pdf - Valutazioni Ambientali
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CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI MODIMAR s.r.l. Via Monte Zebio 40 00195 – Roma 063269361 telefono 0632694630 fax [email protected] email www.modimar.it web Colucci Engineering Via Genova,25 74021 Taranto 0994593906 telefono 0994540559 fax www.colucciengineering.it Cliente Progetto Fase Progetto Codice Progetto web Casa Olearia Italiana Terminale Marittimo di Monopoli Progetto Definitivo 11 001 Specifiche documento Codice Elaborato Titolo Codice di archiviazione Autori Riferimento MR04 Calcoli preliminari delle strutture 11 001 MR 004 0- CSI – calcoli preliminari delle opere marittime Ing. Marco Del Bianco f:\modimar\monopoli\cc 11 001 - definitivo\01 emessi\11 001 mr 004 0- csi - calcoli preliminari opere marittime.docx Pagina 1 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Sommario Capitolo 1 Premessa ................................................................................................................................ 3 Capitolo 2 Requisiti prestazionali delle opere progettate .................................................................... 4 2.1 Caratteristiche dell’opera.................................................................................................. 4 2.2 Classificazione sismica..................................................................................................... 4 2.3 Categoria di sottosuolo ..................................................................................................... 6 2.4 Stati limite e relative probabilità di superamento ............................................................. 6 2.5 Combinazioni di calcolo ................................................................................................... 7 Capitolo 3 Materiali ................................................................................................................................ 9 3.1 Calcestruzzo classe di resistenza C35/45 ......................................................................... 9 3.2 Acciaio per cemento armato B450C............................................................................... 10 3.3 Terreni di fondazione ..................................................................................................... 10 Capitolo 4 Azioni sulle strutture .......................................................................................................... 11 4.1 Azioni dovute al moto ondoso........................................................................................ 11 4.2 Azioni dovute alle forze di ormeggio ............................................................................. 14 4.3 Azioni in fase di accosto e ormeggio della nave ............................................................ 15 4.4 Carichi permanenti portati .............................................................................................. 15 4.5 Sovraccarichi accidentali ................................................................................................ 15 Capitolo 5 Cassoni tipo A per il pontile di collegamento ................................................................... 16 5.1 Descrizione della struttura .............................................................................................. 16 5.2 Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto ............................................................ 17 5.3 Verifiche di stabilità globale della struttura ................................................................... 17 5.4 Verifiche strutturali ........................................................................................................ 23 Capitolo 6 Mooring dolphins................................................................................................................ 30 6.1 Descrizione della struttura .............................................................................................. 30 6.2 Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto ............................................................ 31 6.3 Verifiche di stabilità globale della struttura ................................................................... 31 6.4 Verifiche strutturali ........................................................................................................ 39 Capitolo 7 Breasting dolphins .............................................................................................................. 42 7.1 Descrizione della struttura .............................................................................................. 42 7.2 Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto ............................................................ 43 7.3 Verifiche di stabilità globale della struttura ................................................................... 43 7.4 Verifiche strutturali ........................................................................................................ 49 Capitolo 8 Travi prefabbricate per l’impalcato ................................................................................. 53 Bibliografia ............................................................................................................................................... 55 APPENDICE A Calcoli preliminari dell’impalcato .......................................................................... 56 Pagina 2 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 1 Premessa La presente relazione riporta i calcoli preliminari delle principali strutture a mare che costituiscono il terminale marittimo per oli vegetali presso Monopoli. Le opere marittime sono state progettate secondo le indicazioni dettate dalle NTC2008 (“Norme tecniche per le costruzioni”) (Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici, 2008). Pagina 3 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 2 Requisiti prestazionali delle opere progettate 2.1 2.1.1 Caratteristiche dell’opera Vita nominale delle opere strutturali Le opere strutturali sono state assegnate alla categoria delle “opere ordinarie, ponti, opere infrastrutturali e dighe di dimensioni contenute o di importanza normale” per le quali la vita nominale, intesa come il numero di anni nel quale la struttura, purché soggetta alla manutenzione ordinaria, deve potere essere usata per lo scopo alla quale è destinata, è pari a VN ≥ 50 anni. 2.1.2 Classe d’uso La classe d’uso dell’opera in rapporto alle conseguenze di un’interruzione di operatività o di un eventuale collasso in presenza di azioni sismiche è stata assunta pari a II (“Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, senza contenuti pericolosi per l’ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali. Industrie con attività non pericolose per l’ambiente. Ponti, opere infrastrutturali, reti viarie non ricadenti in Classe d’uso III o in Classe d’uso IV, reti ferroviarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza. Dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti”). 2.1.3 Periodo di riferimento per l’azione sismica Il periodo di riferimento (VR), in relazione al quale sono valutate le azioni sismiche sulla struttura, è ottenuto moltiplicando la vita nominale (VN = 50 anni) per il coefficiente d’uso associato alla relativa classe d’uso (CU = 1.00) da cui si ricava che il periodo di riferimento è pari a 50 anni. 2.2 Classificazione sismica Il comune di Monopoli dal punto di vista amministrativo, secondo la classificazione effettuata dalla Protezione Civile aggiornata al 2006, ricade in zona sismica 4: è la meno pericolosa, nei comuni inseriti in questa zona le possibilità di danni sismici sono basse. Anche la Regione Puglia (BUR Puglia n. 33/2004) ha inserito il comune di Monopoli in zona sismica 4. 2.2.1 Pericolosità sismica del sito La pericolosità sismica del sito è stata ricavata a partire dalla microzonizzazione del territorio nazionale calcolando il periodo di ritorno del sisma di progetto in funzione della vita nominale delle opere, della loro classe di utilizzo e dello stato limite di riferimento. Pagina 4 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI La mappa della pericolosità sismica elaborata dall’INGV fornisce i valori di accelerazione sismica, associati ad un prefissato tempo di ritorno, secondo una microzonizzazione relativa ad una griglia di passo 0.05°. Secondo la microzonizzazione effettuata dall’INGV l’area in oggetto ricade tra 4 punti i cui valori di accelerazione orizzontale massima con probabilità di eccedenza pari al 10% in 50 anni sono riportati in Tabella 2-1. Tabella 2-1. Valori di accelerazione orizzontale massima con probabilità di accadimento del 10% in 50 anni in prossimità dell’area di studio. ID Lon Lat ag [m/s²] distanza [m] 32358 17.2653 40.9721 0.0543 1598 32359 17.3315 40.9699 0.0526 3984 32136 17.2682 41.022 0.0532 5581 32137 17.3344 41.0198 0.0515 6667 PROJECT 17.28426 40.9733 0.053435 Per un qualunque punto del territorio non ricadente nei nodi del reticolo di riferimento, i valori di ag, F0 e T*c possono essere calcolati come media pesata dei valori assunti da tali parametri nei quattro vertici della maglia elementare del reticolo di riferimento contenente il punto in esame, utilizzando come pesi gli inversi delle distanze tra il punto in questione ed i quattro vertici, attraverso la seguente espressione: 1 ∑ ∑ dove : p è il valore del parametro di interesse nel punto in esame; pi è il valore del parametro di interesse nell’i-esimo punto della maglia elementare contenente il punto in esame; di rappresenta la distanza del punto in esame dall’i-esimo punto della maglia suddetta. Per le verifiche allo stato limite ultimo delle strutture si è fatto riferimento ad uno Stato Limite di Salvaguardia della Vita (SLV) cui corrisponde una probabilità di superamento del 10%. Utilizzando la relazione: Tr = Tv 50 = ≈ 475 [− ln(1 − Pf )] [− ln(1 − 0.1)] si ottiene un tempo di ritorno per la verifica sismica allo SLV pari a 475 anni. Pagina 5 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 2.3 001 MR 004 0- CSI Categoria di sottosuolo Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto si è fatto riferimento ad un approccio semplificato che si basa sull’individuazione di categorie di sottosuolo di riferimento. Come si evince dalla relazione geotecnica il terreno di fondazione è riconducibile alla categoria di sottosuolo A (“Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi caratterizzati da valori di Vs,30 superiori a 800 m/s, eventualmente comprendenti in superficie uno stato di alterazione, con spessore massimo di 3 m). 2.4 Stati limite e relative probabilità di superamento La sicurezza delle nuove opere è stata valutata in relazione agli stati limite che si possono verificare durante la loro vita nominale. In particolare le opere strutturali sono state progettate in modo da possedere i seguenti requisiti: - sicurezza nei confronti degli stati limite ultimi (SLU): capacità di evitare crolli, perdite di equilibrio e dissesti gravi, totali o parziali, che possano compromettere l’incolumità delle persone ovvero comportare la perdita di beni, ovvero provocare gravi danni ambientali e sociali, ovvero mettere fuori servizio l’opera; - sicurezza nei confronti degli stati limite di esercizio (SLE): capacità di garantire le prestazioni previste per le condizioni di esercizio. Le nuove opere sono state progettate con riferimento alle seguenti azioni agenti sulle strutture sia in condizioni transitorie che durante la vita nominale della costruzione: carichi permanenti (G): azioni che agiscono durante tutta la vita nominale della costruzione, la cui variazione di intensità nel tempo è così piccola e lenta da poterle considerare con sufficiente approssimazione costanti nel tempo: - peso proprio di tutti gli elementi strutturali, forze risultanti dalla pressione dell’acqua quando si configurino costanti nel tempo (G1); - peso proprio di tutti gli elementi non strutturali (G2); carichi variabili (Q): azioni sulla struttura o sull’elemento strutturale con valori istantanei che possono risultare sensibilmente diversi fra loro nel tempo sia di lunga durata che di breve durata rispetto alla vita nominale dell’opera: - carichi mobili per ponti di seconda categoria sul pontile radicato a terra (Q1); - sovraccarico variabile per ambienti suscettibili di affollamento (categoria C3) sulle restanti strutture (Q2); - carichi trasmessi alle strutture durante le fasi di accosto e di ormeggio delle navi (Q3); - carichi dovuti all’azione del moto ondoso sulle strutture (Q5); carichi sismici (E): - azioni derivanti dai terremoti. Pagina 6 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 2.5 001 MR 004 0- CSI Combinazioni di calcolo Ai fini del calcolo strutturale e geotecnico delle nuove opere e delle relative verifiche degli stati limite, le azioni sono state combinate come segue: - Combinazione fondamentale impiegata per gli stati limite ultimi (SLU): γg1×G1 + γg2×G2 + γP×P + γQ1×Qk1 + Σi=2…n γQi×Ψ0i×Qki - Combinazione caratteristica (RARA) per gli stati limite di esercizio (SLE) irreversibili: G1 + G2 + P + Qk1 + Σi=2…n Ψ0i×Qki - Combinazione frequente (FREQ) per gli stati limite di esercizio (SLE) reversibili: G1 + G2 + P + Ψ11×Qk1 + Σi=2…n Ψ2i×Qki - Combinazione quasi permanente (Q-PERM) per gli stati limite di esercizio (SLE) per gli effetti di lungo termine: G1 + G2 + P + Σi=1…n Ψ2i×Qki - Combinazione sismica, impiegata per gli stati limite ultimi e di esercizio connessi all’azione sismica E: E + G1 + G2 + P + Σi=1…n Ψ2i×Qki - Combinazione eccezionale, impiegata per gli stati limite ultimi connessi alle azioni eccezionali di progetto Ad: G1 + G2 + P + Ad + Ψ 21Qk1 + Ψ 22Qk2 + Ψ 23Qk3 + ... In particolare per le verifiche agli stati limite ultimi sono state distinti: - lo stato limite di equilibrio come corpo rigido (EQU); - lo stato limite di resistenza della struttura e degli elementi di fondazione (STR); - lo stato limite di resistenza del terreno (GEO). Per ciascuno stato limite i coefficienti parziali delle azioni (γi) assunti per la determinazione degli effetti delle azioni ed i coefficienti di combinazione (Ψij) sono riportati nelle tabelle tratte dalle NTC2008 e riportate in appendice al paragrafo. Le verifiche della sicurezza nei riguardi degli stati limite ultimi di resistenza sono state effettuate con il “metodo dei coefficienti parziali” di sicurezza controllando che fosse sempre soddisfatta la condizione: Rd ≥ E d dove - Rd è la resistenza di progetto, valutata in base ai valori di progetto della resistenza dei materiali ed ai valori nominali delle grandezze geometriche interessate; - Ed è il valore di progetto dell’effetto delle azioni ottenuto dalle combinazioni delle azioni. Le verifiche della sicurezza nei riguardi degli stati limite di esercizio sono state invece svolte controllando aspetti di funzionalità dell’opera e stati tensionali. In particolare per le opere di c.a.o. sono state eseguite le verifiche agli stati limite di apertura delle fessure per le combinazioni frequente (FREQ) e quasi permanente (Q-PERM). Sono state inoltre eseguite le verifiche delle Pagina 7 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI tensioni di esercizio valutando la massima tensione di compressione del calcestruzzo per le combinazioni caratteristica (RARA) e quasi permanente (Q-PERM) e la massima tensione nell’acciaio per la combinazione caratteristica (RARA). Per le situazioni costruttive transitorie, quali ad esempio il varo dei cassoni di fondazione delle pile del pontile, il trasporto in galleggiamento e l’affondamento, sono stati previste tecnologie costruttive e programmi di lavoro che non comportano danni permanenti alla struttura o agli elementi strutturali e che comunque non si riverberano sull’opera. Tali verifiche sono state eseguite nei riguardi degli stati limite ultimi di resistenza. Tabella 2-2 – Coefficienti parziali per le azioni nelle verifiche agli SLU per strutture ordinarie. Coefficiente γ EQU A1 STR A2 GEO F Carichi permanenti favorevoli sfavorevoli γ 0.9 1.1 1.0 1.3 1.0 1.0 Carichi permanenti non strutturali(1) favorevoli sfavorevoli γ 0.0 1.5 0.0 1.5 0.0 1.3 Carichi variabili favorevoli sfavorevoli γ 0.0 1.5 0.0 1.5 0.0 1.3 G1 G2 Q1 (1) Nel caso in cui i carichi permanenti non strutturali (ad es. carichi permanenti portati) siano compiutamente definiti si potranno adottare per essi gli stessi coefficienti validi per le azioni permanenti Tabella 2-3 – Valori dei coefficienti di combinazione ψ ψ ψ Categoria A Ambienti ad uso residenziale 0.7 0.5 0.3 Categoria B Uffici 0.7 0.5 0.3 Categoria C Ambienti suscettibili di affollamento 0.7 0.7 0.6 Categoria D Ambienti ad uso commerciale 0.7 0.7 0.6 Categoria E Biblioteche, archivi, magazzini e ambienti ad uso industriale 1.0 0.9 0.8 Categoria F Rimesse e parcheggi (per autoveicoli di peso ≤ 30kN) 0.7 0.7 0.6 Categoria G Rimesse e parcheggi (per autoveicoli di peso > 30kN) 0.7 0.5 0.3 Categoria H Coperture 0.0 0.0 0.0 Vento 0.6 0.2 0.0 Neve (a quota ≤ 1000 m s.l.m.) 0.5 0.2 0.0 Neve (a quota > 1000 m s.l.m.) 0.7 0.5 0.2 Variazioni termiche 0.6 0.5 0.0 Categoria/Azione Variabile 0j 1j 2j Pagina 8 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 3 Materiali Affinché i livelli di sicurezza vengano mantenuti durante tutta la vita dell’opera, la durabilità, definita come conservazione delle caratteristiche fisiche e meccaniche dei materiali e delle strutture, è stata garantita attraverso un’opportuna scelta dei materiali e un opportuno dimensionamento delle strutture. In particolare, con riferimento alle “Linee guida sul calcestruzzo strutturale”, essendo le condizioni ambientali in cui le opere sono ubicate molto aggressive ed essendo in presenza di fenomeni di “corrosione indotta dai cloruri dell’acqua di mare”, le nuove opere sono realizzate con calcestruzzi ordinari aventi classi di resistenza minima C35/45 e classi di esposizione XS2 (strutture sommerse) e XS3 (strutture emerse nelle zone soggette a spruzzi ed in quelle delle maree). Al fine di garantire una maggiore durabilità dell’opera per tutte le strutture in c.a.o. è richiesto uno spessore minimo del copriferro pari a 5 cm. Le caratteristiche meccaniche dei materiali impiegati nella realizzazione delle opere strutturali sono sinteticamente riportate nel seguito. 3.1 Calcestruzzo classe di resistenza C35/45 Resistenza di calcolo a compressione del calcestruzzo Rck = 45 MPa fck = 0.83×Rck = 37.35 MPa fcm = fck+8 = 45.35 MPa fcd = αcc fck / γc = 21.17 MPa Resistenza di calcolo a trazione del calcestruzzo fctm = 0.30×fck2/3 = 3.35 MPa fctk = 0.7×fctm = 2.35 MPa fctd = fctk / γc = 1.56 MPa Tensione tangenziale di aderenza acciaio-calcestruzzo fbk = 2.25×η×fctk = 5.29 MPa fbd = fbk / γc = 3.53 MPa Ecm = 22000×[fcm/10]0.3 = 34625 MPa νcls fess. =0 νcls non fess. = 0.2 α = 10×10-6 °C-1 Pagina 9 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Acciaio per cemento armato B450C 3.2 Valori nominali delle tensioni caratteristiche di snervamento e rottura fy nom = 450 MPa fk nom = 540 MPa Resistenza di calcolo dell’acciaio fyd = fyk / γs = 391 Mpa Terreni di fondazione 3.3 Le principali caratteristiche geomeccaniche dei terreni di fondazione, ricavate dalla relazione geotecnica, sono sinteticamente riportate di seguito: - Strato n° 1 (substrato calcarenitico): Capacità portante ultima: 6.36 kg/cm² Angolo di attrito efficace: Φk’ = 30° Pagina 10 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 4 Azioni sulle strutture 4.1 4.1.1 Azioni dovute al moto ondoso Metodo di calcolo L’azione del moto ondoso su un corpo immerso può essere scomposta in due componenti: una forza di inerzia ed una forza di trascinamento (o meglio detta di drag). La determinazione di tali forze richiede la risoluzione del campo idrodinamico associato al moto ondoso nei pressi del corpo immerso, la cui presenza può a sua volta condizionare il campo idrodinamico. Figura 4-1. Definizione dello schema di calcolo per il calcolo delle azioni dovute al moto ondoso. Le caratteristiche geometriche del problema (dimensioni del corpo immerso, altezza e lunghezza d’onda) possono rendere in alcuni casi trascurabili gli effetti della forza inerziale a confronto con le forza di drag e viceversa. Una prima classificazione del problema può essere fatta in funzione di due parametri adimensionali caratteristici: Il numero di Keulegan-Carpenter: KC = gakT ωD Il rapporto D/L tra la dimensione caratteristica del corpo e la lunghezza d’onda. Dove T è il periodo d’onda e k e ω sono rispettivamente il numero d’onda 2π/L e la pulsazione dell’onda 2π/T, g è l’accelerazione di gravità. Generalmente per KC<4 è possibile trascurare gli effetti di drag sul corpo immerso. Per una stessa onda sullo stesso fondale il valore di KC cresce al diminuire di D di conseguenza per corpi snelli non è possibile trascurare gli effetti di separazione del flusso intorno al corpo. Al contrario per strutture di grandi dimensioni sono predominanti gli effetti dovuti all’inerzia e l’azione del moto ondoso può essere valutata utilizzando la teoria del flusso potenziale. Pagina 11 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Il rapporto D/L descrive l’influenza del corpo sul campo idrodinamico. Infatti se il rapporto D/L risulta piccolo le onde non risentono della presenza del corpo; al contrario nel caso di valori di D/L elevati il corpo incide in maniera sostanziale sul flusso delle particelle nel suo intorno. In questo caso non è possibile trascurare gli effetti di diffrazione del moto ondoso generati dalla presenza del corpo. In generale per D/L>1/5 gli effetti di diffrazione del moto ondoso non possono essere trascurati. Al contrario per D/L<1/5 gli effetti di diffrazione possono essere trascurati e il moto ondoso può essere descritto con un modello teorico semplificato (teoria lineare). In assenza di effetti di diffrazione (D/L<1/5) si possono realizzare due casi: D/L<1/5 e KC<4, gli effetti di drag possono essere trascurati e la forza sul corpo dovuta al moto ondoso è essenzialmente una forza di inerzia. D/L<1/5 e KC>4, la separazione del flusso risulta non trascurabile e la forza sul corpo dovuta al moto ondoso è data dalla somma della forza inerziale e della forza di drag. Sotto l’ipotesi che gli effetti di diffrazione del moto ondoso siano trascurabili (D/L<1/5) è possibile ottenere la forza dovuta al moto ondoso su un corpo cilindrico utilizzando la formula empirica di Morison (1950): u è la componente orizzontale della velocità delle particelle D è il diametro del cilindro A è la sezione trasversale del cilindro ρ è la densità del fluido CM è il coefficiente di inerzia (CM=1+CA) CA è il coefficiente di massa aggiunta CD è il coefficiente di drag La formula di Morison non ha una base teorica è semplicemente la sovrapposizione degli effetti inerziali e di trascinamento ottenuti separatamente da prove sperimentali. Il valore del coefficiente di drag CD può essere assunto pari a 0.7 mentre il valore di CM dipende dalla forma geometrica del corpo in esame e vale, nel caso di corpi cilindrici, 2, mentre nel caso di parallelepipedi 1.7. La velocità u(x,t) e l’accelerazione du/dt delle particelle fluide possono essere ricavate, ad ogni profondità h, applicando le espressioni della teoria lineare del moto ondoso: Pagina 12 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Attualmente non esistono metodi di calcolo per determinare le azioni del moto ondoso frangente su corpi sommersi o parzialmente sommersi. Di conseguenza per il calcolo preliminare delle azioni sulle strutture in caso di onde frangenti viene applicate nuovamente l’equazione di Morison considerando che l’azione viene esercitata dalla massa fluida in movimento con elevata velocità ma con accelerazione nulla. Pertanto nella formula viene annullato il termine inerziale mentre viene applicato un coefficiente di drag pari a 1.75 per il termine di trascinamento. 4.1.2 Condizioni di moto ondoso Per definire uno stato di moto ondoso viene comunemente utilizzata l’altezza d’onda significativa Hs definita come il valore medio del terzo superiore delle altezze d’onda individuali ordinate in senso decrescente appartenenti ad una registrazione ondametrica avente generalmente durata di 30 minuti. Nelle verifiche delle opere si utilizza generalmente il valore dell’altezza d’onda massima Hmax = 1.8×Hs. Lo studio meteomarino ha permesso di determinare, sulla base della serie storica degli eventi di moto ondoso registrati dalla boa ondametrica di Monopoli, la legge probabilistica degli eventi estremi che fornisce, per ogni settore direzionale individuato, l’altezza d’onda significativa associata ad un determinato tempo di ritorno. L’analisi della serie storica ha permesso inoltre di determinare la relazione tra altezza significativa e periodo di picco con la quale sono stati calcolati i periodo di picco associati alle mareggiate riportate in Tabella 4-1. Tabella 4-1. Eventi di moto ondoso estremi al largo di Monopoli. Settori di provenienza al largo Tempo di ritorno (anni) 310° – 30° N 20° - 90° N 90° - 130°N Hs (m) Tp(s) Hs (m) Tp(s) Hs (m) Tp(s) 1 3.5 8.1 3.3 7.9 2.1 7.0 5 4.2 8.5 4.1 8.5 2.9 7.7 10 4.5 8.7 4.5 8.7 3.2 7.9 100 5.5 9.2 5.7 9.3 4.3 8.6 L’applicazione del modello di rifrazione inversa spettrale MEROPE ha altresì permesso di valutare i processi di rifrazione e shoaling dovuti ai fondali che interessano il moto ondoso nella sua propagazione da largo verso riva sino a raggiungere le condizioni di frangimento. Per calcolare il moto ondoso al piede dell’opera è stata applicata la formula di Goda per determinare l’altezza d’onda all’interno della zona di surf del moto ondoso e verificare di conseguenza le condizioni di frangimento: Pagina 13 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Dove i coefficienti β0, β1 , etc… sono espressi in funzione delle caratteristiche di ripidità dell’onda e della pendenza del fondale (Goda, 2000). Per lo svolgimento delle verifiche strutturali e di stabilità delle opere del terminale marittimo sono state prese in considerazione diverse onde di progetto in funzione del tempo di ritorno Tr, e del fondale di progetto. Per le verifiche allo stato limite ultimo è stata utilizzata la massima altezza significativa al largo associata ad un tempo di ritorno di 100 anni, pari a Hs=5.7 m. Utilizzando le formule di Goda per tale onda sono state determinate le caratteristiche al piede dell’opera. 4.2 Azioni dovute alle forze di ormeggio Sui mooring dolphins sono alloggiati i ganci a rilascio rapido per l’ormeggio delle navi. Tali dispositivi trasferiscono alla struttura sottostante, attraverso una piastra ancorata con dei tirafondi, le azioni orizzontali e verticali che le cime di ormeggio esercitano in funzione delle condizioni meteomarine (vento, moto ondoso, corrente). La capacità portante necessaria per le bitte è stata assunta pari alla somma dei carichi limite delle cime di ormeggio. Il calcolo dei carichi limite per le cime di ormeggio è stato valutato secondo i criteri indicati dall’OCIMF (OCIMF, Second Edition 1997) ed ha permesso di determinare il MBL (minimum breaking load) per le cime di ormeggio necessario a garantire un ormeggio sicuro alla massima nave di progetto (70.000 DWT). Il risultato ottenuto è per ogni cima MBL= 600kN. La capacità di tenuta delle unità di ormeggio risulta di conseguenza: 3×MBL = 3×600 kN = 1800 kN, per le unità a triplo gancio: 2×MBL = 2×600 kN = 1200 kN, per le unità a doppio gancio: Tali azioni vengono assunte omnidirezionali quindi nelle verifiche tali forze vengono assunte concordi alla direzione del moto ondoso incidente. La verifica delle sistema nave-cima di ormeggio-ganci a scocco-struttura viene effettuata sotto l’assunzione che la cima di ormeggio deve rompersi prima di raggiungere la capacità limite della bitta, che a sua volta deve rompersi prima di raggiungere la resistenza limite della fondazione. Pagina 14 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 4.3 001 MR 004 0- CSI Azioni in fase di accosto e ormeggio della nave Durante le fasi di accosto della nave l’energia cinetica della nave viene assorbita dai fender i quali per reazione generano una reazione vincolare. Le briccole di ormeggio (fender dolphins) sono soggette pertanto all’effetto di tale reazione vincolare. Il calcolo dell’energia di accosto che deve essere assorbita dai fender, presentato nella relazione tecnica di progetto, è stato effettuato secondo i criteri definiti dal PIANC. Il calcolo ha fornito come risultato un energia massima da assorbire pari a 1910 kN. Ipotizzando che tale energia sia assorbita da un solo fender conico di altezza 1600 mm, utilizzando i diagrammi di deformazione dei fender, si ottiene una reazione massima di 2270 kN. 4.4 Carichi permanenti portati Sulle strutture sono previsti dei carichi permanenti portati dovuti alle pavimentazioni, agli elementi metallici costituenti i guard rail ed ai tubi in acciaio per realizzare il sistema di adduzione degli oli vegetali. Il sovraccarico distribuito dovuto alla presenza della pavimentazione è stato stimato pari a 1.7 kN/m². Il sovraccarico distribuito dovuto alle tubazioni ed ai guard rails è stato valutato pari 6 kN/m. 4.5 Sovraccarichi accidentali Nei calcoli strutturali delle strutture del pontile di collegamento è stato applicato un sovraccarico accidentale dovuto al passaggio di un mezzo gommato (autogru o autocisterna) a tre assi del peso complessivo di 360 kN (120 kN/asse). I passaggio del veicolo comporta un sovraccarico verticale di tipo statico a cui viene aggiunto un incremento per tenere conto dell’effetto dinamico. Il coefficiente dinamico φ è funzione delle dimensioni del mezzo e vale: φ= 1.4 - [ (L-10) / 150 ] = 1.4 - [ (11.7-10) / 150 ] = 1.39 Il carico verticale attribuito ad ogni asse risulta pertanto: 360/3 kN × 1.39 = 166.8 kN/asse Inoltre si è tenuto conto dell’azione orizzontale dovuta alla frenata del mezzo: [ (360 kN × 1.39) / 2 ] × 0.6 = 150.12 kN Pagina 15 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 5 Cassoni tipo A per il pontile di collegamento 5.1 Descrizione della struttura Il cassone tipo A costituisce la pila di fondazione per il sostegno dell’impalcato per il pontile di collegamento a terra del terminale marittimo.. La struttura prefabbricata in c.a. è costituita da un cassone cellulare, avente 3×2 celle, con con fusto di dimensioni 9.0 m × 13.3 m e altezza variabile in funzione della profondità di installazione, variabile tra -12.0 e -19.50 19.50 m sul l.m.m.. Il solettone di base del cassone ha dimensioni 10.0 m × 14.30 m con spessore di 50 cm. Il cassone è chiuso in i sommità da una soletta di spessore pari a 35 cm. Alle quattro estremità del cassone sono previsti quattro pali di c.a. di diametro Ø1000. La Figura 5-1 riporta le diverse fasi per la realizzazione della pila di fondazione. La struttura prefabbricata viene trasportata in galleggiamento e affondata inizialmente con zavorra liquida, poi sostituita sostituita in una fase successiva con zavorra solida [1]. Per la fase di trasporto e installazione, al fine di garantire le condizioni di stabilità nautica del cassone, è stata prevista la realizzazione parziale dei pali, per un altezza sufficiente ad assicurare, una volta affondato il cassone, l’emersione dei pali per almeno 50 cm. Figura 5-1. Fasi di realizzazione del cassone tipo A. Successivamente vengono completati i pali fino al raggiungimento della quota +6.20 +6 sul l.m.m. [2], vengono gettate in opera, con l’impiego di un cassero prefabbricato a perdere in c.a, le due travi trasversali [3], di larghezza 2.8 m, altezza 1.0 m e lunghezza 10.0 m; la soletta [4] di spessore pari a 50 cm, e il getto di completamento completamento [5] di spessore pari a 2.0 m. Infine vengono poste in opera le travi prefabbricate dell’impalcato [6]. Pagina 16 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 5.2 001 MR 004 0- CSI Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto Il trasporto e la messa in opera del cassone tipo A viene effettuata via mare con il cassone in galleggiamento. Al fine di assicurare una altezza metacentrica di almeno 0.5 m è necessario inserire all’interno delle celle del cassone una zavorra solida di stabilizzazione. In Tabella 5-1 sono riportate le condizioni di galleggiamento in fase di trasporto per i diversi cassoni tipo A. Si osserva che il pescaggio dei cassoni varia tra circa 7.6 m e 13.0 m. Le verifiche di galleggiamento sono state effettuate considerando un peso specifico di 24.5 kN/m³ per il calcestruzzo e di 10.1 kN/m³ per l’acqua di mare. Tabella 5-1. Galleggiamento dei cassoni tipo A in fase di trasporto. CASSONE A1 A2 A3 A4 A5 A6 A7 A8 A9 A10 A11 FUSTO ALTEZZA FUSTO (senza tappo) [m] 7.65 7.65 9.65 10.65 11.15 11.65 12.15 13.65 11.65 11.15 10.65 SEZIONE TRASVERSALE CASSONE [m²] 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 31.76 VOLUME CLS [m³] 243.0 243.0 306.5 338.2 354.1 370.0 385.9 433.5 370.0 354.1 338.2 VOLUME VUOTO PER PIENO [m³] 915.7 915.7 1155.1 1274.8 1334.7 1394.5 1454.4 1633.9 1394.5 1334.7 1274.8 14.9 SOLETTONE DI BASE LUNGHEZZA [m] 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 14.9 LARGHEZZA [m] 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 10.6 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 157.94 AREA DI BASE [m²] ALTEZZA [m] VOLUME [m³] 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 78.97 TAPPO ALTEZZA [m] 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 AREA [m²] 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 119.7 VOLUME [m³] 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 41.90 4 PALI ALTEZZA [m] 4 4 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 SEZIONE TRASVERSALE (4 pali) [m²] 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 3.1 VOLUME CAMICIA DI ACCIAIO [m³] 0.5 0.5 0.7 0.7 0.7 0.7 0.7 0.7 0.7 0.7 0.7 12.57 12.48 17.16 17.16 17.16 17.16 17.16 17.16 17.16 17.16 17.16 VOLUME [m³] ALTEZZA TOTALE CASSONE [m] 8.5 8.5 10.5 11.5 12.0 12.5 13.0 14.5 12.5 12.0 11.5 376.4 376.3 444.5 476.3 492.1 508.0 523.9 571.5 508.0 492.1 476.3 9221.7 9219.6 10890.5 11668.6 12057.7 12446.7 12835.8 14003.0 12446.7 12057.7 11668.6 ZAVORRA DI STABILIZZAZIONE [kN] 110 110 850 1200 1300 1400 1600 1900 1400 1300 1200 ALTEZZA EMERSA [m] 0.9 0.9 0.9 1.0 1.1 1.2 1.2 1.5 1.2 1.1 1.0 PESCAGGIO [m] 7.6 7.6 9.6 10.5 10.9 11.3 11.8 13.0 11.3 10.9 10.5 γcls = 24.5 kN/m³ γwat = 10.1 kN/m³ VOLUME CLS [m³] PESO CASSONE [kN] 5.3 Verifiche di stabilità globale della struttura I calcoli di stabilità globale della struttura sono stati effettuati per il cassone A1 che, in condizioni limite di progetto (TR 100), è investito da un onda frangente. Tale condizione risulta essere la più gravosa in termini di forze agenti sulla struttura. In Figura 5-2 è riportato lo schema di calcolo adottato per le verifiche di stabilità globale. 5.3.1 Determinazione delle azioni agenti sulla struttura I carichi agenti sulla struttura sono i carichi permanenti (peso della struttura e spinta di galleggiamento) e i carichi accidentali dovuti all’azione del moto ondoso. Si è assunto che in condizioni limite di progetto non vi sia la presenza sul pontile di collegamento di mezzi pertanto nelle verifiche di stabilità globale sono state prese in considerazione solo le azioni dovute al moto ondoso e le azioni sismiche. Pagina 17 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Con riferimento al sistema di riferimento adottato, in Tabella 5-2 sono riportati i carichi permanenti e il loro punto di applicazione. A vantaggio della sicurezza non sono stati tenuti in conto i carichi verticali agenti sulla struttura dovuti agli impalcati in c.a.p.. Figura 5-2. Schema di calcolo per le verifiche di stabilità globale del cassone tipo A1. Tabella 5-2. Peso della struttura e spinta idrostatica agente sul cassone tipo A1 in opera. ELEMENTO STRUTTURALE L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] P [kN] X [m] Z [m] SOLETTONE DI BASE 14.9 10.6 0.5 157.9 79.0 1934.8 7.5 0.3 FUSTO 13.3 9.0 7.65 31.8 243.0 5952.6 7.5 4.3 TAPPO 13.3 9.0 0.4 119.7 41.9 1026.4 7.5 8.3 RIEMPIMENTO CON SABBIA 5.00 87.9 439.7 3473.2 7.5 3.0 n°4 PALI Ø1000 9.7 3.1 30.5 746.6 7.5 13.4 n° 2 TRAVI - PULVINO 2.8 10.0 1.0 28.0 56.0 1372.0 7.5 18.7 SOLETTONE 14.5 10.0 0.5 145.0 72.5 1776.3 7.5 19.5 1.7 39.3 66.7 1634.8 7.5 20.6 0.3 3.8 55.5 1360.6 7.5 21.6 0.1 145.0 14.5 246.5 7.5 21.8 SETTI SOLETTA SUPERIORE 14.5 PAVIMENTAZIONE 14.5 TUBAZIONI E GUARD RAIL 14.5 10.0 PESO TOTALE VOLUME IMMERSO 87.0 7.5 21.8 19610.8 7.5 9.5 L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] W [kN] X [m] Z [m] SOLETTONE DI BASE 14.9 10.6 0.5 157.9 79.0 797.6 7.5 0.3 FUSTO 13.3 9.0 7.7 119.7 915.7 9248.6 7.5 4.3 TAPPO 13.3 9.0 0.4 119.7 41.9 423.1 7.5 8.3 3.5 3.1 11.0 111.1 7.5 10.3 1047.6 10580.4 7.5 4.2 n°4 PALI Ø1000 SPINTA IDROSTATICA Le azioni risultanti e i diagrammi di spinta dovuti all’azione del moto ondoso sulla struttura in esame sono stati determinati utilizzando le formule di Morison (§4.1) sia sui pali che sul cassone sommerso. Pagina 18 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le condizioni di moto ondoso associate al tempo di ritorno TR 100 anni al largo e a ridosso della struttura sono riportate in Tabella 5-3. Le condizioni di frangimento dell’onda comportano solo azioni di trascinamento (drag) sulla struttura. Tabella 5-3. Condizioni di moto ondoso associate al tempo di ritorno TR 100 per il cassone tipo A1. MOTO ONDOSO AL LARGO - Tr = 100 anni Hso 5.7 m MOTO ONDOSO A RIDOSSO DELLE STRUTTURE Altezza d'onda significativa Ho,max 10.3 m Altezza dell'onda massima L Ts 9.30 s Periodo significativo k Lo 135.0 m Lunghezza dell'onda al largo FORMULAZIONE DI GODA PER L'ONDA SOTTOCOSTA so 0.042 Ripidità dell'onda al largo βο 0.10 βο∗ 0.18 Coefficiente di rifrazione β1 0.54 β1∗ 0.65 Altezza d'onda equivalente βmax 0.92 βmax* 1.65 14 m Profondita ad una distanza di 5 Hs h/Lo 0.10 h/Lo 0.10 12 m Imbasamento della struttura 0.9 Ho' 5.13 m h d ks 0.93 1/100 Coefficiente di shoaling Hs,riva 4.7 m onda frangente pendenza fondale Hmax,riva 8.5 m onda frangente forza [kN/m] i lunghezza d'onda a riva numero d'onda 40 10 20 5 0 0 fd fi -20 -5 elevazione η [m] kr 97.1 m 0.065 f +f d i -40 0 L/4 L/2 3L/4 -10 L 6 6 4 4 2 2 quota sul l.m.m. [m] quota sul l.m.m. [m] Figura 5-3. Andamento delle forze di drag e di inerzia in corrispondenza della superficie libera. 0 -2 -4 0 -2 -4 -6 -6 -8 -8 -10 -10 -12 30 25 20 15 10 Forza [kN] 5 0 Spinta sul singolo palo Fmax (x= 0; L) -12 150 100 50 0 Forza [kN] Spinta sul cassone Fmax (x = 0; L) Figura 5-4. Diagrammi di spinta sul singolo palo e sul cassone in corrispondenza della risultante massima. Osservando l’andamento delle forze unitarie agenti sui pali fd e fi di Figura 5-3, ottenuto in corrispondenza della superficie libera, si può verificare che la massima sollecitazione si verifica in fase di cresta ( per x = 2kπ, k=0, 1, 2, ……). Pagina 19 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI In Figura 5-4 sono riportati i diagrammi di spinta ottenuti, su un singolo palo e sul cassone di fondazione, in corrispondenza del valore della fase in cui la risultante, calcolata integrando il diagramma di spinta, raggiunge il valore massimo. Oltre all’azione orizzontale dovuta al moto ondoso è stata valutata la sottopressione calcolata utilizzando un diagramma di spinta triangolare sotto il piano di posa del cassone avente come valore massimo il valore della pressione ottenuto dalla teoria lineare. L’azione sismica sulla struttura è dovuta da due contributi: il primo è dato dalla forza d’inerzia dovuta alla massa del cassone, applicata nel baricentro della struttura, il secondo è data dall’azione idrodinamica sulla struttura sommersa. La Tabella 5-4 riporta il calcolo dell’azione sismica complessiva agente sulla struttura. Tabella 5-4. Azione sismica sulla struttura cassone A1. FORZA SISMICA Caratteristiche del sisma S= ag/g = 1 0.0526 bm = 0.2 I= 1 sottofondazione accelerazione sismica Coefficiente di riduzione accelerazione sismica Coefficiente di protezione sismica Forza sismica inerziale W= kh = 19611 kN 0.01052 Massa Struttura + massa aggiunta kv = 0.00526 kv = ±0.5 × kh k h = βm × Ss × St × ag / g Fh = 206.31 kN Forza sismica orizzontale Fv = 103.15 kN Forza sismica verticale Z= 9.46 m X= 7.45 m Fh = k h × W Fv = kv × W Punto di applicazione della forza Spinta idrodinamica 5.3.2 B= 9.0 m h= 12.0 m Larghezza cassoni B/h = Fidro = 0.8 118.2 kN Z= 7.2 m Punto di applicazione TOTALE SISMA Fv = 103.2 kN Fh = 324.5 kN Forza sismica verticale Altezza acqua Spinta idrodinamica Forza sismica totale orizzontale Z= 8.6 m Punto di applicazione X= 7.5 m Punto di applicazione Combinazione delle azioni Le verifiche degli SLU che coinvolgono la stabilità globale del corpo rigido (EQU) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2. Le verifiche nei confronti degli SLU del terreno di fondazione, che coinvolgono gli stati limite di tipo geotecnico (GEO), collasso per carico limite dell’insieme terreno-fondazione e collasso per scorrimento sul piano di posa, sono state eseguite secondo l’Approccio 1 delle norme tecniche per le costruzioni (Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici, 2008) utilizzando la combinazione 2: A2+M2+R2. Utilizzando tale approccio nelle verifiche tipo GEO alle azioni sono applicati i coefficienti riportati nella colonna A2 della Tabella 2-2, la resistenza al taglio del terreno è stata ridotta Pagina 20 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI applicando il coefficiente γM=1.25, e la resistenza globale viene ridotta utilizzando il coefficiente γR=1.1. Le azioni risultanti dovute al moto ondoso sono state ottenute sommando, in funzione della fase dell’onda, la risultante della forza agente sul cassone di fondazione e la forza agente sui 4 pali che sostengono la sovrastruttura. Per determinare la forza complessiva sui pali quattro pali è stata sommata all’azione sul primo palo investito dal moto ondoso la forza ottenuta ad una distanza di L/8 (~11.0 m). Sono state analizzate diverse condizioni di carico in funzione della fase d’onda. In Tabella 5-5 sono riportate le azioni agenti sulla struttura ottenute a variare della fase d’onda. Per le verifiche effettuate con la combinazione sismica, considerando che il coefficiente parziale da applicare alle azioni connesse al vento è pari a zero, non sono state tenute in conto le azioni dovute al moto ondoso in quanto direttamente correlati con il vento. Tabella 5-5. Forze elementari utilizzate per le verifiche agli stati limite. Azioni agenti sul cassone tipo A1 Peso proprio + Spinta di galleggiamento tipo di carico fase dell'onda G Forza verticale Forza orizzontale Momento rispetto P1 Momento rispetto P2 [kN] [kN] [kNm] [kNm] -9030 0 67276 -67276 1823 Moto ondoso in fase di cresta (Tr= 100 anni) QK1 0 2037 1114 -27505 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK2 L/4 0 -6 54 54 Moto ondoso in fase di cavo (Tr= 100 anni) QK3 L/2 -2037 -734 22751 -6576 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK4 3/4L 0 104 -1257 -1257 Sisma ↑ verso l'alto E1 103 324 -3571 2034 Sisma ↓ verso il basso E2 -103 324 -2034 -3571 5.3.3 Verifica a ribaltamento Le norme tecniche prevedono che il rapporto tra la somma dei momenti delle forze stabilizzanti (Mstab) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali e la somma dei momenti delle forze ribaltanti (Mrib) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali sia maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per gli SLU). I risultati delle verifiche al ribaltamento della struttura sono riportati in Tabella 5-6. 5.3.4 Verifica alla traslazione del piano di posa Il rapporto tra le forze resistenti nella direzione dello slittamento, incrementate eventualmente dei rispettivi coefficienti parziali e la somma delle componenti nella stessa direzione delle azioni sul cassone, incrementate dei rispettivi coefficienti parziali nelle varie combinazioni di carico deve essere maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per SLU GEO). La superficie di scorrimento è quella di separazione tra il piano di fondazione ed il terreno sottostante; il coefficiente d’attrito terreno - fondazione (µ) è pari a 0.6 quindi si assume 0.6/1.25 = 0.48 per la condizione SLU. I risultati delle verifiche di stabilità allo scorrimento sono riportati in Tabella 5-6. Pagina 21 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 5.3.5 001 MR 004 0- CSI Verifica a schiacciamento del piano di posa Per valutare le tensioni indotte dalla struttura sul piano di posa si ipotizza che le tensioni abbiano un andamento lineare. Tale ipotesi è valida solo se la piastra di fondazione è sufficientemente rigida. Le Istruzioni tecniche ammettono un carico massimo sulla fondazione di 5 kg/cm2. Se la sezione è interamente reagente (il punto di applicazione della forza cade all’interno del nocciolo centrale di inerzia – |e| ≤ H/6), si utilizza la nota espressione di Navier: σ max = N 6⋅e × 1 + B×H H σ min = N 6⋅e × 1 − B×H H nel caso di sezione parzializzata l’espressioni precedenti diventano: σ max = 2 N × 3 B ⋅ (H / 2 − e ) σmin = 0 I risultati delle verifiche allo schiacciamento del piano di poso sono riportati in Tabella 5-6. Pagina 22 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 5-6. Verifiche allo stato limite ultimo di stabilità globale per il cassone tipo A. VERIFICA AL RIBALTAMENTO NTC2008 - SLU - COMB. FONDAMENTALE COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ SLU - EQU - 1 0.9 G + 1.5 QK1 60549 -41257 1.47 SLU - EQU - 2 0.9 G + 1.5 QK2 60549 81 744.2 SLU - EQU - 3 0.9 G + 1.5 QK3 -60549 -9865 6.1 SLU - EQU - 4 0.9 G + 1.5 QK4 -60549 -1885 32.1 SLU - SISMA - EQU - 1 E+G 67276 -3571 18.8 SLU - SISMA - EQU - 2 E+G 67276 -2034 33.1 NTC2008 - COM. SISMICA VERIFICA ALLO SCORRIMENTO NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 f = 0.48 γ COMBINAZIONE Rd [kN] Ed [kN] SLU - GEO - 1 1/1.1 Rd + 1.3 Ed -5096 1449 3.5 SLU - GEO - 2 1/1.1 Rd + 1.3 Ed -3941 -8 487.33 SLU - GEO - 3 1/1.1 Rd + 1.3 Ed -2785 -954 2.9 SLU - GEO - 4 1/1.1 Rd + 1.3 Ed -3941 135 29.11 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -3847 324 11.9 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -4034 324 12.4 n Mi nFzi eccen. σ max σ min COMBINAZIONE [kNm] [kN] [m] [kg/cm²] [kg/cm²] SLU - GEO - 1 Rd + 1.3 Ed -64906 -6383 2.7 1.0 0.00 SLU - GEO - 2 Rd + 1.3 Ed -67206 -9030 0.0 0.6 0.58 SLU - GEO - 3 Rd + 1.3 Ed -75826 -11678 -1.0 1.0 0.46 SLU - GEO - 4 Rd + 1.3 Ed -68910 -9030 0.2 0.6 4.12 ECC - 1 Rd + 1.3 Ed -63481 -7039 1.6 0.7 0.17 ECC - 2 Rd + 1.3 Ed -67172 -9030 0.0 0.6 0.58 ECC - 3 Rd + 1.3 Ed -74143 -11022 -0.7 0.9 0.50 ECC - 4 Rd + 1.3 Ed -68164 -9030 0.1 0.6 4.23 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -65242 -8927 -0.1 0.6 0.54 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -70847 -9134 0.3 0.7 0.52 NTC2008 - COM. SISMICA VERIFICA ALLO SCHIACCIAMENTO DEL PIANO DI POSA NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 NTC2008 - COMBINAZIONE ECCEZIONALE NTC2008 - SLU - SISMA nota: il segno "+" va inteso come "in combinazione con…" 5.4 Verifiche strutturali Le verifiche strutturali della sovrastruttura del cassone tipo A, costituita dai quattro pali in elevazione dalla soletta e dalla sezione scatolare, sono state eseguite schematizzando la struttura con portale piano incastrato alla base. A favore di sicurezza la sezione resistente della sovrastruttura è stata schematizzata come una sezione scatolare corrispondente a due setti trasversali della sovrastruttura mentre la restante parte della sezione è stata considerata come peso portato, come mostrato in Figura 5-5. Pagina 23 Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 Soletta Asse palo SEZIONE A - A Trave di c.a.p. (L=21.70 m) B Giunto Punto di appoggio impalcato CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali 001 MR 004 0- CSI SEZIONE B - B Trave di c.a.p. (L=21.70 m) A 5.00 1.00 Peso portato +9.70 Sezione resistente 2.88 +9.70 +9.70 0.50 +7.20 +6.20 +6.20 Trave di c.a. Getto di Iª fase 2.125 Trasverso gettato in opera +6.20 0.00 Trave pulvino Palo di c.a. Ø1000 Palo di c.a. Ø1000 Palo di c.a. Ø1000 Ø 1000 B Trasverso gettato in opera 1.00 Trave di c.a. Getto di Iª fase 0.50 +7.80 +7.70 Getto di IIª fase 2.50 0.50 +7.80 1.70 0.30 +9.70 0.00 0.00 -5.00 -5.00 Figura 5-5. Schema di calcolo per le verifiche strutturali della sovrastruttura. 5.4.1 Azioni agenti sulla struttura I carichi permanenti agenti sulla struttura considerati per la verifica strutturale sono: il peso proprio della struttura resistente, il peso della parte di struttura non reagente, i sovraccarichi verticali dovuti agli impalcati in c.a.p. appoggiati sulle travi pulvino, i sovraccarichi permanenti dovuti alle pavimentazioni, alle tubazioni ed ai guard rail. Tabella 5-7. Carichi permanenti distribuiti portati dalla struttura. B [m] h [m] A [m²] P [kN/m] Soletta inferiore 2.1 0.5 1.1 26.0 Soletta superiore 2.10 0.3 0.6 15.4 CARICHI DISTRIBUITI Setto verticale 0.25 1.7 0.4 10.4 Pavimentazione 5.00 0.1 0.5 8.5 Tubazioni e guard rail 6.0 PESO TOTALE 66.4 I carichi concentrati sono rappresentati dal peso degli impalcati adiacenti alla struttura che poggiano sui pulvini del peso complessivo di 3100 kN. Il carico agente sul singolo palo è stato valutato ripartendo il peso degli impalcati sui quattro pali e sommando il peso dovuto ai traversi gettati in opera. Il carico concentrato risultante è pari a 790 kN e presenta un eccentricità rispetto all’asse del palo di 1.0 m. Pagina 24 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le azioni variabili agenti sulla struttura sono dovute al moto ondoso (TR100 anni) ed al passaggio di un mezzo gommato a tre assi di peso pari a 360 kN. I diagrammi di spinta dovuti al moto ondoso sono stati ottenuti con l’equazione di Morison già presentata in precedenza. A titolo di esempio in Figura 5-6 vengono riportati i diagrammi di carico relativi all’azione del moto ondoso sui pali e al passaggio di un autogru da 360 kN sulla struttura. (a) (b) Figura 5-6. Esempio dei diagrammi di spinta agenti sulla sovrastruttura. (a) azione orizzontale sui pali dovuta al moto ondoso. (b) sovraccarico verticale dovuto al passaggio di un autogru a tre assi da 360 kN. 5.4.2 Combinazione delle azioni Per determinare le massime sollecitazioni agenti sulla sovrastruttura è stato implementato un modello di calcolo strutturale agli elementi finiti tipo sap. Nel modello di calcolo sono state inserite tutte le azioni agenti sulla struttura, sia di tipo permanente (peso proprio della struttura, carichi permanenti dovuti al peso degli impalcati in c.a.p., alla pavimentazione, alle tubazioni ed ai guard rails), che di tipo accidentale (azioni sui pali dovute al moto ondoso, sovraccarico verticale dovuto al passaggio della gru, azione orizzontale dovuta alla frenata del mezzo). Le verifiche degli SLU che coinvolgono resistenza della struttura (STR) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2. Sono state analizzate due combinazioni di carico: La COMBINAZIONE 1: 1.3×G1 + 1.3×G2 + 1.5×Qk1 tiene conto dei carichi permanenti, dovuti al peso proprio della struttura ed ai carichi portati, e dei carichi variabili indotti sulla struttura dal passaggio di una autogru gommata da 360 kN. Per i carichi permanenti portati, essendo compiutamente definiti, è stato adottato lo stesso coefficiente valido per le azioni permanenti. A favore di sicurezza non è stato contemplato il momento generato dall’eccentricità del carico concentrato dovuto agli impalcati adiacenti. Le sollecitazioni agenti sulla struttura ottenute con la combinazione esaminata sono riportate in Tabella 5-8. Pagina 25 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 5-8. Sollecitazioni sulla struttura ottenute con la COMBINAZIONE 1. (a) Momento (b) Sforzo Normale Azioni agenti sul palo Mmax 611.98 kNm Nmax 4008.97 kN Tmax 127.58 kN Azioni agenti sulla sovrastruttura Mmax 5395.98 kNm Nmax 127.58 kN Tmax 1900.49 kN (c) Taglio La COMBINAZIONE 2: 1.3×G1 + 1.3×G2 + 1.5×Qk1 + 1.0×Qk2 tiene conto dei carichi permanenti, dovuti al peso proprio della struttura ed ai carichi portati, e dei carichi variabili indotti sulla struttura dal passaggio di una autogru gommata da 360 kN. Per i carichi permanenti portati, essendo compiutamente definiti, è stato adottato lo stesso coefficiente valido per le azioni permanenti. A favore di sicurezza non è stato contemplato il momento generato dall’eccentricità del carico concentrato dovuto agli impalcati adiacenti. Le sollecitazioni agenti sulla struttura ottenute con la combinazione esaminata sono riportate in Tabella 5-8. Pagina 26 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 5-9. Sollecitazioni sulla struttura ottenute con la COMBINAZIONE 2. (b) Sforzo Normale (a) Momento Azioni agenti sul palo Mmax 824.64 kNm Nmax 4023.33 kN Tmax 204.62 kN Azioni agenti sulla sovrastruttura Mmax 5344.57 kNm Nmax 146.40 kN Tmax 1503.98 kN (c) Taglio Pagina 27 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 5.4.3 001 MR 004 0- CSI Verifiche a presso-flessione La sezione resistente del palo di diametro Ø1000 mm, come mostrato in Figura 4-1, presenta armatura longitudinale costituita da 15 ferri Ø20 mm in acciaio FeB44k e staffe circolari Ø12 mm passo 25 cm . Il copriferro è stato imposto pari a 8 cm. 187.5 50.0 Ø20/20 30.0 5.0 50.0 staffe Ø12/25 8.0 250.0 50.0 Ø10 0 .0 170.0 Ø20/15 5.0 Ø24/20 287.5 Figura 5-7. Sezioni resistenti del palo e della sovrastruttura. In Figura 5-8 viene riportato il dominio momento flettente / sforzo normale in cui la sezione circolare in c.a. del palo di diametro Ø1000 risulta verificata secondo le NTC 2008. Momento Flettente [kNm] 2000 1000 COMB 2 COMB 1 0 -1000 -2000 -2500 0 2500 5000 7500 10000 Sforzo Normale [kN] 12500 15000 17500 Figura 5-8. Dominio M-N per la sezione circolare del palo in c.a. di diametro Ø1000 mm. Pagina 28 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI La sezione resistente della sovrastruttura, come mostrato in Figura 4-1, presenta armatura tesa costituita da ferri Ø24 mm in acciaio FeB44k con passo 20cm . Il copriferro è stato imposto pari a 5 cm. In Tabella 5-10 sono riportate le verifiche a flessione della sezione scatolare della sovrastruttura. Tabella 5-10. Verifiche STR per la sezione scatolare in c.a. della sovrastruttura. Verifica STR a flessione sezione scatolare sovrastruttura COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ Momento flettente M 1.3 G1 + 1.3G2 + 1.5 QK1 6414 5396 1.19 Momento flettente M 1.3 G1 + 1.3G2 + 1.5 QK1 + QK2 6414 5345 1.20 Pagina 29 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 6 Mooring dolphins 6.1 Descrizione della struttura Il cassone tipo B costituisce l’elemento di fondazione per le realizzazione dei mooring dolphins, sia quelli esterni che quelli più interni. La struttura prefabbricata del cassone tipo B è costituita da un cassone cellulare in c.a., .a., avente 2×2 celle, con fusto di dimensioni 11.75 m × 13.0 m e altezza variabile in funzione della profondità di installazione, variabile tra -17.0 e -20.50 m sul l.m.m.. Il solettone di base del cassone ha dimensioni in pianta di 13.75 m × 15.00 m ed ha h spessore di 80 cm. Il cassone è chiuso in sommità da una soletta di spessore pari a 35 cm. Dall’estradosso del cassone si elevano sei pali in c.a. di diametro Ø1200. La Figura 6-1 riporta le fasi di realizzazione della struttura. Il cassone tipo B viene trasportato in galleggiamento e affondato, inizialmente con zavorra liquida, la quale, in una fase successiva, viene sostituita con zavorra solida (1). (1). Per la fase di trasporto e installazione, al fine di garantire le condizioni di stabilità nautica del cassone, è stata prevista la realizzazione parziale dei pali, per un altezza sufficiente ad assicurare, una volta affondato il cassone, l’emersione dei pali per almeno 50 cm. Figura 6-1.. Fasi di realizzazione del cassone tipo B per la realizzazione dei mooring dolphins. Successivamente vengono completati i pali fino al raggiungimento della quota +5.50 sul su l.m.m. (2), vengono gettate in opera, con l’impiego di un cassero prefabbricato a perdere in c.a, le due travi trasversali (3), di larghezza 3.0 m, altezza 1.5 1. m e lunghezza 14.75 m; infine viene realizzata la soletta (4) di spessore 1.2 1. m. Pagina 30 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 6.2 001 MR 004 0- CSI Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto Il trasporto e la messa in opera del cassone tipo B viene effettuata via mare con il cassone in galleggiamento. Al fine di assicurare una altezza metacentrica non inferiore a 30 cm è necessario inserire all’interno delle celle del cassone una zavorra solida di stabilizzazione. In Tabella 5-1 sono riportate le condizioni di galleggiamento in fase di trasporto per i diversi cassoni tipo B. Si osserva che il pescaggio dei cassoni varia tra circa 7.6 m e 13.0 m. Le verifiche di galleggiamento sono state effettuate considerando un peso specifico di 24.5 kN/m³ per il calcestruzzo e di 10.1 kN/m³ per l’acqua di mare. Tabella 6-1. Galleggiamento dei cassoni tipo B in fase di trasporto e installazione. CASSONE B1 B2 B3 B4 B5 B6 B7 B8 B9 B10 B11 B12 B13 FUSTO LUNGHEZZA [m] 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 13 LARGHEZZA [m] 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 11.75 altezza laterale 10.7 11.2 11.7 12.2 13.7 13.7 13.7 11.2 11.2 11.7 12.2 14.2 14.7 ALTEZZA FUSTO [m] 10.35 10.85 11.35 11.85 13.35 13.35 13.35 10.85 10.85 11.35 11.85 13.85 14.35 39.94 SEZIONE TRASVERSALE [m²] 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 39.94 VOLUME CLS [m³] 413.4 433.3 453.3 473.3 533.2 533.2 533.2 433.3 433.3 453.3 473.3 553.2 573.1 VOLUME V.P.P. [m³] 1581.0 1657.3 1733.7 1810.1 2039.2 2039.2 2039.2 1657.3 1657.3 1733.7 1810.1 2115.6 2192.0 SOLETTONE DI BASE LUNGHEZZA [m] 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 15 LARGHEZZA [m] 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 13.75 AREA DI BASE [m²] 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 206.25 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 165.00 ALTEZZA [m] VOLUME [m³] TAPPO ALTEZZA [m] 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 0.35 AREA [m²] 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 152.8 VOLUME [m³] 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 53.46 9 PALI Ø1200 ALTEZZA [m] 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 5.5 SEZIONE [m²] 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 10.2 VOLUME [m³] 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 55.95 ALTEZZA TOTALE [m] 11.5 12.0 12.5 13.0 14.5 14.5 14.5 12.0 12.0 12.5 13.0 15.0 15.5 VOLUME CLS [m³] 687.8 707.8 727.7 747.7 807.6 807.6 807.6 707.8 707.8 727.7 747.7 827.6 847.6 16851.0 17340.3 17829.5 18318.8 19786.6 19786.6 19786.6 17340.3 17340.3 17829.5 18318.8 20275.9 20765.1 600 800 1000 1200 1600 1600 1600 800 800 1000 1400 1700 1900 PESO CASSONE [kN] ZAVORRA SOLIDA [kN] ALTEZZA EMERSA [m] 0.5 0.5 0.6 0.6 0.9 0.9 0.9 0.5 0.5 0.6 0.5 1.0 1.1 PESCAGGIO [m] 11.0 11.5 11.9 12.4 13.6 13.6 13.6 11.5 11.5 11.9 12.5 14.0 14.4 γcls = 24.5 kN/m³ γwat = 10.1 kN/m³ 10.1 kN/m³ 6.3 Verifiche di stabilità globale della struttura Le verifiche agli stati limite della struttura sono state eseguite considerando l’opera ultimata, comprensiva delle travi e della soletta. I calcoli di stabilità globale ed i calcoli strutturali della struttura sono stati effettuati per il cassone B13 che non beneficia del peso aggiuntivo dovuto alla travi dell’impalcato e che, in condizioni limite di progetto (TR 100), risulta soggetto ad una combinazione di carico che risulta essere la più gravosa. Le caratteristiche geometriche del cassone B13 e della sovrastruttura e lo schema di calcolo relativi al mooring dolphins sono riportati Figura 6-2. Pagina 31 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 6.3.1 001 MR 004 0- CSI Determinazione delle azioni agenti sulla struttura I carichi agenti sulla struttura sono i carichi permanenti (peso della struttura e spinta di galleggiamento) e i carichi accidentali dovuti all’azione del moto ondoso, alle forze di ormeggio e alle azioni sismiche. Con riferimento al sistema di riferimento adottato, in Tabella 6-2 sono riportati i carichi permanenti e il loro punto di applicazione. Figura 6-2. Dimensioni caratteristiche del cassone B13 e schema di calcolo per le verifiche globali. Tabella 6-2. Peso della struttura e spinta idrostatica agente sul cassone tipo B13 in opera. L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] P [kN] X [m] SOLETTONE DI BASE 15.0 13.75 0.8 206.3 165.0 4042.5 7.5 0.4 FUSTO 13.0 11.75 14.35 39.9 573.1 14041.9 7.5 8.0 TAPPO 13.0 11.75 15.3 ELEMENTO STRUTTURALE Z [m] 0.35 152.8 53.5 1309.8 7.5 RIEMPIMENTO CON SABBIA 14.35 112.8 1618.7 12949.4 7.5 8.0 n°9 PALI Ø1200 10.0 10.2 101.8 2493.8 7.5 20.5 n° 3 TRAVI - PULVINO 14.75 3.00 1.5 44.3 199.1 4878.6 7.5 26.3 SOLETTONE 14.75 13.3 1.2 196.2 235.4 5767.5 7.5 27.6 45483.6 7.5 12.6 Z [m] PESO TOTALE L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] W [kN] X [m] SOLETTONE DI BASE 15.0 13.75 0.8 206.3 165.0 1666.5 7.5 0.4 FUSTO 13.0 11.75 14.35 152.8 2192.0 22138.8 7.5 8.0 TAPPO 13.0 11.75 0.4 152.8 53.5 540.0 7.5 15.3 5.0 10.2 50.9 514.0 7.5 18.0 2461.3 24859.3 7.5 7.8 VOLUME IMMERSO n°6 PALI Ø1200 SPINTA IDROSTATICA Pagina 32 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le azioni risultanti e i diagrammi di spinta dovuti all’azione del moto ondoso sulla struttura in esame sono stati determinati utilizzando le formule di Morison (§4.1) sia sui pali che sul cassone sommerso. Le condizioni di moto ondoso associate al tempo di ritorno TR 100 anni al largo e a ridosso della struttura sono riportate in Tabella 6-3. Tabella 6-3. Condizioni di moto ondoso al largo e a ridosso del cassone B13. MOTO ONDOSO AL LARGO - Tr = 100 anni Hso 5.7 m MOTO ONDOSO A RIDOSSO DELLE STRUTTURE Altezza d'onda significativa Ho,max 10.3 m Altezza dell'onda massima L 112.6 m lunghezza d'onda a riva Ts 9.30 s Periodo significativo k 0.056 numero d'onda Lo 135.0 m Lunghezza dell'onda al largo FORMULAZIONE DI GODA PER L'ONDA SOTTOCOSTA so 0.042 Ripidità dell'onda al largo βο 0.10 β ο∗ 0.18 kr 0.9 Coefficiente di rifrazione β1 0.54 β 1∗ 0.65 Altezza d'onda equivalente β max 0.92 β max* 1.65 0.16 h/Lo 0.16 Ho' 5.13 m h 21.5 m Profondita ad una distanza di 5 Hs h/Lo d 20.5 m Imbasamento della struttura ks 0.91 Coefficiente di shoaling Hs,riva pendenza fondale Hmax,riva i 1/100 4.7 m onda non frangente 8.43 m onda non frangente Le caratteristiche geometriche dei pali fanno si che l’azione del moto ondoso su essi sia dovuta sia all’azione di drag (fd) che alla forza d’inerzia (fi). Nel caso del cassone di fondazione invece si verificano le condizioni di prevalenza degli effetti di inerzia pertanto le azioni sul cassone sono determinate esclusivamente con la componente inerziale della forza (fi). Per determinare l’azione complessiva dell’onda sul gruppo di pali che costituiscono la struttura sono state valutate le forze in funzione della fase dell’onda. Osservando l’andamento delle forze unitarie fd e fi riportato in Figura 6-3, ottenuto in corrispondenza della superficie libera, si può verificare che esiste uno sfasamento tra la forza di drag e la forza di inerzia agente sui pali pari π/4. Questo fatto comporta che la risultante massima non si verifica, generalmente, in corrispondenza della cresta o del cavo dell’onda ma dove la somma delle due componenti risulta massima. Nel caso del palo circolare la massima sollecitazione si verifica per x=L/16. Nel caso del cassone di fondazione la massima forza, essendo dovuta esclusivamente alla componente inerziale fi , si verifica quando la componente di accelerazione delle particelle assume valore massimo, il che si accade nel punto di flesso del profilo dell’onda, quando η=0 (x=L/4). Pagina 33 Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 10 10 5 5 0 0 f d f -5 -5 i MR 004 0- CSI elevazione η [m] forza [kN/m] CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali f +f d i -10 0 L/4 L/2 -10 3L/4 L Figura 6-3. Andamento delle forze di drag e di inerzia agenti sui pali in corrispondenza della superficie 5 5 0 0 quota sul l.m.m. [m] quota sul l.m.m. [m] libera. -5 -10 -5 -10 -15 -15 -20 -20 15 10 5 Forza [kN] Spinta sul singolo palo Fmax (x=L/16) 0 600 500 400 300 200 Forza [kN] 100 0 Spinta sul cassone Fmax (x=L/4) Figura 6-4. Diagrammi di spinta sul singolo palo e sul cassone in corrispondenza della massima risultante In Figura 6-4 sono riportati i diagrammi di spinta ottenuti, su un singolo palo e sul cassone di fondazione, in corrispondenza del valore della fase d’onda in cui la risultante, calcolata integrando il diagramma di spinta, raggiunge il valore massimo. Oltre all’azione orizzontale dovuta al moto ondoso è stata valutata la sottopressione calcolata utilizzando un diagramma di spinta triangolare sotto il piano di posa del cassone avente come valore massimo il valore della pressione dato dalla teoria lineare. L’azione massima dovuta alle forze di ormeggio, data dalle unità triple di ganci a scocco rapido, è stata quantificata in 1800 kN. Tale forza è applicata in sommità alla struttura, alla quota di 7.70 m sul l.m.m., e nelle verifiche è stata ipotizzata agente nella stessa direzione del moto ondoso. L’azione sismica sulla struttura è dovuta da due contributi: il primo è dato dalla forza d’inerzia dovuta alla massa del cassone, applicata nel baricentro della struttura, il secondo è data dall’azione idrodinamica sulla struttura sommersa. La Tabella 6-4 riporta il calcolo dell’azione sismica complessiva agente sulla struttura. Pagina 34 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 6-4. Azione sismica agente sulla struttura cassone B13. FORZA SISMICA Caratteristiche del sisma S= ag/g = 1 0.053435 bm = 0.2 I= 1 sottofondazione accelerazione sismica Coefficiente di riduzione accelerazione sismica Coefficiente di protezione sismica Forza sismica inerziale W= kh = 45484 kN 0.0107 Massa Struttura + massa aggiunta kv = 0.0053 kv = ±0.5 × k h Fh = 486.08 kN Forza sismica orizzontale Fv = 243.04 kN Forza sismica verticale Z= 12.65 m X= 7.50 m k h = βm × Ss × St × ag / g Fh = k h × W Fv = kv × W Punto di applicazione della forza Spinta idrodinamica 6.3.2 B= 13.0 m Larghezza cassoni H= 20.5 m Altezza acqua B/H = Fidro = 0.6 342.5 kN Z= 12.3 m Punto di applicazione TOTALE SISMA Fv = 243.0 kN Fh = 828.5 kN Forza sismica verticale Spinta idrodinamica Forza sismica totale orizzontale Z= 12.5 m Punto di applicazione X= 7.5 m Punto di applicazione Combinazione delle azioni Stabilità globale della struttura Le verifiche degli SLU che coinvolgono la stabilità globale del corpo rigido (EQU) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2. Le verifiche nei confronti degli SLU del terreno di fondazione, che coinvolgono gli stati limite di tipo geotecnico (GEO), collasso per carico limite dell’insieme terreno-fondazione e collasso per scorrimento sul piano di posa, sono state eseguite secondo l’Approccio 1 delle norme tecniche per le costruzioni (Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici, 2008) utilizzando la combinazione 2: A2+M2+R2. Utilizzando tale approccio nelle verifiche tipo GEO alle azioni sono applicati i coefficienti riportati nella colonna A2 della Tabella 2-2, la resistenza al taglio del terreno è stata ridotta applicando il coefficiente γM=1.25, e la resistenza globale viene ridotta utilizzando il coefficiente γR=1.1. Si fa presente che le verifiche tipo EQU sono state eseguite utilizzando come carico variabile solamente l’azione del moto ondoso associata ad un tempo di ritorno di 100 anni. Date le norme di utilizzo del terminale marittimo si ritiene impossibile che in occasione di tale mareggiata sia presente all’ormeggio la nave. Pertanto non è stata considerata la contemporaneità delle azioni dovute al moto ondoso e del tiro alla bitta. Per tenere conto della contemporaneità del tiro alla bitta e dell’azione del moto ondoso è stata utilizzata una combinazione di carico eccezionale che contempla le azioni dovute al tiro alla bitta e l’azione del moto ondoso sulla struttura dovute ad un onda con tempo di ritorno Tr=10 anni. Pagina 35 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le azioni risultanti dovute al moto ondoso sono state ottenute sommando, in funzione della fase dell’onda, la risultante della forza agente sul cassone di fondazione e la forza agente sui 9 pali che sostengono la sovrastruttura. Per determinare la forza complessiva sui pali è stata sommata all’azione agente sul primo palo investito dall’onda la forza ottenuta ad una distanza di L/16 (~7.6 m). Sono state analizzate diverse condizioni di carico in funzione della fase d’onda. In Tabella 6-5 sono riportate le azioni agenti sulla struttura ottenute a variare della fase d’onda. Per le verifiche effettuate con la combinazione sismica, considerando che il coefficiente parziale da applicare alle azioni connesse al vento è pari a zero, non sono state tenute in conto le azioni dovute al moto ondoso e al tiro alla bitta in quanto direttamente correlati con il vento. Tabella 6-5. Forze elementari agenti sul mooring dolphins (cassone B13) utilizzate per le verifiche. Azioni agenti sul cassone tipo B13 Peso proprio + Spinta di galleggiamento Moto ondoso in fase di cresta (Tr= 100 anni) tipo di carico fase dell'onda G QK1 0 Forza verticale Forza orizzontale Momento rispetto P1 Momento rispetto P2 [kN] [kN] [kNm] [kNm] -20624 0 154682 -154682 2143 376 -27636 2367 -51550 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK2 L/4 0 6210 -51550 Moto ondoso in fase di cavo (Tr= 100 anni) QK3 L/2 -2143 -44 20685 -9318 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK4 3/4L 0 -6263 52632 52632 Moto ondoso in fase di cresta (Tr= 10 anni) QK5 0 1516 192 -17962 3263 -41530 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 10 anni) QK6 L/4 0 4954 -41530 Moto ondoso in fase di cavo(Tr= 10 anni) QK7 L/2 -1516 -41 14826 -6399 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 10 anni) QK8 3/4L 0 -4989 42247 42247 Tiro alla bitta QK9 0 1800 -14040 -14040 Sisma ↑ verso l'alto E1 243 829 -12184 8538 Sisma ↓ verso il basso E2 -243 829 -8538 -12184 6.3.3 Verifica a ribaltamento Le norme tecniche prevedono che il rapporto tra la somma dei momenti delle forze stabilizzanti (Mstab) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali e la somma dei momenti delle forze ribaltanti (Mrib) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali sia maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per gli SLU). I risultati delle verifiche al ribaltamento della struttura sono riportati in Tabella 6-6. 6.3.4 Verifica alla traslazione del piano di posa Il rapporto tra le forze resistenti nella direzione dello slittamento, incrementate eventualmente dei rispettivi coefficienti parziali e la somma delle componenti nella stessa direzione delle azioni sul cassone, incrementate dei rispettivi coefficienti parziali nelle varie combinazioni di carico deve essere maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per SLU GEO). La superficie di scorrimento è quella di separazione tra il piano di fondazione ed il terreno sottostante; il coefficiente d’attrito terreno - fondazione (µ) è pari a 0.6 quindi si assume 0.6/1.25 = 0.48 per la condizione SLU. I risultati delle verifiche di stabilità allo scorrimento sono riportati in Tabella 6-6. Pagina 36 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 6.3.5 001 MR 004 0- CSI Verifica a schiacciamento del piano di posa Per valutare le tensioni indotte dalla struttura sul piano di posa si ipotizza che le tensioni abbiano un andamento lineare. Tale ipotesi è valida solo se la piastra di fondazione è sufficientemente rigida. Le Istruzioni tecniche ammettono un carico massimo sulla fondazione di 5 kg/cm2. Se la sezione è interamente reagente (il punto di applicazione della forza cade all’interno del nocciolo centrale di inerzia – |e| ≤ H/6), si utilizza la nota espressione di Navier: σ max = N 6⋅e × 1 + B×H H σ min = N 6⋅e × 1 − B× H H nel caso di sezione parzializzata l’espressioni precedenti diventano: σ max = 2 N × 3 B ⋅ (H / 2 − e ) σmin = 0 I risultati delle verifiche allo schiacciamento del piano di poso sono riportati in Tabella 6-6. Pagina 37 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 6-6. Verifiche allo stato limite ultimo di stabilità globale per il mooring dolphins (cassone tipo B13). VERIFICA AL RIBALTAMENTO NTC2008 - SLU - COMB. FONDAMENTALE COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ SLU - EQU - 1 0.9 G + 1.5 QK1 139214 -41453 3.36 SLU - EQU - 2 0.9 G + 1.5 QK2 139214 -77325 1.8 SLU - EQU - 3 0.9 G + 1.5 QK3 -139214 -13976 10.0 SLU - EQU - 4 0.9 G + 1.5 QK4 -139214 78948 1.8 ECC 1 G + QK1 + QK9 154682 -32002 4.8 ECC 2 G + QK2 + QK9 154682 -55570 2.8 ECC 3 G + QK3 + QK9 154682 786 196.8 ECC 4 G + QK4 + QK9 154682 28207 5.5 NTC2008 - COM. ECCEZIONALE NTC2008 - COM. SISMICA SLU - SISMA - EQU - 1 E+G 154682 -12184 12.7 SLU - SISMA - EQU - 2 E+G 154682 -8538 18.1 COMBINAZIONE Rd [kN] Ed [kN] γ SLU - GEO - 1 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 7849 488 16.1 SLU - GEO - 2 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 9075 8073 1.12 SLU - GEO - 3 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 10300 -58 178.7 SLU - GEO - 4 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 9075 -8141 1.11 ECC - 1 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 8207 2589 3.2 ECC - 2 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 9075 8781 1.0 ECC - 3 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 9942 2287 4.3 ECC - 4 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 9075 -4146 2.2 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -8854 829 10.7 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -9296 829 11.2 n Mi nFzi eccen. σ max σ min COMBINAZIONE [kNm] [kN] [m] [kg/cm²] [kg/cm²] SLU - GEO - 1 Rd + 1.3 Ed -151605 -17838 1.0 1.2 0.53 SLU - GEO - 2 Rd + 1.3 Ed -221697 -20624 3.2 2.5 0.00 SLU - GEO - 3 Rd + 1.3 Ed -166795 -23410 -0.4 1.3 0.98 SLU - GEO - 4 Rd + 1.3 Ed -86261 -20624 -3.3 2.6 0.00 ECC - 1 Rd + 1.3 Ed -168693 -18653 1.5 1.5 0.35 ECC - 2 Rd + 1.3 Ed -226923 -20624 3.5 2.7 0.00 ECC - 3 Rd + 1.3 Ed -181253 -22595 0.5 1.3 0.88 ECC - 4 Rd + 1.3 Ed -118013 -20624 -1.8 1.7 1.68 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -146144 -20381 -0.3 1.1 0.87 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -166865 -20867 0.5 1.2 0.83 VERIFICA ALLO SCORRIMENTO NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 f = 0.48 NTC2008 - COM. ECCEZIONALE A2+M2+R2 NTC2008 - COM. SISMICA VERIFICA ALLO SCHIACCIAMENTO DEL PIANO DI POSA NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 NTC2008 - COMBINAZIONE ECCEZIONALE NTC2008 - SLU - SISMA nota: il segno "+" va inteso come "in combinazione con…" Pagina 38 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 6.4 001 MR 004 0- CSI Verifiche strutturali Le verifiche strutturali della sovrastruttura del cassone tipo B13 sono state eseguite, come mostrato in Figura 6-5, schematizzando la struttura con portale piano incastrato alla base. Dal punto di vista strutturale risulta prevalente l’azione esercitata dal tiro alla bitta piuttosto che l’azione del moto ondoso. Inoltre considerando l’orientamento del terminale marittimo in occasione delle massime azioni dovute alle forze di ormeggio (vento al traverso proveniente da terra) non è presente un moto ondoso significativo ai fini del calcolo. SEZIONE B - B SEZIONE A - A A 14.75 B 3.00 1.07 1.07 +7.70 1.20 +7.70 2.70 2.70 +6.50 +5.00 4.58 1.20 4.58 1.20 +5.00 1.00 0.90 0.90 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 B 0.00 5.00 0.00 5.00 1.20 Ø1200 1.00 Figura 6-5. Schema di calcolo per le verifiche strutturali della sovrastruttura dei mooring dolphins. 6.4.1 Azioni agenti sulla struttura I carichi permanenti agenti sulla struttura sono rappresentati dal peso proprio della struttura. Le azioni variabili agenti sulla struttura sono dovute al tiro alla bitta massimo pari 1800 kN agenti alla quota di +7.70 m sul l.m.m. in direzione orizzontale. Ipotizzando che tale azione sia ripartita dalla sovrastruttura in modo uniforme sui pali lo schema piano utilizzato per le verifiche risulta sottoposto ad un’azione orizzontale di 600 kN pari ad un terzo dell’azione massima esercitata dalla bitta. 6.4.2 Combinazione delle azioni Per determinare le massime sollecitazioni agenti sulla sovrastruttura è stato implementato un modello di calcolo strutturale agli elementi finiti tipo sap. Nel modello di calcolo sono state inserite tutte le azioni agenti sulla struttura, sia di tipo permanente (peso proprio della struttura resistente), che di tipo accidentale (azioni dovute al tiro alla bitta). Le verifiche degli SLU che coinvolgono resistenza della struttura (STR) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2. La COMBINAZIONE 1: 1.3×G1 + 1.5×Qbitta risulta essere la combinazione più gravosa per le verifiche STR. Pagina 39 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le sollecitazioni agenti sulla struttura ottenute con la combinazione esaminata sono riportate in Tabella 6-7. Tabella 6-7. Sollecitazioni sulla struttura ottenute con la COMBINAZIONE 1. (b) Sforzo Normale (a) Momento Azioni agenti sul palo Mmax 1731 kNm Nmax 2077 kN Tmax 304 kN Azioni agenti sulla sovrastruttura Mmax 2336 kNm Nmax 595 kN Tmax 1684 kN (c) Taglio 6.4.3 Verifiche a presso-flessione La sezione resistente del palo di diametro Ø1200 mm, come mostrato in Figura 6-6, presenta armatura longitudinale costituita da 19 ferri Ø26 mm e staffe circolari Ø12 mm passo 25 cm . Il copriferro per la sezione circolare è stato imposto pari a 8 cm. Pagina 40 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI 515.0 120.0 10.5 Ø20/20 staffe Ø12/25 Ø12 0 .0 19 Ø26 107.5 150.0 107.5 Ø26/20 300.0 Figura 6-6. Sezioni resistenti del palo e della sovrastruttura. In Figura 6-7 viene riportato il dominio momento flettente / sforzo normale in cui la sezione circolare in c.a. del palo di diametro Ø1200 risulta verificata. Momento Flettente [kNm] 4000 COMB 1 2000 0 -2000 -4000 -0.5 0 0.5 1 1.5 Sforzo Normale [kN] 2 2.5 4 x 10 Figura 6-7. Dominio M-N per la sezione circolare del palo in c.a. di diametro Ø1200 mm. La sezione resistente della sovrastruttura, come mostrato in Figura 6-6, presenta armatura tesa costituita da ferri Ø26 mm con passo 20cm e armatura compressa costituita da ferri Ø20 mm con passo 20cm . Il copriferro è stato imposto pari a 5 cm. In Tabella 6-8 sono riportate le verifiche a flessione della sezione scatolare della sovrastruttura. Tabella 6-8. Verifiche STR per la sezione scatolare in c.a. della sovrastruttura. Verifica STR a flessione sezione a T sovrastruttura Momento flettente M COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ 1.3 G1 + 1.5 QK1 7673 2336 3.28 Pagina 41 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 7 Breasting dolphins 7.1 Descrizione della struttura Il cassone tipo B costituisce l’elemento di fondazione per le realizzazione dei breasting dolphins. La struttura prefabbricata del cassone tipo B è costituita da un cassone cellulare in c.a., avente 2×2 celle,, con fusto di dimensioni 11.75 m × 13.0 m e altezza variabile in funzione della profondità di installazione, variabile tra -17.0 e -20.50 20.50 m sul l.m.m., l.m.m. affinché in opera l’estradosso del cassone one sia a quota -5.0 sul l.m.m... Il solettone di base del cassone casson ha dimensioni in pianta di 13.75 m × 15.00 m ed ha spessore di 80 cm. Il cassone è chiuso in sommità da una soletta di spessore pari a 35 cm. Dall’estradosso del cassone si elevano sei pali in c.a. di diametro Ø1200 di altezza complessiva pari a 6.50 m. m La Figura 7-1 riporta le fasi di realizzazione della struttura. Il cassone tipo B viene trasportato in galleggiamento e affondato, inizialmente con zavorra liquida, la quale, in una fase successiva, viene sostituita con zavorra solida (1). Figura 7-1.. Fasi di realizzazione del cassone tipo B per la realizzazione dei breasting dolphins. Successivamente vengono gettate in opera, con l’impiego di un cassero prefabbricato a perdere in c.a, le tre travi trasversali (2), ( di larghezza 3.0 m, altezza 1.0 m e lunghezza 14.75 m; viene realizzata la soletta (3)) di spessore 0.5 m ed infine viene eseguito il getto massiccio di completamento (4). Pagina 42 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 7.2 001 MR 004 0- CSI Verifiche di galleggiamento in fase di trasporto Il trasporto e la messa in opera del cassone tipo B viene effettuata via mare con il cassone in galleggiamento. Al fine di assicurare una altezza metacentrica sufficiente a garantire un galleggiamento stabile è necessario inserire all’interno delle celle del cassone una zavorra solida di stabilizzazione. In Tabella 7-1 sono riportate le condizioni di galleggiamento in fase di trasporto per i diversi cassoni tipo B per la realizzazione dei breasting dolphins. Le verifiche di galleggiamento sono state effettuate considerando un peso specifico di 24.5 kN/m³ per il calcestruzzo e di 10.1 kN/m³ per l’acqua di mare. Tabella 7-1. Galleggiamento dei cassoni tipo B per i breasting dolphins in fase di trasporto. CASSONE B14 B15 B16 B17 FUSTO LUNGHEZZA [m] 13 13 13 13 LARGHEZZA [m] 11.75 11.75 11.75 11.75 ALTEZZA FUSTO (senza tappo) [m] 13.35 14.35 11.35 12.85 SEZIONE TRASVERSALE CASSONE [m²] 39.94 39.94 39.94 39.94 VOLUME CLS [m³] 533.2 573.1 453.3 513.2 VOLUME VUOTO PER PIENO [m³] 2039.2 2192.0 1733.7 1962.8 SOLETTONE DI BASE LUNGHEZZA [m] 15 15 15 15 LARGHEZZA [m] 13.75 13.75 13.75 13.75 AREA DI BASE [m²] 206.25 206.25 206.25 206.25 0.8 0.8 0.8 0.8 165.00 165.00 165.00 165.00 ALTEZZA [m] VOLUME [m³] TAPPO ALTEZZA [m] 0.35 0.35 0.35 0.35 AREA [m²] 152.8 152.8 152.8 152.8 VOLUME [m³] 53.46 53.46 53.46 53.46 9 PALI Ø1200 ALTEZZA [m] 6.5 6.5 6.5 6.5 SEZIONE TRASVERSALE [m²] 10.2 10.2 10.2 10.2 VOLUME [m³] 66.13 66.13 66.13 66.13 ALTEZZA TOTALE [m] 14.5 15.5 12.5 14.0 VOLUME CLS [m³] 817.8 857.7 737.9 797.8 20035.9 21014.4 18078.8 19546.6 1800 2100 1100 1600 PESO CASSONE [kN] ZAVORRA SOLIDA [kN] 7.3 ALTEZZA EMERSA [m] 0.6 0.8 0.3 0.6 PESCAGGIO [m] 13.9 14.7 12.2 13.4 γcls = 24.5 kN/m³ γwat = 10.1 kN/m³ Verifiche di stabilità globale della struttura I calcoli di stabilità globale ed i calcoli strutturali della struttura sono stati effettuati per il cassone B15 che, in condizioni limite di progetto (TR 100), risulta soggetto ad una combinazione di carico che risulta essere la più gravosa. In Figura 7-2 è riportato lo schema di calcolo adottato per le verifiche di stabilità globale. Pagina 43 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Figura 7-2. Dimensioni caratteristiche del cassone B15 e schema di calcolo per le verifiche globali. 7.3.1 Determinazione delle azioni agenti sulla struttura I carichi agenti sulla struttura sono i carichi permanenti (peso della struttura e spinta di galleggiamento), i carichi accidentali dovuti all’azione del moto ondoso ed il carico accidentale dovuto alla reazione esercitata dai fender a seguito dell’assorbimento dell’energia di accosto della nave. Con riferimento al sistema di riferimento adottato, in Tabella 7-2 sono riportati i carichi permanenti e il loro punto di applicazione. Tabella 7-2. Peso della struttura e spinta idrostatica agente sul cassone tipo B15 in opera. ELEMENTO STRUTTURALE L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] P [kN] X [m] SOLETTONE DI BASE 15.0 13.75 0.8 206.3 165.0 4042.5 7.5 0.40 FUSTO 13.0 11.75 14.35 39.9 573.1 14041.9 7.5 7.98 TAPPO 13.0 11.75 15.33 RIEMPIMENTO CON SABBIA n°9 PALI Ø1200 Z [m] 0.35 152.8 53.5 1309.8 7.5 14.35 112.8 1618.7 12787.6 7.5 7.98 6.5 10.2 66.2 1621.0 7.5 18.75 n° 3 TRAVI - PULVINO 14.75 3.00 1.0 44.3 132.8 3252.4 7.5 22.50 SOLETTA 14.75 13.3 0.5 196.2 98.1 2403.1 7.5 23.25 GETTO DI COMPLETAMENTO 14.75 13.3 2.5 196.2 490.4 PESO TOTALE VOLUME IMMERSO 12015.7 7.5 24.75 51474.0 7.5 13.5 Z [m] L [m] B [m] h [m] A [m²] V [m³] W [kN] X [m] SOLETTONE DI BASE 15.0 13.75 0.8 206.3 165.0 1666.5 7.5 0.40 FUSTO 13.0 11.75 14.35 152.8 2192.0 22138.8 7.5 7.98 TAPPO 13.0 11.75 0.35 152.8 53.5 540.0 7.5 15.33 5.0 10.2 50.9 514.0 7.5 18.0 2461.3 24859.3 7.5 7.8 n°6 PALI Ø1200 SPINTA IDROSTATICA Pagina 44 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Le azioni risultanti e i diagrammi di spinta dovuti all’azione del moto ondoso sulla struttura in esame sono stati determinati utilizzando le formule di Morison (§4.1) sia sulla sovrastruttura (pali e coronamento) sul cassone sommerso. Le condizioni di moto ondoso associate al tempo di ritorno TR 100 anni al largo e a ridosso della struttura sono riportate in Tabella 7-3. Tabella 7-3. Condizioni di moto ondoso al largo e a ridosso del cassone B15. MOTO ONDOSO AL LARGO - Tr = 100 anni Hso 5.7 m MOTO ONDOSO A RIDOSSO DELLE STRUTTURE Altezza d'onda significativa Ho,max 10.3 m Altezza dell'onda massima L 112.6 m lunghezza d'onda a riva Ts 9.30 s Periodo significativo k 0.056 numero d'onda Lo 135.0 m Lunghezza dell'onda al largo FORMULAZIONE DI GODA PER L'ONDA SOTTOCOSTA so 0.042 Ripidità dell'onda al largo βο 0.10 β ο∗ 0.18 kr 0.9 Coefficiente di rifrazione β1 0.54 β 1∗ 0.65 Altezza d'onda equivalente β max 0.92 β max* 1.65 0.16 h/Lo 0.16 Ho' 5.13 m h 21.5 m Profondita ad una distanza di 5 Hs h/Lo d 20.5 m Imbasamento della struttura ks 0.91 Coefficiente di shoaling Hs,riva pendenza fondale Hmax,riva i 1/100 4.7 m onda non frangente 8.43 m onda non frangente Nel caso dei breasting dolphins il moto ondoso agisce sulla struttura con tre distinti contributi: l’azione sul cassone sommerso di fondazione, l’azione sui pali e l’impatto sulla sovrastruttura, la quale si trova ad una quota tale da essere investita dal moto ondoso in occasione delle mareggiate. L’azione del moto ondoso sul cassone sommerso è data esclusivamente da effetti di inerzia pertanto le azioni sul cassone sono determinate esclusivamente con la componente inerziale della forza (fi). Tale azione risulta analoga a quella determinata in precedenza per i mooring dolphins in quanto le condizioni di calcolo e la geometria del corpo immerso sono le stesse. Sui pali agisce sia l’azione di drag (fd) che la forza d’inerzia (fi), in questo caso i pali risultano elevarsi sino alla quota +1.50 sul l.m.m. ma a favore di sicurezza l’azione agente su essi è stata determinata ipotizzando il palo infinitamente alto. Sul coronamento agisce una forza di tipo inerziale ma solo quando la superficie dell’acqua supera la quota dell’intradosso della struttura pari a +1.50 m s.l.m.m.. In Tabella 7-4 sono riportati i valori delle forze dovute al moto ondoso agenti sulla struttura. Osservando l’andamento delle forze agenti sulla struttura in funzione della fase del moto ondoso si può constatare che la spinta massima agente sulla struttura si nel punto di flesso del profilo dell’onda, quando η=0 (x=L/4). Il momento massimo destabilizzante si ha invece per x=L/8. La risultante sulla struttura è stata determinata sommando le diverse forze agenti sui nove pali in funzione della lunghezza d’onda ipotizzando un attacco ortogonale del moto ondoso. Pagina 45 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 7-4. Forze dovute al moto ondoso agenti sulla struttura. Fase dell’onda 0 L/8 L/4 3/8L L/2 5/8L 6/8L 7/8L L Livello marino h m 4.2 3.0 0.0 -3.0 -4.2 -3.0 0.0 3.0 4.2 distanza x m 0.0 14.1 28.1 42.2 56.3 70.4 84.4 98.5 112.6 0.0 961.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -961.0 0.0 AZIONE SULLA SOVRASTRUTTURA Forza di inerzia Fi kN centro di spinta Zi m 0.0 2.3 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 2.3 2.9 Spinta F kN/m 0.0 961.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 -961.0 0.0 Centro di spinta Z m 0.00 2.27 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 2.27 0.00 AZIONE SUL PALO Forza di drag Fd kN 46.5 18.9 0.0 -3.6 -2.6 -3.6 0.0 18.9 46.5 centro di spinta Zd m 0.3 -0.5 -2.3 -4.0 -4.7 -4.0 -2.3 -0.5 0.3 Forza di inerzia Fi kN 0.0 29.2 24.1 6.4 0.0 -6.4 -24.1 -29.2 0.0 centro di spinta Zi m 0.0 -0.8 -2.4 -4.0 -4.7 -4.0 -2.4 -0.8 -0.1 Spinta F kN/m 46.5 48.1 24.1 2.9 -2.6 -10.0 -24.1 -10.3 46.5 Centro di spinta Z m 0.27 -0.68 0.00 -4.05 -4.65 -4.01 0.00 -1.21 0.27 AZIONE SUL CASSONE Forza di inerzia Fi kN 0.0 4499.0 6362.5 4499.0 0.0 -4499.0 -6362.5 -4499.0 0.0 centro di spinta Zi m 0.0 -12.4 -12.4 -12.4 -12.4 -12.4 -12.4 -12.4 -12.4 Spinta F kN 0.0 4499.0 6362.5 4499.0 0.0 -4499.0 -6362.5 -4499.0 0.0 Centro di spinta Z m Sottospinta U kN/m 0.00 -12.37 -12.37 -12.37 0.00 -12.37 -12.37 -12.37 0.00 164.85 116.55 0.00 -116.55 -164.85 -116.55 0.00 116.55 164.85 RISULTANTE SULLA STRUTTURA SOTTOPRESSIONE U kN 2143 1515 0 -1515 -2143 -1515 0 1515 2143 SPINTA TOTALE F kN 451 5781 6481 4496 -53 -4650 -6545 -5292 451 CENTRO DI SPINTA Z m -0.1 -9.3 -12.2 -12.4 -4.2 -12.0 -12.1 -9.3 -0.1 MOMENTO (P1) M kNm -29176 -78921 -54001 -22385 20867 53540 55300 45149 -29176 MOMENTO (P2) M kNm 827 -57709 -54001 -43598 -9136 32328 55300 66362 827 Oltre all’azione orizzontale dovuta al moto ondoso è stata valutata la sottopressione calcolata utilizzando un diagramma di spinta triangolare sotto il piano di posa del cassone avente come valore massimo il valore della pressione dato dalla teoria lineare. La massima reazione esercitata dai fender è stata valutata in 2270 kN. Tale reazione viene esercitata in conseguenza all’assorbimento da un energia pari a 1910 kNm da parte di un solo fender conico di altezza 1600 mm. L’azione sismica sulla struttura è dovuta da due contributi: il primo è dato dalla forza d’inerzia dovuta alla massa del cassone, applicata nel baricentro della struttura, il secondo è data dall’azione idrodinamica sulla struttura sommersa. La Tabella 7-5 riporta il calcolo dell’azione sismica complessiva agente sulla struttura. Pagina 46 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 7-5. Azione sismica agente sulla struttura. FORZA SISMICA Caratteristiche del sisma S= ag/g = 1 0.053435 bm = 0.2 I= 1 sottofondazione accelerazione sismica Coefficiente di riduzione accelerazione sismica Coefficiente di protezione sismica Forza sismica inerziale W= kh = 51474 kN 0.010687 Massa Struttura + massa aggiunta k h = βm × Ss × St × ag / g kv = 0.0053435 Fh = 550.10 kN Fv = 275.05 kN Forza sismica orizzontale Z= 13.45 m Punto di applicazione della forza X= 7.50 m kv = ±0.5 × k h Forza sismica verticale Fh = k h × W Fv = kv × W Spinta idrodinamica B= 13.0 m Larghezza cassoni H= 20.5 m Altezza acqua B/H = Fidro = 0.6 342.5 kN Z= 12.3 m Punto di applicazione TOTALE SISMA Fv = 275.1 kN Fh = 892.6 kN Forza sismica verticale Spinta idrodinamica Forza sismica totale orizzontale Z= 13.0 m Punto di applicazione X= 7.5 m Punto di applicazione Combinazione delle azioni 7.3.2 Le verifiche degli SLU che coinvolgono la stabilità globale del corpo rigido (EQU) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2. Le verifiche nei confronti degli SLU del terreno di fondazione, che coinvolgono gli stati limite di tipo geotecnico (GEO), collasso per carico limite dell’insieme terreno-fondazione e collasso per scorrimento sul piano di posa, sono state eseguite secondo l’Approccio 1 delle norme tecniche per le costruzioni (Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici, 2008) utilizzando la combinazione 2: A2+M2+R2. Utilizzando tale approccio nelle verifiche tipo GEO alle azioni sono applicati i coefficienti riportati nella colonna A2 della Tabella 2-2, la resistenza al taglio del terreno è stata ridotta applicando il coefficiente γM=1.25, e la resistenza globale viene ridotta utilizzando il coefficiente γR=1.1. È da tener conto che quando la nave è all’ormeggio le strutture risultano schermate dall’azione del moto ondoso pertanto non esiste combinazione di carico che prevede la contemporaneità dell’onda di progetto con l’azione dovuta alla nave. Per le verifiche effettuate con la combinazione sismica, considerando che il coefficiente parziale da applicare alle azioni connesse al vento è pari a zero, non sono state tenute in conto le azioni dovute al moto ondoso in quanto direttamente correlati con il vento. 7.3.3 Verifica a ribaltamento Le norme tecniche prevedono che il rapporto tra la somma dei momenti delle forze stabilizzanti (Mstab) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali e la somma dei momenti delle forze ribaltanti (Mrib) eventualmente incrementati dei rispettivi coefficienti parziali sia Pagina 47 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per gli SLU). I risultati delle verifiche al ribaltamento della struttura sono riportati in Tabella 5-6. Tabella 7-6. Forze elementari utilizzate per le verifiche agli stati limite. Azioni agenti sul cassone tipo B15 Peso proprio + Spinta di galleggiamento tipo di carico fase dell'onda G Forza verticale Forza orizzontale Momento rispetto P1 Momento rispetto P2 [kN] [kN] [kNm] [kNm] -26615 0 199610 -199610 Moto ondoso in fase di cresta (Tr= 100 anni) QK1 0 2143 451 -29176 827 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK2 L/8 1515 5781 -78921 -57709 Moto ondoso in fase di cavo (Tr= 100 anni) QK3 L/4 0 6481 -54001 -54001 Moto ondoso in fase di nodo (Tr= 100 anni) QK4 3/4L 0 -6545 55300 55300 Reazione di accosto della nave -7037 QK9 0 2270 -7037 Sisma ↑ verso l'alto E1 275 893 -13676 9550 Sisma ↓ verso il basso E2 -275 893 -9550 -13676 7.3.4 Verifica alla traslazione del piano di posa Il rapporto tra le forze resistenti nella direzione dello slittamento, incrementate eventualmente dei rispettivi coefficienti parziali e la somma delle componenti nella stessa direzione delle azioni sul cassone, incrementate dei rispettivi coefficienti parziali nelle varie combinazioni di carico deve essere maggiore del coefficiente di sicurezza assunto (1.0 per SLU GEO). La superficie di scorrimento è quella di separazione tra il piano di fondazione ed il terreno sottostante; il coefficiente d’attrito terreno - fondazione (µ) è pari a 0.6 quindi si assume 0.6/1.25 = 0.48 per la condizione SLU. I risultati delle verifiche di stabilità allo scorrimento sono riportati in Tabella 5-6. 7.3.5 Verifica a schiacciamento del piano di posa Per valutare le tensioni indotte dalla struttura sul piano di posa si ipotizza che le tensioni abbiano un andamento lineare. Tale ipotesi è valida solo se la piastra di fondazione è sufficientemente rigida. Le Istruzioni tecniche ammettono un carico massimo sulla fondazione di 5 kg/cm2. Se la sezione è interamente reagente (il punto di applicazione della forza cade all’interno del nocciolo centrale di inerzia – |e| ≤ H/6), si utilizza la nota espressione di Navier: σ max = N 6⋅e × 1 + B×H H σ min = N 6⋅e × 1 − B× H H nel caso di sezione parzializzata l’espressioni precedenti diventano: σ max = 2 N × 3 B ⋅ (H / 2 − e ) σmin = 0 I risultati delle verifiche allo schiacciamento del piano di poso sono riportati in Tabella 5-6. Pagina 48 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 7-7. Verifiche allo stato limite ultimo di stabilità globale per breasting dolphin. VERIFICA AL RIBALTAMENTO NTC2008 - SLU - COMB. FONDAMENTALE COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ SLU - EQU - 1 0.9 G + 1.5 QK1 179649 -43764 4.10 SLU - EQU - 2 0.9 G + 1.5 QK2 179649 -118381 1.5 SLU - EQU - 3 0.9 G + 1.5 QK3 -179649 -81002 2.2 SLU - EQU - 4 0.9 G + 1.5 QK4 -179649 82950 2.2 SLU - SISMA - EQU - 1 E+G 199610 -13676 14.6 SLU - SISMA - EQU - 2 E+G 199610 -9550 20.9 COMBINAZIONE Rd [kN] Ed [kN] NTC2008 - COM. SISMICA VERIFICA ALLO SCORRIMENTO NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 f = 0.48 γ SLU - GEO - 1 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 10485 586 17.9 SLU - GEO - 2 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 10844 7515 1.44 SLU - GEO - 3 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 11710 8426 1.4 SLU - GEO - 4 1/1.1 Rd + 1.3 Ed 11710 -8508 1.38 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -11460 893 12.8 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -11961 893 13.4 n Mi nFzi eccen. σ max σ min NTC2008 - COM. SISMICA VERIFICA ALLO SCHIACCIAMENTO DEL PIANO DI POSA NTC2008 - SLU - A2+M2+R2 SLU - GEO - 1 COMBINAZIONE [kNm] [kN] [m] [kg/cm²] [kg/cm²] Rd + 1.3 Ed -198535 -23829 0.8 1.6 0.79 SLU - GEO - 2 Rd + 1.3 Ed -274631 -24645 3.6 3.3 0.00 SLU - GEO - 3 Rd + 1.3 Ed -269812 -26615 2.6 2.9 0.00 SLU - GEO - 4 Rd + 1.3 Ed -127720 -26615 -2.7 2.9 0.00 SLU - SISMA - GEO - 1 E+G -190060 -26340 -0.3 1.4 1.15 SLU - SISMA - GEO - 2 E+G -213286 -26890 0.4 1.6 1.10 NTC2008 - SLU - SISMA nota: il segno "+" va inteso come "in combinazione con…" 7.4 Verifiche strutturali Le verifiche strutturali della sovrastruttura del breasting dolphin sono state eseguite schematizzando la struttura con portale piano incastrato alla base. In Figura 7-3 sono riportate le dimensioni caratteristiche dello schema utilizzato per le verifiche strutturali. 7.4.1 Azioni agenti sulla struttura I carichi permanenti agenti sulla struttura considerati per la verifica strutturale sono dati dal peso proprio della struttura resistente. Le azioni variabili agenti sulla struttura sono dovute al moto ondoso (TR100 anni) ed alla reazione esplicitata dal fender in seguito all’assorbimento dell’energia di accosto della nave. Per il dimensionamento strutturale risulta predominante l’effetto della reazione del fender rispetto all’azione del moto ondoso. Si fa notare inoltre che in presenza della nave ormeggiata le strutture dei breasting dolphins risultano schermate al moto ondoso. Pagina 49 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI L’azione orizzontale di 2270 kN, dovuta alla reazione esplicitata dal fender, è stata ripartita sulla sovrastruttura per aree di influenza. Pertanto nello schema di calcolo è stata inserita una forza orizzontale di 757 kN. SEZIONE B - B SEZIONE A - A B A 3.00 14.75 1.07 Ø1200 1.00 0.90 1.50 4.575 +1.50 Ø1200 4.575 +1.50 Ø1200 Ø1200 1.00 0.00 1.50 TRAVE DI C.A. Getto di Iª fase +1.50 +3.00 1.50 +3.00 +5.50 4.00 4.00 2.50 Getto di completamento della sovrastruttura 1.07 2.50 +5.50 0.90 0.00 -5.00 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 Palo di c.a. Ø1200 B -5.00 Figura 7-3. Schema di calcolo per le verifiche strutturali della sovrastruttura. 7.4.2 Combinazione delle azioni Per determinare le massime sollecitazioni agenti sulla sovrastruttura è stato implementato un modello di calcolo strutturale agli elementi finiti tipo sap. Nel modello di calcolo sono state inserite tutte le azioni agenti sulla struttura, sia di tipo permanente (peso proprio della struttura), che di tipo accidentale (azioni dovute alla reazione di accosto della nave). Le verifiche degli SLU che coinvolgono resistenza della struttura (STR) sono state eseguite utilizzando i coefficienti parziali γF relativi alle azioni riportati in Tabella 2-2 utilizzando la seguente combinazione: COMBINAZIONE 1: 1.3×G1 + 1.5×Qk1 Le sollecitazioni agenti sulla struttura ottenute con la combinazione esaminata sono riportate in Tabella 7-8. Pagina 50 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Tabella 7-8. Sollecitazioni sulla struttura ottenute con la COMBINAZIONE 1. (a) Momento (b) Sforzo Normale Azioni agenti sul palo Mmax -1686.20 kNm Nmax -2917.65 kN Tmax -387.90 kN Azioni agenti sulla sovrastruttura Mmax 3817.60 kNm Nmax -760 kN Tmax -2650 kN (c) Taglio 7.4.3 Verifiche a presso-flessione La sezione resistente del palo in calcestruzzo armato di diametro Ø1200 mm, come mostrato in Figura 7-4 presenta armatura longitudinale costituita da 19 ferri Ø26 mm e staffe circolari Ø12 mm passo 25 cm . Il copriferro per la sezione circolare è stato imposto pari a 8 cm. In Figura 7-5 viene riportato il dominio momento flettente / sforzo normale in cui la sezione circolare in c.a. del palo di diametro Ø1200 risulta verificata secondo le NTC 2008. La sezione resistente della sovrastruttura, come mostrato in Figura 7-4 presenta armatura tesa costituita da ferri Ø26 mm con passo 20cm e armatura compressa costituita da ferri Ø20 mm con passo 20cm . Il copriferro è stato imposto pari a 5 cm. In Tabella 7-9sono riportate le verifiche a flessione della sezione scatolare della sovrastruttura. Pagina 51 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI 515.0 8.0 Ø20/20 staffe Ø12/25 250.0 Ø1 20.0 Ø1Ø1220.0 0.0 19 Ø26 107.5 150.0 107.5 Ø26/20 300.0 Figura 7-4. Sezioni resistenti del palo di diametro Ø1200 mm e della sovrastruttura in c.a.. Momento Flettente [kNm] 4000 2000 COMB 1 0 -2000 -4000 -0.5 0 0.5 1 1.5 Sforzo Normale [kN] 2 2.5 4 x 10 Figura 7-5. Dominio M-N per la sezione circolare del palo in c.a. di diametro Ø1200 mm. Tabella 7-9. Verifiche STR per la sezione in c.a. della sovrastruttura. Verifica STR a flessione sezione a T sovrastruttura Momento flettente M COMBINAZIONE Rd [kNm] Ed [kNm] γ 1.3 G1 + 1.5 QK1 11510 3817 3.02 Pagina 52 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Capitolo 8 Travi prefabbricate per l’impalcato L’impalcato del pontile di collegamento, così come quello previsto tra i cassoni che costituiscono le piattaforme di carico/scarico, è realizzato con travi prefabbricate in calcestruzzo armato precompresso (c.a.p.). L’impalcato del pontile di collegamento è realizzato da cinque travi affiancate di sezione a doppio T ad ali larghe di larghezza 195 cm e altezza della sezione di 160 cm. L’interasse tra le travi è di 2.0 m. La lunghezza totale delle travi prefabbricate è di 21.70 m mentre la luce netta di 195 195 195 5 5 995 5 5 calcolo è di 20.90 m. 195 195 LATO OVEST LATO EST +10.10 Ingombro soletta +9.70 +9.70 +9.40 +9.40 +9.35 10.3 32.2 160 83.8 Trave di c.a.p. (L=21.70 m) 13.7 +7.80 100 +7.80 100 100 100 100 47.5 +7.80 100 100 100 20 100 900 47.5 995 Figura 8-1. Sezione tipo dell’impalcato del pontile di collegamento. 0.05 0.05 21.70 Soletta Giunto Giunto Trave di c.a.p. (L=21.70 m) +9.70 +9.70 +7.80 +9.70 +7.80 +7.20 +6.20 Trasverso gettato in opera Trasverso gettato in opera 0.90 0.90 Palo di c.a. Ø1000 0.90 Palo di c.a. Ø1000 Ø1000 20.00 0.90 Ø1000 20.90 0.00 0.00 Figura 8-2. Sezione longitudinale dell’impalcato del pontile di collegamento. Pagina 53 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI La precompressione delle travi viene realizzata con cavi rettilinei costituiti complessivamente da n°26 trefoli, dei quali n°24 collocati nel bulbo inferiore. I trefoli sono da 6/10, del tipo 170/190, ed hanno area di 1.39cm2. La soletta dell’impalcato, realizzata con un getto di calcestruzzo in opera, ha spessore di 30 cm e larghezza di 10 m. Lo schema statico della trave è quello di trave semplicemente appoggiata sottoposta alle condizioni di peso proprio e di peso della soletta. Sono stati inoltre considerati i carichi permanenti relativi alle barriere stradali ed alle tubazioni previste sull’impalcato. I carichi variabili che agiscono sull’impalcato sono stati definiti facendo riferimento alle indicazioni delle Norme Tecniche per le Costruzioni per un ponte di IIª categoria. Tale assunzione è sicuramente cautelativa e risulta a favore di sicurezza. In appendice sono riportati i calcoli preliminari con le verifiche allo stato limite ultimo e allo stato limite di esercizio per l’impalcato. Pagina 54 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 001 MR 004 0- CSI Bibliografia Goda, Y. (2000). Random Seas and Design of Maritime Structures. World Scientific. Norme Tecniche per le Costruzioni Civili (2008). OCIMF. (Second Edition 1997). Mooring Equipments Guidelines. Thoresen, C. A. (2003). Port Designer's Handbook: Recomandations and guidlines. Thomas Telford. Pagina 55 CASA OLEARIA spa - Stabilimento di Monopoli – Terminale Marittimo per Oli Vegetali Modimar srl Progetto Definitivo – Calcoli Preliminari delle Strutture 11 APPENDICE A 001 MR 004 0- CSI Calcoli preliminari dell’impalcato Pagina 56 Unita' correnti : lunghezza=cm forza=Kg Luce di calcolo Larghezza cordolo sinistro Larghezza carreggiata Larghezza cordolo destro Larghezza fuori tutto impalcato Numero travi Tipo travi Interasse travi Larghezza travi Lunghezza retrotrave 2090.000 165.000 810.000 25.000 1000.000 5 T160 200.000 198.000 40.000 Eccentricita'travi-soletta Spessore medio soletta Spessore minimo soletta 0.000 30.000 30.000 Spessore medio cordoli 25.000 Altezza sezione traversi Spessore sezione traversi Largh. soletta collaborante traverso Posizione x traverso 140.000 40.000 340.000 1045.000 TRAVE TIPO T160: Altezza della sezione Spessore complessivo anime Area sezione di calcestruzzo quota z baricentro J baricentrico = = = = = 160.000 26.000 9023.881 87.604 31371305.334 Lunghezza trave in asse Peso totale trave prefabb. = = 2170.000 48954.552 Coeff. torsione (per calcolo Massonnet) = 1235660.854 contributi: trave = 420710.85 soletta = 814950.00 PARAMETRI DI VERIFICA SEZIONI PRECOMPRESSE quota z 145.000 65.000 20.000 15.000 10.000 Totali : n.trefoli n.guaine L guaine 6 100.000 -------600.000 2 4 10 10 --26 Pagina 1 Tipo trefoli: 6/10 asp= 1.39 Larghezza soletta collaborante con la trave = ascissa 0.00 67.00 1045.00 ascissa 0.00 67.00 1045.00 200.000 cavo risultante sezione sola trave Asp dsp At dt Jt <sezione non precompressa> 27.800 28.000 9162.9 86.70 32070434 36.140 23.846 9204.6 86.35 32314636 sezione trave + soletta At dt Jt <sezione non precompressa> 15162.9 121.64 60790577 15204.6 121.33 61308882 PARAMETRI DEI MATERIALI Rck cls trave prefabbricata a 28 gg = Rck cls soletta e traversi a 28 gg = Rck cls trave prefabbricata al taglio trefoli = Coeff. di viscosita' a tempo infinito = Deformazione per ritiro cls trave t infinito = Ritiro differenziale trave - soletta = Coeff. di omogen. E cls soletta / E cls trave = Tensione snervamento acciaio precom. fptk = Tensione caratt. all'1% acciaio precom. fp1k = Tensione iniziale di precompressione σspi = Caduta di tensione per rilass. σsp a 1000 ore = Caduta di tensione per rilass. σsp a 5000 ore = Modulo elastico acciaio da precompressione = Coeff. di omogen. E acc.precom. / E cls trave = Tipo acciaio armatura lenta = Tensione snervamento acciaio armatura lenta 550.00 350.00 400.00 2.30 0.000300 0.000000 1.00 19000.00 17000.00 14500.00 2.20 % 2.80 % 2000000.00 6.00 B450C 4400.00 PARAMETRI DI MASSONNET Larghezza soletta collaborante con il traverso = L = L1= Ap= Ae= 2090.000 1045.000 15023.88 Dp= 15800.00 De= Teta = y K0 K1 Kα B = 500.000 B1= 200.000 122.507 Jp= 59347669.86 124.873 Je= 36031413.50 0.410 Radice alfa = -500.0 -375.0 -250.0 -125.0 Trave verificata : n. 1 -1.237 -0.727 -0.211 0.560 0.634 0.718 -0.878 -0.455 -0.025 0.0 y= 400.000 0.324 0.823 0.424 0.895 0.950 0.906 Cp= Ce= 1235660.85 1987819.78 0.200 125.0 250.0 375.0 500.0 1.511 1.100 1.429 2.177 1.268 1.995 2.876 1.438 2.589 3.580 1.591 3.182 Sezione traverso verificata : x= 1045.000 µα 340.000 y= 0.000 -.2015 -.1043 -.0044 0.1019 0.2196 0.1019 -.0044 -.1043 -.2015 Pagina 2 CARICHI PERMANENTI Peso Peso Peso Peso proprio trave (sezione filante) soletta pavimentazione ( 0.030 Kg/cm²) cordoli Traverso n. 1 Posizione x 1045.00 Carichi aggiuntivi lineari : barriera barriera parapetto 22.560 Kg/cm 15.000 4.860 2.375 Peso 1948.800 intensita' eccent. K Massonnet 1.5000 487.500 3.123 1.5000 -360.000 -0.404 1.5000 -490.000 -0.844 µ Massonnet -.19179 -.09248 -.19373 CARICHI MOBILI Disposizione colonne di carico – 2a CATEGORIA – DM2008 Posizione Corsia Numero 1 Corsia Numero 1 Rimanente Intensità qik [kg/cm2] Carico asse Qik [kg] 24000 0.090 20000 0.025 0 0.025 Eccentricità (cm) K Massonet 325.000 25.000 -230.000 2.350 1.007 0.045 PARAMETRI DI SOLLECITAZIONE – VALORI CARATTERISTICI Sezione trave x = Precompressione : N iniziale M iniziale DN taglio tr.-getto DM taglio tr.-getto DN getto sol.-tempo DM getto sol.-tempo 1045.000 0.000 67.000 sol. sol. inf. inf. 518609 -32416101 -47022 2939133 -39889 3888648 0 398930 0 -23416987 0 -33942 0 1992375 0 -32152 0 3010728 Momento flettente : Peso proprio travi Peso soletta Peso traversi Peso sovrastruttura Carichi mobili Carichi lineari aggiunt. 12317879 8190187 1018248 3950400 21889019 307113 0 0 0 0 0 0 1528882 1016557 65285 490320 2418917 38119 Taglio : Peso proprio travi Peso soletta Peso traversi Peso sovrastruttura Carichi mobili Carichi lineari aggiunt. 0 0 974 0 18027 0 23575 15675 974 7561 48610 588 22063 14670 974 7076 46369 550 Momento torcente : Carichi mobili Carichi lineari aggiunt. -24141 0 124559 8839 128634 8794 Pagina 3 S.L.E. - STATO LIMITE DELLE TENSIONI DI ESERCIZIO Sezione a m. 1045.00 67.00 σe σi a) 10.54 110.05 -6.49 102.71 σe σi b) 12.13 97.09 -5.64 93.62 σe σi c) 33.11 72.48 -3.17 90.69 σe d) σi σssup σsinf 32.94 62.16 1.73 -0.17 -3.39 82.55 1.27 -0.22 σe e) σi σssup σsinf 49.43 10.41 31.02 16.32 -1.53 76.65 4.58 1.64 S.L.U. - STATO LIMITE ULTIMO DI RESISTENZA PER TENSIONI NORMALI Il momento flettente sollecitante ultimo risulta dalla seguente Combinazione fondamentale (SLU) G1γg1 + G2γg2 + Qγq dove si assumono i seguenti valori per i coefficienti parziali di sicurezza Permanenti G1 1,35 Permanenti non strutturali G2 Traffico Q 1,35 1,50 ed è pari a: MEd = γg1 Mg1k + γg2 Mg2k + γq Mqk Mrdu,c = 87428581 kgcm MEd = 64996969 kgcm Si ha quindi un coefficiente di sicurezza pari a Mrdu,c / MEd = 1.35 Pagina 4 S.L.E. - STATO LIMITE DI DEFORMAZIONE Riduzione viscosita' per calcolo deformazioni = 0.500 Precompressione + Peso proprio trave : f1 = -1.497 (1/ 1396 Lc) (E= 250000 J= 32314636.21) + viscosita' 1a fase + soletta + traversi f2 = -1.857 (1/ 1125 Lc) (E= 300000 J= 32314636.21) + viscosita' 2a fase + Pavim. + Cordoli + carichi agg. : f3 = -2.330 (1/ 897 Lc) (E= 350000 J= 61308881.84) freccia data dai carichi mobili : fmob = 0.409 (1/ 5110 Lc) (E= 350000 J= 61308881.84) Pagina 5
