TORRE VECCHIA DARSENA SAVONA
PROGETTO
Arch. RICARDO BOFILL
BOFILL ARQUITECTURA S.L.
SANT JUST DESVERN - BARCELONA
PROGETTO STRUTTURALE E DIREZIONE LAVORI
Ing. Luca ROMANO
STUDIO ASSOCIATO ROMANO
ALBENGA (SAVONA)
render della torre e del complesso
IMMAGINI DEL CANTIERE
COMPLESSO DELLA TORRE
Si tratta di un complesso di 6 edifici di 5 piani fuori terra e due interrati oltre ad una torre di 19 piani fuori terra.
La torre è una struttura a base rettangolare di dimensione 34 per 18 metri, alta 62 metri fuori terra e con due piani ulteriori sotto il livello del mare.
Su uno dei due lati corti si rastrema 19 cm per ogni piano, per cui tutta la pilastrata esterna ne risulta inclinata, come si può vedere dal rendering.
La struttura è stata concepita in cemento armato, su specifica richiesta della committenza.
Le finiture esterne sono costituite interamente da pannelli di vetro su struttura di acciaio verniciato bianco.
DESCRIZIONE DELLA STRUTTURA
Il complesso è ubicato in corrispondenza di una depressione tettonica colmata da depositi di argille plioceniche fino ad una quota di –20 metri dal piano di campagna.
A questo substrato, consistente ed impermeabile, è sovrapposta una successione di sabbie fini limose e ghiaie sabbiose limose accumulate dall’azione marina.
Per quanto riguarda la platea sotto la torre, è spessa 150 cm ed è prevista la realizzazione di una maglia regolare di trattamenti colonnari in jet-grouting di 2 metri di diametro, con maglia 2.5x2.5 metri, sotto i pilastri della torre stessa.
La platea è divisa in giunti, che rispettano la divisione della torre superiore e concetti di ottimizzazione della distribuzione delle pressioni sul terreno.
Il terreno di fondazione, alla quota di 8.6 metri, è rappresentato da sabbia debolmente limosa grigio nerastra, mediamente addensata con ghiaia medio fine sub arrotondata.
La platea è stata modellata con elementi finiti shell con supporto dovuto al terreno e vincoli fissi in corrispondenza delle colonne in jet-grouting.
L’uso della platea è reso necessario anche dalla presenza d’acqua, poiché il piano d’imposta dei garages sarà a –5.40 metri sotto il livello del mare; sarà necessario realizzare un’opportuna impermeabilizzazione e struttura in grado di reggere la sottospinta idraulica pari a 5900 kg/m2.
Gli elementi di controvento sono rappresentati dai nuclei ascensori della torre.
I solai sono a piastra piena in cemento armato, di spessore pari a 20 cm ed orditi nei due sensi.
MATERIALI IMPIEGATI
I materiali costituenti la struttura sono stati così idealizzati:
ACCIAIO IN BARRE: Fe B 44 K (controllato in stabilimento)
CALCESTRUZZO Rck = 50 MPa pilastri primi 3 ordini
Rck = 40 MPa pilastri ordini successivi
Rck = 30 MPa solai e setti
La torre è stata modellata nel suo insieme per controllarne la deformabilità e per dimensionare gli elementi di controvento alle azioni orizzontali.
I solai sono stati modellati con elementi isoparametrici a 8 nodi a comportamento di piastra, così come i setti degli ascensori, tutti con gli effettivi spessori, opportunamente infittiti in corrispondenza di discontinuità di carico e di vincolo.
Le colonne sono state modellate con elementi trave.
Le colonne d’estremità sono state inclinate così come in realtà, rastremando ogni solai di 19 cm man mano che si procede dal primo solaio fuori terra al 19° solaio.
Il modello creato ha 40686 nodi, 503 elementi beam, 12879 elementi plate e 243891 gradi di libertà.
Le condizioni di carico elementari sono le seguenti:
l.c.1 pesi propri e carichi permanenti:
500+200 kg/mq cioè 790kg/mq/0.2m = 3950 kg/mc di densità per gli elementi solaio
2500 kg/mc di densità per gli elementi setto e pilastro
tutti carichi applicati in automatico dal codice di calcolo STRAUS 7
l.c.2 sovraccarichi accidentali: 200 kg/mq applicati come pressione alle piastre di solaio, corrispondenti a 0.002 MPa
l.c.3 vento in direzione “Y”: applicato come pressione laterale agli elementi piastra di bordo:
es.primo solaio f.t. 1124.7N/mq*3.35m/0.2m=18839N/mq=0.019MPa
l.c.4 vento in direzione “X”: applicato come pressione laterale agli elementi piastra di bordo:
es.primo solaio f.t. 1124.7N/mq*3.35m/0.2m=18839N/mq=0.019MPa
Si riporta il calcolo della pressione laterale sugli elementi alle varie altezze, calcolata in seguito alla distribuzione della pressione del vento come prima riportato:
Altezza (m) 10 15 20 25 30
Lateral pressure (MPa) 0.0188 0.0218 0.0241 0.0258 0.0273
Altezza (m) 35 40 45 50 55 60
Lateral pressure (MPa) 0.0286 0.0298 0.0308 0.0318 0.0325 0.0333
Considerando l’importanza dell’opera si è scelto di eseguire comunque un’analisi dinamica della torre.
Questo tipo di analisi non era richiesta né nel vecchio D.M. del ’96 né nella nuova Ordinanza, soprattutto perché il Comune di Savona è rimasto zona di 4° categoria sismica.
E’ stata eseguita un’analisi dinamica per determinare le principali frequenze proprie.
Si è constatato che con i primi 10 modi di vibrare si coglieva più dell’88% della massa partecipante per entrambe le direzioni del piano.
In seguito è stata eseguita un’analisi dinamica modale con la tecnica dello spettro di risposta.
Lo spettro di progetto utilizzato è quello dell’ordinanza sismica 3274 per terrene di tipo “C”, per le zone di terza categoria sismica.
Lo stesso spettro è stato utilizzato per eccitare la struttura nelle due direzioni del piano.
Considerata la regolarità, nessuna eccitazione sismica verticale è stata presa in conto.
Le combinazioni modali sono state eseguite in automatico dal codice di calcolo Straus 7 con la tecnica SRSS, poiché i modi presi in conto erano sufficientemente distanziati.
La risposta ottenuta è stata poi combinata con le altre azioni presenti sula struttura, considerandola con entrambi i suoi segni.
Le combinazioni di carico calcolate per i vari stati limite sono le seguenti:
SLU: 1.4*p.p.+1.4*s.p.+1.5*s.a.+0.7*vento x
SLU: 1.4*p.p.+1.4*s.p.+1.5*s.a.+0.7*vento y
SLU: 1.4*p.p.+1.4*s.p.+0.7*s.a.+1.5*vento x
SLU: 1.4*p.p.+1.4*s.p.+0.7*s.a.+1.5*vento y
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.+sisma x+0.3*sisma y
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.+sisma y+0.3*sisma x
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.-sisma x-0.3*sisma y
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.-sisma y-0.3*sisma x
SLE rare: p.p.+s.p.+s.a.+0.7*vento x
SLE rare: p.p.+s.p.+s.a.+0.7*vento y
Gli inviluppi per le sollecitazioni massime per lo stato limite ultimo e per lo stato limite di servizio sono stati eseguiti in automatico dal codice di calcolo Straus 7.
La struttura è visibile nell’immagine seguente, soggetta alle azioni del vento in direzione “X”:
Nella figura seguente si vedono i carichin del vento in direzione “Y”:
ed i carichi dovuti ai sovraccarichi accidentali:
nella figura che segue sono riportati gli spostamenti massimi sotto il vento in direzione “X”, pari a 8 cm circa (H/875):
Lo spostamento laterale massimo è pari a 13.4 cm sotto vento in direzione “Y”, cioè circa 1/522 dell’altezza:
le sollecitazioni massime assiali nei pilastri e nei setti, sotto la peggiore combinazione di carico e vento “X” sono:
le sollecitazioni massime assiali nei pilastri e nei setti, sotto la peggiore combinazione di carico e vento “Y” sono:
le sollecitazioni massime inviluppo allo SLU nei pilastri e nei setti sono:
le sollecitazioni inviluppo massime per i primi tre ordini di pilastri e setti allo SLU sono:
le sollecitazioni inviluppo massime per il primo ordine di pilastri e setti allo SLE sono:
Le tensioni massime nei pilastri e setti sono:
Le tensioni massime nella zona bassa sono:
Le tensioni massime nei setti, con le quali si dimensionano le armature, sono:
§ ANALISI DINAMICA TORRE
Il modello della torre è stato anche analizzato nel suo insieme con analisi della frequenza, per cercare le frequenze proprie di vibrazione.
Nel modello gl elementi quad8 isoparametrici a 8 nodi sono stati trasformati in isoparametrici a 4 nodi, per avere una struttura più gestibile in tale tipo di analisi.
Il modello creato ha 83103 gradi di libertà.
Al solutore sono state richiese le prime 10 frequenze ed i relativi modi di vibrare.
Il risultato dell’analisi e la descrizione dei modi principali è riassumibile:
Mode Frequency (Hertz) Period (sec) descrizione autovettore
1 1.66922341E+00 0.599 1° modo torsionale
2 2.27137825E+00 0.440 1° modo flessionale trasversale
3 2.40230426E+00 0.416 1° modo flessionale longitudinale
4 5.22108842E+00 0.191 2° modo torsionale
5 7.78063176E+00 0.128 2° modo flessionale trasversale
6 8.57989621E+00 0.116 2° modo flessionale longitudinale
7 9.68324541E+00 0.103 3° modo torsionale
8 1.42167678E+01 0.070 4° modo torsionale
9 1.64697227E+01 0.061 3° modo flessionale trasversale
10 1.85222210E+01 0.054 3° modo flessionale longitudinale
Il risultato completo dell’analisi è visibile nel log file di seguito riportato.
Si riportano le immagini dei primi 10 modi di vibrare:
primo e secondo modo
terzo, quarto, quinto e sesto modo
settimo, ottavo, nono e decimo modo
§ ANALISI SISMICA
Sulla base dell’Ordinanza 3274, anche se la zona di Savona non è sismica ( 4° categoria), è stata svolta un’analisi sismica con la tecnica dello spettro di risposta.
Lo spettro utilizzato è quello di normativa, per terreni granulari mediamente addensati ed accelerazione pari a 0.05 g.
Utilizzando le prime 10 frequenze proprie ed eccitando la torre nelle due direzioni del pianoseparatamente, è stato possibile eccitare circa il 90% delle masse.
Le sollecitazioni sismiche così ottenute sono state combinate con le sollecitazioni statiche nel seguente modo:
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.+sisma x+0.3*sisma y
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.+sisma y+0.3*sisma x
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.-sisma x-0.3*sisma y
SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.-sisma y-0.3*sisma x
Il risultato dell’analisi, combinato con la tecnica SRSS per il sisma lungo “x”, è visibile nell’immagine seguente:
Lo spostamento massimo da combinazione SLU sisma: p.p.+s.p.+0.3*s.a.-sisma x-0.3*sisma y è visibile nella successiva immagine:
PROCEDIMENTO REALIZZATIVO
Per prima cosa occorrerà realizzare i diaframmi perimetrali, in grado di reggere la spinta delle terre ed impermeabilizzare tutta la zona interrata.
Per far questo la miglior procedura è rappresentata dall’esecuzione di diaframmi in cemento armato realizzati con l’uso di fanghi bentonitici.
La scelta si è orientata su questa soluzione tenendo presenti i costi realizzativi, l’assenza di vibrazioni durante l’esecuzione, la rigidità necessaria all’opera e la possibilità di ottenere una parete continua e sufficientemente impermeabile.
I diaframmi avranno uno spessore di 60 cm.
Saranno realizzati da macchine per diaframmi operanti dall’attuale piano di campagna, seguendo due cordoli guida in cemento armato.
Lo scavo avverrà per pannelli lunghi 2.5 metri che saranno progressivamente riempiti di fango bentonitico per sostenerne le pareti.
I pannelli saranno lunghi 23 metri, in modo da penetrare circa 3 metri nel substrato impermeabile profondo, che costituirà un tappo di fondo per impedire la risalita d’acqua.
Terminato lo scavo di un pannello si procederà ad inserire le gabbie d’armatura, con due tubi laterali in polietilene.
Il getto di calcestruzzo sarò effettuato con tramoggia, partendo dal basso.
Nella fase di esecuzione del successivo pannello si romperà il tubo in polietilene, realizzando un incastro con quello precedente.
Per garantire una ridotta deformabilità del diaframma e modesti spostamenti laterali, occorrerà realizzare dei tiranti in testa alla paratia.
Per quanto concerne la problematica tiranti sono state valutate varie soluzioni alternative, ma la realizzazione di diaframmi rigidi a “T”, subito ventilata, ha dovuto essere abbandonata poiché le caratteristiche meccaniche del terreno portavano ad una rotazione di corpo rigido che non era influenzata dalla rigidezza del diaframma.
I tiranti non potranno invadere la proprietà privata al di fuori del comparto; saranno realizzati dopo aver scavato i primi 2.5 metri di terreno.
Si presentano due situazioni:
situazione ordinaria, lungo Nord, Est (via Chiodo) e Ovest, lati lungo i quali si può realizzare un tirante ogni diaframma di 2.5 metri, tirante inclinato di 23,2° sulla verticale (42.8%), tirato a 80 tonnellate (7 trefoli) lungo 30 metri, di cui 8 metri connessi (bulbo). In questo modo il tirante fuoriesce planimetricamente di 10.66 metri dal perimetro del diaframma.
situazione straordinaria, lungo vico del molo, lato lungo il quale si dovranno realizzare due tiranti ogni pannello, inclinati di 14° (25%) sulla verticale, tirati a 96 tonnellate l’uno (8 trefoli), lunghi 30 metri di cui 8 connessi (bulbo). In questo modo i tiranti fuoriescono di 6 metri dal perimetro del diaframma e restano sotto il suolo pubblico, senza andare sotto gli edifici privati.
Mentre si realizzeranno i tiranti sarà possibile realizzare anche i trattamenti colonnari in jet-grouting, facendo i primi 6 metri di perforazione a vuoto ed i successivi con trattamento vero e proprio: in questo modo non si corrono rischi di sovrapressioni e rigonfiamenti nel terreno.
Terminato il diaframma perimetrale si potrà iniziare la seconda fase di scavo.
Lo scavo giungerà fino a quota –5.30 metri sotto il livello del mare, cioè per un’altezza di 7.8 metri dal piano campagna.
Realizzato all’asciutto per i primi 2.5 metri, occorrerà iniziare a pompare l’acqua fuori dallo scavo fino ad abbassare il livello della falda alla quota di fondo scavo.
Naturalmente il tappo di fondo costituito dalle argille plioceniche impedirà l’ingresso di nuova acqua.
Finito lo scavo si realizzerà un magrone di pulizia spesso 20 cm circa, sopra al quale sarà posizionata una guaina impermeabilizzante a base di bentonite sodica, risvoltata lungo il diaframma perimetrale.
A questo punto sarà possibile realizzare da un lato la platea spessa 150 cm sotto la torre, intestata sui trattamenti colonnari, dall’altro la platea generalizzata spessa 80 cm.
Naturalmente si realizzeranno gli opportuni giunti strutturali in platea, con svariate soluzioni per garantire l’impermeabilità degli stessi.
Le strutture speciali di fondazione saranno completate da una controparte in cemento armato contro i diaframmi perimetrali.
Sarà realizzata dopo aver applicato il telo di impermeabilizzazione contro i diaframmi stessi.
Tale controparte, spessa circa 30 cm, avrà il compito di confinare l’impermeabilizzazione contro il diaframma e reggere la spinta idraulica in fase definitiva.
PLATEA SOTTO LA TORRE
La platea è spessa 150 cm e poggia su trattamenti colonnari di fondazione; è prevista la realizzazione di una maglia regolare di trattamenti colonnari in jet-grouting di 2 metri di diametro, con maglia 2.5x2.5 metri, sotto i pilastri della torre stessa.
La platea è divisa in giunti, che rispettano la divisione della torre superiore con gli edifici adiacenti bassi e concetti di ottimizzazione della distribuzione delle pressioni sul terreno.
Il terreno di fondazione, alla quota di 8.6 metri, è rappresentato da sabbia debolmente limosa grigio nerastra, mediamente addensata con ghiaia medio fine sub arrotondata.
Il terreno verrà consolidato con trattamenti colonnari in jet-grouting su maglia di 2 metri, che vanno a costituire un supporto uniforme per la platea.
Per questo la platea è stata modellata con elementi finiti shell con supporto dovuto al terreno con Kw=100 Mpa/m (10 kg/cm3).
La platea fa parte del modello generale 3D, per cui sullo stesso sono presenti tutte le condizioni di carico e le combinazioni allo SLE e SLU.
Gli inviluppi permettono di trovare le sollecitazioni massime ai due stati limite, con le quali condurre le verifiche a rottura ed in esercizio.
L pressione massima calcolata per la combinaziona in esercizio rara risulta essere 3.69 kg/cm2, compatibile col terreno trattato col jet-grouting.
Le condizioni di carico prese in conto sono le seguenti:
peso proprio platea = 1.5*2500 = 3750 kg/mq
sovraccarico permanente = 0.1*2000 = 200 kg/mq
sovraccarico accidentale 250 kg/mq
sottospinta idraulica = (8.4-2.5)*1000 = 5900 kg/mq
1- carichi provenienti dai pilastri
2- peso proprio platea + sovracc.permanenti – sottospinta idraulica (tot.= -1950 kg/mq)
3- peso proprio platea + sovracc.permanenti + sovracc. Accidentali – sottospinta idraulica (tot.= -1700 kg/mq)
4- peso proprio platea + sovracc.permanenti + sovracc. Accidentali (tot.= +4200 kg/mq)
Le combinazioni di carico prese in conto per dimensionare l’armatura della platea sono:
comb. 1 L.C.1 + L.C.4
comb. 2 L.C.1 + L.C.2
Il Predimensionamento è avvenuto moltiplicando le precedenti combinazioni per il coefficiente:
As=(M/10)*(1/(0.9*145*22)) = 3.48e-5 * M
In questo modo si ottiene un predimensionamento in cmq di armatura da disporre per metro di platea.
Per quanto riguarda i carichi provenienti dai pilastri si fa rifarimento all’analisi di carico degli stessi.
Per quanto riguarda la quota parte di carico scaricata dal diaframma, essa vale:
p.p. 6.9x0.3x2500 = 5175 kg/m
dai due solai: 2*(0.7*570= = 400 kg/m
tot. 5975 kg/m
Nel seguito si possono vedere i risultati in termini di cedimenti massimi, pressioni massime sul terreno e sollecitazioni nelle direzioni X e Y e la percentuale di armatura a metro richiesta dalla platea (cm2/m).
Cedimenti sotto la platea (m)
Pressioni massime sul terreno (kg/cm2)
Momenti Mx in platea (Nm/m)
Momenti My in platea (Nm/m)
Armatura Ax in platea (cmq/m)
Armatura Ay in platea (cmq/m)
SOLAIO TIPO TORRE
I solai sono a piastra piena in cemento armato, di spessore pari a 20 cm ed orditi nei due sensi.
Il solaio è stato analizzato partendo dal modello globale della torre, con la tecnica del sub modelling è stato estratto un solaio tipo e la mesh è stata infittita opportunamente per cogliere tutte le discontinuità strutturali
Gli elementi utilizzati sono del tipo isoparametrico a 8 nodi a comportamento di piastra, così come i setti degli ascensori, tutti con gli effettivi spessori, opportunamente infittiti in corrispondenza di discontinuità di carico e di vincolo.
Analisi di carico:
Peso proprio |
500 kg/mq |
Sovraccarichi permanenti |
290 kg/mq |
Sovraccarichi accidentali |
200 kg/mq |
Totale |
990 kg/mq |
Fig. Momento lungo X, solaio tipo edificio Torre Nord.
Fig. Momento lungo Y, solaio tipo edificio Torre Nord.
riassunto spostamenti VERTICALI (m)
Fig. Spostamento verticale, solaio tipo edificio Torre Nord.
riassunto armature (cmq/m)
Il Predimensionamento è avvenuto moltiplicando le precedenti combinazioni per il coefficiente:
As=(M/10)*(1/(0.9*16*22)) = 3.156e-4 * M
In questo modo si ottiene un predimensionamento in cmq di armatura da disporre per metro di solaio.
Fig. Armatura in direzione “x” cmq/m, solaio tipo edificio Torre Nord.
Fig. Armatura in direzione “y” cmq/m, solaio tipo edificio Torre Nord.