
6
3.1 Energia di accosto
pag.
6
3.2 Reazione sulla struttura di accosto
pag.
13
3.3 Forze di ormeggio dovute al vento
pag.
13
3.4 Tiro bitta
pag.
15
pag.
16
4.1 Descrizione della tipologia strutturale e problemi di calcolo
pag.
16
4.2 Carichi agenti e combinazioni di carico
pag.
17
4.3 Verifica della resistenza del terreno e analisi strutturale del palo
pag.
18
4.4 Analisi agli elementi finiti del terreno (Plaxis)
pag.
27
pag.
32
4. Verifica delle strutture
5. Conclusioni
1
1. Premesse
La presente relazione è redatta secondo le prescrizioni e le indicazioni delle
nuove norme tecniche D.M. 14/01/2008, e contiene i calcoli e le verifiche per la
realizzazione delle briccole denominate corpi “C”, previste nei Lavori di
realizzazione di un sistema di accosto ed ormeggio per l’attracco di navi RoRox Pax al molo di sottoflutto del porto commerciale di Salerno
Fig. 1 – Schema planimetrico con individuazione dei differenti corpi di fabbrica
2
La presente relazione è suddivisa in due parti: nella prima vengono definite in
base alle normative vigenti i carichi che agiscono sulla struttura, nella seconda
sono riportati i calcoli per il corretto dimensionamento delle strutture.
Le ipotesi alla base dei calcoli sviluppati derivano fondamentalmente dalle
azioni orizzontali dovute all’accosto delle navi di cui si prevede l’ormeggio.
L’energia di accosto e quindi la forza che da questa deriva è funzione delle
caratteristiche delle navi e delle caratteristiche del sito.
Si evidenzia che attualmente la profondità d’imbasamento è di circa -11 m al di
sotto del l.m.m., tuttavia nel PRP è prevista la realizzazione di un dragaggio per
raggiungere una profondità di -16,50 m slmm, il calcolo è stato quindi eseguito
a vantaggio di sicurezza per questa profondità,si sono comunque valutate e
verificate anche le condizioni di sollecitazione per la situazione attuale.
Per la determinazione dei dati geotecnici si è fatto riferimento a quanto esposto
negli studi forniti dalla Autorità Portuale di Salerno e precisamente:
-
“Indagini e studi preliminari per il potenziamento delle infrastrutture del
porto di Salerno” a cura del CUGRI - Consorzio tra le Università di
Salerno e Napoli Federico II per la Previsione e prevenzione dei Grandi
Rischi - redatto dai Proff. Eduardo Bilotta e Leonardo Cascini).
-
Indagini geognostiche e geotecniche (I fase- indagini a terra) eseguite nel
novembre del 2008 dalla geonet italia i cui risultati sono riportati in un
studio a firma del dott. Geologo. Maurizio Di Landri;
-
Relazione geologica a firma del dott. Geologo Roberto Lambiase redatta
nel mese di dicembre del 2008 in cui vengono riassunti i risultati dei vari
studi effettuati e riportate le caratteristiche geotecniche dei terreni di
fondazione.
Le analisi necessarie per la determinazione della portanza dei pali di
fondazione sono contenute nella relazione geotecnica “Elaborato 02” che fa
parte integrante del progetto. Nella relazione geotecnica sono determinati i
carichi limite per le diverse tipologie di pali in funzione della lunghezza di
3
infissione e naturalmente delle caratteristiche meccaniche del terreno così
come esposte nello studio prima citato a firma del dott. Lambiase.
Per la tipologia di opera che si è valutato di realizzare, gli aspetti geotecnici
sono di fondamentale importanza si evidenzia che la DL dovrà verificare
durante la prima fase dei lavori, in cui si realizzeranno le indagini a mare, che le
caratteristiche dei terreni corrispondano a quanto indicato nelle relazioni
geognostiche.
Per l’analisi delle strutture si sono utilizzati programmi di calcolo automatico ed
in particolare i programmi Nolian della Softing per cui la De Cola Associati
titolare dell’incarico dispone di licenza d’uso n. 25653 e i codici della Geostru
per cui la De Cola Associati dispone regolare licenza d’uso.
Per una più completa valutazione dello stato tensionale e deformativo del
terreno si sono sviluppate delle analisi con il codice Plaxis
di cui dispone
regolare licenza d’uso lo studio dell’ing. Antonio D’Arrigo (Messina) che ha
svolto una consulenza per la redazione del presente progetto.
Per una completa descrizione delle caratteristiche dimensionali e planimetriche
dell’intervento si rimanda agli elaborati grafici.
4
2. Regime normative
Nella redazione della presente relazione sono state tenute in conto le normative
vigenti ed in particolare:
-
D.M. 14/01/2008 “Norme tecniche per le costruzioni”;
-
OPCM 3431 del 03/05/2005;
-
Legge n. 1086 del 5/11/1971 "norme per la disciplina delle opere di
conglomerato cementizio armato e precompresso ed a struttura metallica".
-
Legge n. 64 del 2/2/1974 "provvedimenti per le costruzioni con particolari
prescrizioni per le zone sismiche".
-
C.N.R. 10024-1984 "analisi di strutture mediante elaboratore: impostazioni
e redazione delle relazioni di calcolo".
-
P.I.A.N.C. (Permanent International Association of Navigation Congress)
Guideline for the Design of Fenders System: 2002
Si è inoltre tenuto conto delle indicazioni contenute nelle seguenti pubblicazioni
tecniche di settore:
-
“Optimization by means of plastic design of flexible breasting dolphins” in
Pianc Magazine AIPCN n.120, luglio 2005.
-
Criteria For Movements of Moored Ships in Harbours - A practical Guide.
Report of the International Study Commission on the Standardisation of
Roll-on/Roll-off Ships and Berths, P.I.A.N.C Supplement to Bulletin no. 33,
1979.
5
3. Dati di input
Nei paragrafi che seguono con riferimento alle indicazioni normative vengono
definiti i dati di input: forze dovute all’accosto della nave e tiri sulle bitte; per il
calcolo delle strutture.
3.1 Energia di accosto
Con riferimento alla pubblicazione dell’AIPCN-PIANC “Guideline for the Design
of Fender Systems: 2002”, che è la normativa di riferimento utilizzata in Europa,
si sono ricavate l’energia assorbita dal fender e la relativa forza trasmessa alla
struttura durante la manovra di accosto.
L’energia generata dalla manovra di accosto e che deve esere assorbita dal
fender è data dalla seguente relazione:
Ed=0.5*M'*v^2*Ce*Cm*Cs*Cc*Cab
dove
M’
massa di progetto – dislocamento [ton]
v
velocità di accosto
Ce
coeff. di eccentricità
Cm
coeff. di massa virtuale
Cs
coeff. di rigidezza (softness coeff.)
Cc
coeff. di accosto (cushion coeff.)
Cab
coeff. di impatto anomalo
Il calcolo è stato eseguito per navi Ro/Ro con DWT= 20.000 ton corrispondente
a navi da 218 m (PIANC “Guideline for the Deesign of Fender Systems: 2002” Appendix C table C-1 di seguito esposta).
6
Il valore della massa M’ (confidenza 95%) si ricava dalla seguente tabella:
7
8
Dalla quale, in corrispondenza al DWT di progetto si legge il valore:
M’= 41400 ton

La velocità di accosto è ricavabile dal grafico che segue (Brolsma 1977).
Questo grafico è stato adottato dalle British Standard on Fender (BS
6349 Part 4), e fornisce valori
della velocità per cinque tipologie di
accosto:
9
Nel nostro caso, essendo all’interno di un bacino portuale, a vantaggio di
sicurezza ci poniamo tra le curve “a” e “b”, ricavando come valore della velocità
di accosto:
v= 0.15 m/s
per DWT= 20.000 ton.

Il coefficiente di eccentricità Ce è in generale ricavabile dalla tabella di
seguito esposta
nella citata pubblicazione del PIANC - “Guideline for the Deesign of
Fender Systems: 2002” è proposto come valore di calcolo per il
coefficiente di eccentricità: Ce= 0,40 nel caso di “berting dolphin”, poiché
per questa situazione il punto di ormeggio può essere pari al 30% della
lunghezza della nave misurato dalla prua.

Il coefficiente di massa virtuale Cm è stato ricavato mediante la seguente
relazione proposta da Vasco Costa:
10
Cm = 1+ (2D/B) = 1,7

D
pescaggio nave
B
larghezza nave
Il coefficiente di rigidezza Cs (softness coefficient), funzione dell’elasticità
del fender e della scocca della nave è variabile tra 0.9÷1.
A vantaggio di sicurezza si assume: Cs= 1

Il coefficiente di accosto Cc (cushion coefficient) è funzione della
tipologia di accosto.
Per strutture di accosto non continue, come le briccole previste in
progetto, si assume un valore pari a: Cc= 1

Il coefficiente di impatto anomalo Cab serve a garantire le incertezze
dovute a:
- danneggiamento del fender durante l’accosto;
- alta frequenza delle operazioni di accosto che generano una maggiore
probabilità di impatto anomalo;
- vulnerabilità della struttura di accosto che supporta il fender.
In accordo con le raccomandazioni dell’AIPCN-PIANC si è assunto, per
navi Ro/Ro, un valore del coefficiente di impatto anomalo: Cab= 2
Nella pagina successiva si riporta il foglio di calcolo utilizzato per determinare il
valore dell’energia di accosto, dove sono riportati i valori dei vari coefficienti.
11
M=
M(95%)=
v=
L=
B=
D=
ro_acqua =
Cb =
K=
R=
fi =
Mvirtual =
*Cm =
*Cm =
Cm =
Ce =
Cs =
Cc =
Cab =
Ed =
20000
41400
0,15
210
30,6
10,7
1,025
0,59
46,5382
59,0100
80,0
38710,66
1,94
1,94
1,70
0,40
1
1
2
625
63,70
ton
ton
m/s
m
m
m
ton/mc
m
°
ton
kNm
tm
Dalla precedente tabella si evince un valore di energia di accosto pari a 625
kNm, ovvero 63,70 tm.
12
3.2 Reazione sulla struttura di accosto
La forza di accosto trasmessa alla struttura è funzione sia della tipologia di nave
che della tipologia di fender prevista nel progetto.
Una volta fissata la tipologia della nave e quindi i parametri che da questa
derivano, essa dipende esclusivamente dalle caratteristiche del fender:
- geometria,
- materiale,
- caratteristiche prestazionali.
La reazione trasmessa sulla struttura è ricavabile dalle tabelle fornite dai diversi
produttori di fender in funzione dell’energia assorbita.
Nel nostro caso si è previsto di utilizzare un fender tipo parallel motion scn800
della Trelleborg che presenta le seguenti caratteristiche prestazionali:
Energia assorbita
= 625,00
KNm
Reazione trasmessa
= 820,0
KN
Al valore dell’energia assorbita dal fender Ed, in precedenza calcolata,
corrisponde quindi una reazione sulla briccola, in seguito alle manovre di
accosto, prossima a: F  82.00 tonn.
3.3 Forze di ormeggio dovute al vento
La pressione del vento sulla nave è stata determinata mediante la seguente
relazione (Matteotti – Lineamenti di costruzioni marittime):
Q=0.0006*v2 =0.0006*302= 0.54 Kpa= 54
kg/mq
(Pressione vento)
dove v velocità del vento in m/s.
Da tabella AIPCN-PIANC di seguito presentata, per la tipologia di navi di nostro
interesse (Ro/Ro), si ricava:
13
DWT=
20000 t
L=
218
m
lunghezza
B=
29.1
m
larghezza
D=
10.7
m
pescaggio
Sl=
3780 mq
superficie laterale esposta al vento
Per cui, la forza che la nave trasmette alle strutture di accosto può essere così
espressa: F= Q *Sl = 54*3.780= 204.120 kg
Trascurando, a vantaggio di sicurezza che parte del carico derivante dall’azione
del vento viene assorbito dagli ormeggi, la forza totale sulle briccole è
distribuita su almeno 3 appoggi, per cui a vantaggio di sicurezza si assume :
F/3= 68.040 kg l’azione del vento risulta quindi meno gravosa della forza
derivante dall’accosto della nave
14
3.4 Tiro bitta
Per il tiro su ciascuna bitta, prevalentemente dovuto al vento sulle fiancate, si
possono assumere i seguenti valori esposti in letteratura (Matteotti – Lineamenti
di costruzioni marittime - 3° edizione - SGEditoriali):
sulla base dei dati esposti nella tabella precedente a vantaggio di sicurezza si
assume un valore di tiro: pari a T= 800 KN questa forza agisce con inclinazioni,
sia orizzontali che verticali, che fanno si cha anche questa azione sia meno
gravosa della forza derivante dall’accosto della nave.
15
4. VERIFICA DELLE STRUTTURE
In questa seconda parte della relazione vengono esposte le valutazioni
effettuate per il corretto dimensionamento e quindi per la verifica delle strutture
4.1 Descrizione della tipologia strutturale e problemi di calcolo
La tipologia strutturale prevista in progetto è quella della realizzazione di
briccole con un unico palo di grande diametro D = 2000 mm.
Anche sulla base di precedenti esperienze si è valutato che questa tipologia,
ampiamente diffusa e documentata nella letteratura di settore, consentirà un
risparmio, sopratutto in termini di tempo di realizzazione, per l’Amministrazione.
Lo schema statico è quindi estremamente semplice, si tratta di una mensola
ammorsata in un suolo che viene schematizzato come elastico.
L’analisi è stata eseguita in varie fasi, dapprima si è valutato secondo la teoria
di Broms la resistenza laterale del terreno rispetto alle azioni previste, la stessa
verifica è stata effettuata anche utilizzando un codice di calcolo ad elementi finiti
(Plaxis), entrambe i metodi di analisi mostrano che esistono ampi coefficienti di
sicurezza nei confronti della possibile rottura del terreno.
Una volta accertata la possibilità di realizzare questa tipologia di struttura si è
effettuata un’analisi strutturale del palo per determinare le sollecitazioni agenti e
quindi le armature necessarie.
16
4.2 Carichi agenti e combinazioni di carico
I carichi agenti sui pali e la loro tipologia, oltre al peso proprio degli stessi che
viene automaticamente tenuto in conto dai programmi di calcolo sono:
Fon – forza orizzontale dovuta all’accosto
della nave
82 t
Variabile non
contemporaneo
Fov – forza orizzontale dovuta all’azione del
vento
68 t
Variabile non
contemporaneo
Ft -forza inclinata dovuta al tiro delle cavi di
ormeggio
80 t
Variabile non
contemporaneo
Fp – carichi verticali trasmessi dalla
passerella
10 t
permanente
PP – peso proprio testata briccola
(argani,fender)
15 t
permanente
Nelle verifiche di seguito riportate i carichi prima esposti verranno combinati tra
loro agli stati limite secondo i moltiplicatori imposti dalla normativa vigente D.M.
14/01/2008.
Si evidenzia che le forze dovute all’accosto della nave, che rappresentano la
condizione più gravosa, per come sono state determinate, sono assimilabili ad
una combinazione di carico limite ultimo.
Infatti le stesse sono state ricavate assumendo un coefficiente d’impatto
anomalo assimilabile ad un coefficiente di sicurezza (Cab) pari a = 2.
17
4.3 Verifica della resistenza del terreno e analisi strutturale del palo
La verifica a rottura per carichi orizzontali è condotta secondo la teoria di Broms
(vedi: Fondazioni, Carlo Viggiani, edizioni Hevelius 2000) che ipotizza un
comportamento rigido plastico sia per il palo che per il terreno.
Per un terreno incoerente si assume che la resistenza del terreno vari
linearmente con la profondità secondo la legge: p= 3Kp zd
Dove:
Kp - coefficiente di spinta passiva;
 peso dell’unità di volume;
z – profondità;
d – diametro del palo
Di seguito si riportano le tabelle di output del programma Mp della Geostru,
contenenti anche le verifiche secondo la teoria di Broms del palo e le verifiche di
portanza.
Si sottolinea che il calcolo della portanza limite dei pali è stato effettuato
seguendo le indicazioni del D.M. 14/01/2008, in particolare secondo le
prescrizioni riportate al punto 6.4.3.1.
Affinché le verifiche risultino soddisfatte dovrà verificarsi la seguente:
Ed ≤ Rd
con Ed = sollecitazione di progetto, Rd = resistenza di progetto.
In questo caso la lunghezza di infissione effettiva del palo, pari a 20.0m, anche
se risulta sovradimensionata al fine delle verifiche di portanza del palo risulta
necessaria per le verifiche secondo la teoria di Broms
18
Fig. 2 – Schematizzazione del sistema palo terreno
Dati generali
Descrizione
palo trivellato D2000
Diametro punta
2,00 m
Lunghezza
20,00m
19
Sporgenza dal terreno
21,00m
Accellerazione sismica
0,35
Coeff. Poisson strato punta palo (max 0.5)
0,50
Profondità falda da piano campagna
0,01 m
Fattori di sicurezza
Sicurezza instabilità
5,00
Carico limite laterale
1,00
Carico limite punta
1,00
Caratteristiche dei materiali
Calcestruzzo
Rck
350,00 kg/cm²
Modulo elastico
337217
kg/cm²
Peso Specifico
2500,00
kg/m³
Fyk (Tensione caratteristica di snervamento)
4300,00
kg/cm²
Modulo elastico
2100000,00 kg/cm²
Armatura
B450C
Modello ad elementi finiti
Max spostamento lineare del terreno
0,01 m
Tipo analisi
Lineare
Massimo numero di iterazioni
60,00
Fattore di riduzione molla fondo scavo
1,00
Numero di elementi
30,00
Nodo sulla superficie del terreno [< n° nodi]
10,00
Modulo di reazione Ks
Bowles
Carichi
Forze orizzontali (Fo) positive dirette da destra a sinistra. Forze verticali (Fv) positive dirette
verso il basso. Coppie (M) positive orarie.
Nodo
Fo
M
Fv
(kg)
(kgm)
(kg)
1
82000
-15000
25000
20
Stratigrafia
Nr.: Numero dello strato. Hs: Spessore dello strato. Fi: Angolo di attrito. c: Coesione Alfa:
Coefficiente di adesione dell'attrito laterale lungo il fusto
Nr.
Hs
Peso
unità di
Volume
(kg/m³)
1
2
11
35
2000
2000
Peso
Unità di
volume
Saturo
(kg/m³)
2100
2100
c
Fi
(kg/cm²)
(°)
0
0
36
37
Attrito
negativo
Alfa
Modulo
elastico
Descrizione
litologica
(kg/cm²)
No
No
0
0
270
Ghiaia con
sabbia o
ghaia
sabbiosa
450
Sabbia o
sabbia
limosa
densa
21
Carico Limite (Berezantzev)
Lunghezza
Nq
Nc
Fi/C strato
punta Palo
Peso palo
Carico
limite
punta
Carico limite
laterale
Carico
limite
Carico
ammissibile
punta
Carico
ammissibile
laterale
Carico
Cedimento
Cedimento
ammissibile
max
(m)
(m)
(°)/(kg/cm²)
(kg)
(kg)
(kg)
(kg)
(kg)
(kg)
(kg)
(cm)
(cm)
2
14
21,61
32,98
32/0,00
109955,7
1120730
172109,9
1182885
1120730
172109,9
1182885
3,3
0,06
2
16
21,52
32,84
32/0,00
125663,7
1265031
220615,1
1359983
1265031
220615,1
1359983
3,79
0,06
2
18
21,44
32,71
32/0,00
141371,7
1408145
275180,4
1541954
1408145
275180,4
1541954
4,29
0,06
2
20
21,35
32,57
32/0,00
157079,6
1550071
335805,7
1728797
1550071
335805,7
1728797
4,81
0,06
2
22
21,27
32,43
32/0,00
172787,6
1690810
402491,1
1920513
1690810
402491,1
1920513
3,75
0,04
2
24
21,18
32,29
32/0,00
188495,6
1830362
475236,6
2117103
1830362
475236,6
2117103
4,13
0,04
Carico limite orizzontale (Broms)
Descrizione
palo trivellato D2000
Diametro
2,00
Lunghezza
20,00 m
Momento ultimo sezione
1657994,00
Meccanismo di rottura
Lungo
Carico limite orizzontale
431578,30
Coefficiente di sicurezza per i carichi laterali
m
kgm
kg
5,3
22
ANALISI AD ELEMENTI FINITI
El. Lungh.
No
Ks
Sforzo
normale
Momento
Taglio
Reazione
Molla
Rotazione
Spost.
Pressione
terreno
(m)
kg/cm³
(kg)
(kgm)
(kg)
(kg)
(°)
(m)
(kg/cm²)
1
2,33
0
25000
-15015,08
81972,96
0
-0,62
0,1789
0
2
2,33
0
43325,96
-206336,3
81994,81
0
-0,614
0,1537
0
3
2,33
0
61651,91
-397632
82027,59
0
-0,597
0,129
0
4
2,33
0
79977,87
-589029,7
82005,73
0
-0,569
0,1052
0
5
2,33
0
98303,82
-780350,9
82011,2
0
-0,531
0,0828
0
6
2,33
0
116629,8
-971710,4
82000,27
0
-0,481
0,0621
0
7
2,33
0
134955,7
-1163032
81994,81
0
-0,421
0,0437
0
8
2,33
0
153281,7
-1354362
124998,4
-43011
-0,35
0,028
0
9
2,33
0
171607,6
-1646027
41176,99
83829,27
-0,266
0,0154
0
10
0,95
7,908
189933,6
-1742107
-100283
141432,2
-0,17
0,0065
5,128
11
0,95
11,501
197413,6
-1646602
-187533,8
87256,06
-0,131
0,004
4,581
12
0,95
15,094
204893,6
-1467993
-248101,1
60571,51
-0,095
0,0021
3,18
13
0,95
18,687
212373,5
-1231705
-276166,5
28061,88
-0,064
0,0008
1,473
14
0,95
22,279
219853,5
-968691,1
-273596
-2572,31
-0,039
-0,0001
-0,135
15
0,95
25,872
227333,5
-708122,7
-247031,3
-26559,91
-0,02
-0,0005
-1,394
16
0,95
29,465
234813,5
-472853,2
-205231,9
-41802,72
-0,006
-0,0007
-2,195
17
0,95
33,058
242293,5
-277395,8
-156916,4
-48315,1
0,003
-0,0008
-2,537
18
0,95
36,651
249773,5
-127950,8
-109390,5
-47523,29
0,007
-0,0007
-2,495
19
0,95
40,243
257253,5
-23769,77
-68113,55
-41276,09
0,009
-0,0005
-2,183
20
0,95
43,836
264733,4
41101,08
-34504,5
-33609,08
0,009
-0,0004
-1,72
21
0,95
54,352
272213,4
73962,7
-8384,59
-26119,5
0,007
-0,0003
-1,392
22
0,95
58,451
279693,4
81947,84
7923,17
-16307,8
0,006
-0,0001
-0,856
23
0,95
62,55
287173,3
74401,95
15933,05
-8009,97
0,004
-0,0001
-0,421
24
0,95
66,649
294653,3
59227,69
17958,79
-2025,78
0,002
0
-0,106
25
0,95
70,748
302133,3
42124,16
16236,09
1722,79
0,001
0
0,09
26
0,95
74,847
309613,3
26661,22
12627,86
3608,21
0
0
0,189
27
0,95
78,945
317093,2
14634,71
8504,91
4122,81
0
0
0,216
28
0,95
83,044
324573,2
6534,82
4759,69
3745,29
0
0
0,197
29
0,95
87,143
332053,2
2001,8
1902,94
2856,75
0
0
0,15
30
0,95
91,242
339533,1
189,49
198,97
1704,01
0
0
0,089
95,341
347013,1
0,01
0
0
0
0
0
31
23
ARMATURE
Nodo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Armatura
Sforzo Momento
normale flettente
ultimo
ultimo
(kg)
(kgm)
21ø24 Staffe 24993,6 -329130
10/26
21ø24 Staffe 43329,3 -343961
10/27
24ø24 Staffe 61646 -399602
10/27
37ø24 Staffe 79975,6 -591123
10/27
51ø24 Staffe 98311,7 -788506
10/27
65ø24 Staffe 116628 -980248
10/27
79ø24 Staffe 134954
10/27
1167544
94ø24 Staffe 153284
10/15
1363545
117ø24
171607
Staffe 10/27
1649491
124ø24
189937
Staffe 10/27
1740574
116ø24
197411
Staffe 10/8
1650835
101ø24
204891
Staffe 10/6
1477758
81ø24 Staffe 212369
10/5
1239285
59ø24 Staffe 219860 -971009
10/5
Deform.
unitaria
max
conglom.
Deform.
unitaria
max
acciaio
Misura
Sicurezza
Flessione
(VERIF. SE
>=1)
Verifica
Resistenza Resistenza
Misura
Verifica
combinazione
a taglio
a taglio
Sicurezza Taglio combinazione
a Pressoconglom.
staffe
(Vcd+Vwd)/Vsdu
a Taglio
Flessione
Vcd
Vwd
(VERIF. SE
>=1)
0,002
0,001
21,92
Verificata
42445,05
39527,91
1
Verificata
0,002
0,002
1,67
Verificata
43283,16
38711,66
1
Verificata
0,002
0,002
1
Verificata
44487,2
38679,81
1,01
Verificata
0,002
0,002
1
Verificata
46911,06
38679,81
1,04
Verificata
0,003
0,002
1,01
Verificata
49456,9
38679,81
1,07
Verificata
0,003
0,003
1,01
Verificata
52002,73
38679,81
1,11
Verificata
0,003
0,003
1
Verificata
54548,57
38679,81
1,14
Verificata
0,003
0,003
1,01
Verificata
57216,39
67781,99
1
Verificata
0,004
0,003
1
Verificata
60860,06
38679,81
2,42
Verificata
0,003
0,003
1
Verificata
62552,03
38679,81
1,01
Verificata
0,004
0,003
1
Verificata
61918,26
125615,56
1
Verificata
0,004
0,003
1,01
Verificata
60430,63
187670,49
1
Verificata
0,003
0,003
1,01
Verificata
58333,1
217833,37
1
Verificata
0,003
0,003
1
Verificata
55991,6
217604,4
1
Verificata
24
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
38ø24 Staffe
10/5
21ø24 Staffe
10/7
21ø24 Staffe
10/10
21ø24 Staffe
10/18
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
21ø24 Staffe
10/27
227343
-707951
0,003
0,002
1
Verificata
53772,08
193259,22
1
Verificata
234808
-491701
0,002
0,002
1,04
Verificata
52040,49
153191,43
1
Verificata
242293
-497061
0,002
0,002
1,79
Verificata
52382,57
104533,85
1
Verificata
249777
-502401
0,002
0,002
3,93
Verificata
52724,65
56665,89
1
Verificata
257254
-507717
0,002
0,002
21,36
Verificata
53066,74
38679,81
1,35
Verificata
264741 511898,4
0,002
0,002
12,45
Verificata
53408,82
38679,81
2,67
Verificata
272205 517271,5
0,002
0,002
6,99
Verificata
53750,9
38679,81
11,03
Verificata
279687 522638,7
0,002
0,002
6,38
Verificata
54092,99
38679,81
11,71
Verificata
287169 527987,8
0,002
0,002
7,1
Verificata
54435,07
38679,81
5,84
Verificata
294649
0,002
0,002
9
Verificata
54777,15
38679,81
5,2
Verificata
302128 538630,8
0,002
0,002
12,79
Verificata
55119,24
38679,81
5,78
Verificata
309607 543929,9
0,002
0,002
20,4
Verificata
55461,32
38679,81
7,46
Verificata
317097 549211,4
0,003
0,002
37,53
Verificata
55803,4
38679,81
11,11
Verificata
324576 554476,7
0,003
0,002
84,85
Verificata
56145,48
38679,81
19,92
Verificata
332055 559714,7
0,003
0,002
279,61
Verificata
56487,57
38679,81
50,02
Verificata
339539 564947,5
0,003
0,002
2981,38
Verificata
56829,65
38679,81
480,06
Verificata
347013 570132,1
0,003
0,002
57009,8
Verificata
57171,73
38679,81
1
Verificata
533321
25
Si è anche effettuata una verifica strutturale della sezione maggiormente
sollecitata secondo l’Eurocodice 2.
Dalla precedente tabella si ricava un valore massimo di momento flettente
sollecitante pari a 1740 tm.
Diagramma di calcolo sforzi-deformazioni ottenuto con:
calcestruzzo: diagramma parabola-rettangolo
alfa = 0,85
γC = 1,60
ε limite ec1 = 2,0 %. ecu = 3,5 %.
acciaio:
diagramma elastico-perfettamente plastico
γS = 1,15
ε limite esu =10,0 %.
Caratteristiche dei materiali:
Classe di resistenza del calcestruzzo: RcK 350
Resistenza cilindrica di calcolo
fcd = 233,4 kg/cm²
Resistenza media a trazione
fctm = 34,2 kg/cm²
Resistenza caratteristica a trazione (frattile 5%)
fctk = 23,9 kg/cm²
Tipo di acciaio: B450C
Tensione di snervamento di calcolo
fyd = 3826 kg/cm²
Progetto a pressoflessione
Sezione Circolare d = 200 cm
Caratteristiche di sollecitazione
M =17400,0 t m
N =-1550,0 t
Armatura necessaria:
armatura anulare: 280,9 cm²
strati anulari:
272,2 cm²
moltiplicatore : 0,9703
pari a 62Ф24
pari a 60 Ф 24
(Msollecitante/Mresistente)
Deformazioni:
eps c sup = 0,0035
eps s inf = -0,0100
asse neutro x =50,4 cm
26
Di seguito si riporta il diagramma N-M della sezione verificata.
Nella precedente figura, il punto corrispondente alla coppia di sollecitazione NM è rappresentato dalla mira. Si può notare come questa sia contenuta
all’interno del dominio, si evince che la sezione è stata sufficientemente
dimensionata per resistere a tale sollecitazione di progetto.
Da quanto esposto in questo paragrafo si può affermare che la sezione del palo
risulta dimensionata in modo tale da soddisfare le verifiche prescritte dalla
normativa vigente
27
4.4 Analisi agli elementi finiti del terremo (Plaxis)
In questo paragrafo si riportano i report del programma Plaxis con il quale è
stato effettuato una modellazione non lineare del sistema palo terreno.
Questo ulteriore studio è stato effettuato come ulteriore conferma del corretto
dimensionamento della struttura in oggetto.
Di seguito si riportano i diagrammi delle tensioni di compressione e di taglio che
si generano nel terreno.
I sopra citati diagrammi saranno riferiti a due distinte fasi: la prima caratterizzata
dall’infissione del palo; la seconda in cui il palo è sollecitato in testa dalla forza
orizzontale trasmessa dal fender.
La precedente tabella riassume le caratteristiche dell’analisi della prima fase.
Si possono notare il calcolo di tipo PLASTIC, quindi non lineare, e carichi nulli
applicati in testa al palo.
28
Fig. 1 – Deformazioni della mesh schematizzante il terreno.
la figura 1 mostra qualitativamente le deformazioni del terreno interessato
dall’infissione del palo.
Fig. 2 – Tensioni principali di compressione sul terreno.
In figura 2 è stata plottata la mappa delle tensioni principali di compressione cui
è soggetto il terreno per effetto dell’infissione del palo.
Il massimo valore che si registra in corrispondenza della punta del palo è di
circa 250 kN/mq ovvero 2,5 kg/cmq.
29
Fig. 3 – Tensioni di taglio sul terreno.
In figura 3 è stata riportata la mappa delle tensioni di taglio che si innescano nel
terreno a causa dell’infissione del palo. Il massimo valore della tensione di
taglio che si registra, in questo caso, è di 1,040 kN/mq ovvero 0,01 kg/cmq.
30
La tabella riportata nella precedente pagina riassume le caratteristiche
dell’analisi della seconda fase, ovvero calcolo di tipo plastico, e carichi applicati
in testa al palo di tipo linearmente distribuiti che simulano il peso della testa
della briccola e la reazione del fender.
Fig. 4 – Deformazioni della mesh del terreno relative alla seconda fase.
In figura 4 sono state rappresentate le deformazioni del sistema palo terreno
relative alla seconda fase, ovvero con il palo sollecitato in testa dalla reazione
del fender.
Fig. 5 – Tensioni principali di compressione sul terreno.
31
In figura 5 è stata plottata la mappa delle tensioni principali di compressione cui
è soggetto il terreno per effetto della reazione del fender agente in testa al palo.
Il massimo valore che si registra in corrispondenza della punta del palo è di
circa 350 kN/mq ovvero 3,5 kg/cmq.
Fig. 4 – Tensioni di taglio sul terreno.
In figura 4 è stata riportata la mappa delle tensioni di taglio che si innescano nel
terreno durante la seconda fase, ovvero quando il palo risulta sollecitato dalla
reazione del fender. Il massimo valore della tensione di taglio che si registra, in
questo caso, è di 1,1 kN/mq ovvero 0,01 kg/cmq.
In conclusione, effettuando un’analisi non lineare del sistema palo terreno di
sedime, modellando il terreno con un legame di tipo plastico, si ricavano delle
sollecitazioni sul terreno compatibili con le caratteristiche dello stesso.
32
5. CONCLUSIONI
Nella presente relazione si sono riportate le valutazioni effettuate per il coretto
dimensionamento e la verifica delle strutture delle briccole di cui è prevista la
realizzazione nel presente progetto.
La tipologia individuata (monopalo) risponde alle caratteristiche prestazionali
richieste in termini di resistenza alle forze orizzontali (in particolare a quelle
derivanti dall’ormeggio delle navi) e ai carichi verticali.
Gli aspetti geotecnici rivestono grande importanza in questo tipo di
realizzazione, in fase di realizzazione delle opere, la DL dovrà quindi verificare
la rispondenza dei terreni interessati dalle opere di fondazione alle indicazioni
fornite nelle relazioni geologiche e geotecniche.
La realizzazione di questo tipo di opere comporta rispetto ad altre soluzioni con
più pali un sensibile risparmio
sopratutto in termini di tempo per la
realizzazione delle opere.
33