SP 97 DI CINZANO LAVORI PER LA MESSA IN SICUREZZA DELLA SEDE STRADALE AL KM IN COMUNE DI CINZANO INTERVENTO DEFINITIVO

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2 SP 97 DI CINZANO LAVORI PER LA MESSA IN SICUREZZA DELLA SEDE STRADALE AL KM IN COMUNE DI CINZANO INTERVENTO DEFINITIVO VARIANTE IN CORSO D OPERA RELAZIONE DI CALCOLO VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 1 di 77

3 INDICE 1. CAPITOLO 1 RELAZIONE DI CALCOLO GEOTECNICA PREMESSA NORMATIVA DOCUMENTI DI PROGETTO STRATIGRAFIA DI CALCOLO E PARAMETRI GEOTECNICI AZIONE SISMICA DI PROGETTO INTERVENTO DI PRIMA FASE Analisi della berlinese di prima fase Azioni di calcolo Verifica della berlinese di prima fase Analisi tenso-deformativa: modello di calcolo Caratteristiche dei materiali Risultati analisi statica Verifica di stabilità globale della berlinese di prima fase ANALISI DEL MURO DI SOTTOSCARPA Azioni di calcolo Verifica del muri tipo 1 (H = 5,8 M) Azioni sul singolo palo Verifica geotecnica di capacità portante Verifiche strutturali dei pali Verifica del muro tipo 2 (H = 5,0 M) Azioni sul singolo palo Verifica geotecnica di capacità portante Verifiche strutturali dei pali Verifica di stabilità globale VERIFICA IN FASE COSTRUTTIVA della berlinese di monte Bibliografia ALLEGATO A ALLEGATO B ALLEGATO C ALLEGATO D ALLEGATO E ALLEGATO F ALLEGATO G ALLEGATO H 65 VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 2 di 77

4 2. CAPITOLO 2 RELAZIONE DI CALCOLO STRUTTURALE Premessa Normativa Caratteristiche dei materiali Stratigrafia di calcolo e Parametri geotecnici Analisi dei carichi Carichi permanenti Carichi variabili Azione sismica di progetto Verifiche TABULATO DI CALCOLO MURO IN C.A. 77 VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 3 di 77

5 1. CAPITOLO 1 RELAZIONE DI CALCOLO GEOTECNICA 1.1. PREMESSA La presente relazione riporta le verifiche geotecniche e strutturali relative ai lavori per la messa in sicurezza ed il ripristino della sede stradale al km della S.P. 97 in comune di Cinzano. Tale intervento, già progettato nell ottobre 2010 (doc. rif. 3.3), ma ad oggi non ancora realizzato, ha richiesto una nuova progettazione e verifica a seguito della recente evoluzione del versante rispetto alla configurazione di progetto iniziale. In particolare la nuova opera di sostegno risulta più alta di cm 80 e in fase costruttiva è necessaria un opera accessoria di prima fase (berlinese in micropali) che ne consenta la realizzazione in sicurezza. Il nuovo progetto fa riferimento alla geometria delle sezioni così come rilevate per il progetto originario e nel rilievo successivo al movimento franoso; per quanto riguarda la stratigrafia, rispetto alla campagna geognostica del luglio 2010 (doc. rif. 3.2), nuove informazioni sono state acquisite con la campagna aggiuntiva di indagini penetrometriche dinamiche (doc. rif. 3.4). La relazione si articola in: descrizione sintetica delle formazioni individuate, delle loro caratteristiche meccanicodeformative e delle condizioni di falda; progetto e verifica dell opera accessoria di prima fase (berlinese in micropali); verifiche geotecniche del muro di sottoscarpa; verifica in fase costruttiva delle opere provvisionali realizzate nell intervento del Le fondazioni del muro sono realizzate con micropali inclinati di diametro pari a NORMATIVA Le verifiche sono state eseguite in accordo alle seguenti normative: D. M. 14 gennaio 2008 Nuove norme tecniche per le costruzioni ; Istruzioni per l applicazione delle Norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio DOCUMENTI DI PROGETTO 3.1. S.P. 97 di Cinzano Lavori per la messa in sicurezza della sede stradale al km in comune di Cinzano. Intervento definitivo Studio di fattibilità, documento del novembre 2009, redatto da Provincia di Torino, Area viabilità Indagine geognostica S.P. n 97 di Cinzano km Relazione illustrativa, VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 4 di 77

6 documento del luglio 2010, redatto dalla ditta SOMITER di Saluzzo S.P. 97 di Cinzano Muro di sottoscarpa al km Relazione geotecnica opera di sostegno su micropali, documento dell ottobre 2010, redatto da Alisea s.r.l., Torino Rapporto delle prove penetrometriche dinamiche (DIN 1 DIN 8): (a) Diagramma numero colpi alla punta R pd, (b) Tabelle valori di resistenza, documento del novembre 2011, redatto dallo Studio di Geologia dott. Mauro Castelletto, Chivasso STRATIGRAFIA DI CALCOLO E PARAMETRI GEOTECNICI Per la progettazione definitiva si sono prese in considerazione le informazioni ricavate dai sondaggi e dalle prove in sito e in laboratorio presentate nella relazione illustrativa delle indagini geognostiche dalla ditta SOMITER nel luglio 2010 (doc. rif. 3.2), i dati della campagna d indagine aggiuntiva dopo l evento franoso del 24 novembre 2011 (doc. rif. 3.4), nonché i dati ricavati dai sondaggi effettuati a suo tempo per il progetto dell intervento di stabilizzazione e messa in sicurezza del corpo stradale realizzato nel luglio 2009 nel tratto immediatamente a monte. Dai risultati è stata confermata la presenza di una coltre superficiale di materiale alterato costituito essenzialmente da limo sabbioso da poco ad abbastanza consistente, al di sotto del quale si rileva un substrato litoide descrivibile come siltite marnosa. Tenendo conto anche di quanto rilevato si è considerata la seguente stratigrafia di riferimento per il modello geotecnico: 1) strato superficiale costituito da limi sabbiosi; 2) substrato costituito da siltite marnosa. Per ciascun strato vengono in seguito individuati gli spessori, le caratteristiche generali ed i parametri geotecnici caratteristici assunti in fase di calcolo. La caratterizzazione meccanica della formazione di base costituente il substrato è stata effettuata prendendo in considerazione i risultati delle prove di laboratorio su campioni prelevati nel corso dei sondaggi della Ditta SOMITER citati in precedenza. In particolare per quanto riguarda i parametri di resistenza al taglio si è fatto riferimento ai criteri proposti da Hoek e Brown (1997), assimilando la formazione rocciosa ad un mezzo continuo equivalente, tenendo conto della resistenza a compressione uniassiale ottenuta in laboratorio e del livello di fratturazione dell ammasso roccioso stimato sulla base delle informazioni disponibili. Per quanto riguarda lo spessore dello strato superficiale, in corrispondenza della strada esistente, in concordanza con quanto riportato nel documento di riferimento 3.3, è stato assunto un valore di 5 m dal piano campagna. Le indagini dopo l evento franoso hanno permesso di stabilire tale spessore anche più a valle, dove verranno realizzate le opere oggetto della presente relazione: in particolare, il valore a cui si è fatto riferimento è quello corrispondente, per le varie sezioni investigate, al rifiuto all avanzamento del penetrometro dinamico (vedi doc. rif. 3.4). VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 5 di 77

7 Di seguito si riportano i parametri meccanici assunti per il progetto. Strato superficiale (da p.c. a -5 m in corrispondenza della strada esistente) Limi argillosi ed argille: γ = 19 kn/m 3 φ k = 24 c k = 0 E s = 40 MPa peso di volume; angolo di resistenza al taglio; coesione efficace; modulo di Young operativo. Siltite Marnosa (da 5 m dal p.c. in corrispondenza della strada esistente) γ = 20 kn/m 3 φ k = 24 c k = 60 kpa E s = 480 MPa peso di volume; angolo di resistenza al taglio; coesione efficace; modulo di Young operativo. La falda non interferisce con l opera in progetto e il coefficiente di Poisson è assunto pari a 0,2. Il riempimento a tergo dell opera di sostegno verrà realizzato con materiale a grana grossa selezionato e compattato avente migliori caratteristiche geotecniche ed alta permeabilità, per il quale si assume: γ = 18 kn/m 3 peso di volume; φ k = 35 angolo di resistenza al taglio. I parametri meccanici così definiti, identici a quanto assunto nel progetto dell ottobre 2010, sono stati validati con una back analysis volta ad individuare la potenziale superficie di scivolamento nelle condizioni topografiche prima della frana da confrontare con quanto effettivamente verificato in sito. In particolare l analisi ha riguardato la sezione maggiormente critica (sezione n. 6) ed è stata condotta in condizioni di deformazioni piane trascurando gli effetti tridimensionali, assunzione ragionevole nei casi in cui le caratteristiche geometriche e le proprietà fisico-meccaniche del pendio siano sufficientemente regolari. Per la determinazione della stabilità globale si è fatto riferimento al metodo dei conci secondo l approccio di Bishop modificato con superfici di scivolamento circolari, utilizzando il codice commerciale Slide della RocScience. Con i parametri caratteristici adottati e l effettiva profondità dello strato di marne siltose rilevata tramite le recenti prove penetrometriche, viene simulata l instabilità verificatasi nell intervallo di tempo compreso tra l emissione della progettazione definitiva (doc. rif. 3.3) e il novembre La superficie di scivolamento critica ottenuta è riportata in Figura 1.1, e la sua VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 6 di 77

8 forma è simile a quella riscontrata in sito, rilevata dopo il dissesto e riportata in Figura 1.2, a conferma dei parametri meccanici adottati per lo strato superficiale. Figura 1.1. Back analysis sulla stabilità del versante prima del movimento franoso. I dettagli dell analisi sono riportati nell Allegato A alla presente relazione. Figura 1.2. Rilievo del versante prima e dopo il movimento franoso. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 7 di 77

9 1.5. AZIONE SISMICA DI PROGETTO Per la valutazione delle azioni sismiche di progetto si è fatto riferimento alla macrozonazione sismica definita nel D.M. 14/01/2008. L infrastruttura è localizzata alle seguenti coordinate geografiche: Latitudine: 45, Nord Longitudine: 7, Est Considerando i seguenti parametri : Vita nominale : 50 anni Classe d uso : III (CU=1.5) Si ottiene un periodo di riferimento pari a : V R ( 35; V C ) = max( 35; ) 75 = N U max = anni Le verifiche di sicurezza sono state sviluppate considerando lo Stato Limite di Salvaguardia per la Vita, per il quale si deve garantire una possibilità di superamento P VR nel periodo di riferimento V R pari al 10%. In accordo con le indicazioni fornite nell allegato A del D.M. 14/01/2008 (formula [1]) il periodo di ritorno T R dell azione sismica può quindi essere ottenuto dalla seguente espressione : VR Stato Limite di salvaguardia della Vita: T R = = 712 anni ln 1 P ( ) Sulla base di questi dati, interpolando sul reticolo geografico per cui è definita la pericolosità sismica da normativa e in relazione ai periodi di ritorno disponibili nello studio di pericolosità di base si ottengono le informazioni relative alla pericolosità locale. Considerato che il muro è fondato direttamente sul substrato che presenta una rigidezza elevata, per la definizione delle azioni agenti sulla struttura e la verifica delle fondazioni si è assunta una categoria di sottosuolo A. Ai fini della valutazione della spinta a tergo dell opera, tenendo conto della presenza del terreno di riporto si assume cautelativamente una categoria di sottosuolo E. Per quanto riguarda la categoria topografica, tenendo conto della collocazione dell opera quasi alla sommità di un costone, si è assunta la T4, indicata per le fondazioni di opere che interessano un rilievo di altezza maggiore di 30 m, acclività media maggiore di 30 e larghezza in cresta molto minore della larghezza alla base. Inoltre si tiene conto del fatto che l opera si trova in prossimità della cresta, assumendo h/h (altezza di riferimento rispetto all altezza totale del rilievo) pari a 0.9. Sulla base delle indicazioni riportate nel DM 14/01/2008, i fattori di amplificazione stratigrafica S S e topografica S T per le categorie di cui sopra sono i seguenti: VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 8 di 77 VR

10 Categoria di suolo A: S S = 1, 00 Categoria di suolo E: S S = 1, 60 Categoria topografica T4: S T = 1, 36 L accelerazione sismica di progetto da utilizzare in sede di verifica delle opere è data dalla seguente espressione: a max = S S S T a dove a max = accelerazione orizzontale massima attesa al suolo; S S = coefficiente di amplificazione stratigrafica; S T = coefficiente di amplificazione topografica; a g = accelerazione orizzontale massima attesa su sito di riferimento rigido. g Riassumendo, secondo quanto riportato in precedenza, risulta: per le azioni inerziali sul muro: categoria di suolo: A accelerazione orizz. massima attesa su sito di riferimento rigido: a g /g = 0,046 coefficiente di amplificazione stratigrafica: S S = 1,000 coefficiente di amplificazione topografica: S T = 1,360 accelerazione orizzontale massima attesa al suolo: a max /g = 0,063 per la valutazione della spinta del terreno: categoria di suolo: E accelerazione orizz. massima attesa su sito di riferimento rigido: a g /g = 0,046 coefficiente di amplificazione stratigrafica: S S = 1,600 coefficiente di amplificazione topografica: S T = 1,360 accelerazione orizzontale massima attesa al suolo: a max /g = 0, INTERVENTO DI PRIMA FASE Al fine di poter realizzare l opera di sostegno della strada è necessaria la realizzazione di un opera accessoria che consenta la costruzione della pista di accesso. L intervento è localizzato VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 9 di 77

11 nell area interessata dal recente movimento franoso, compresa tra la sezione n. 4 e la sezione n. 8/A. Successivamente si potrà intervenire con i lavori di realizzazione del muro di sottoscarpa che, tenendo conto del nuovo andamento topografico del versante e della stratigrafia aggiornata, è stato alzato a 5.80 m di altezza totale nella zona interessata dal movimento franoso (tra la sezione n. 1 e la n. 9), mentre è gradualmente ridotto da 5,80 m a 3,55 m nelle restanti sezioni (da n. 9 a n. 12). Come già riportato nel paragrafo 1.4 della presente relazione ed evidenziato in Figura 1.3, le recenti prove in sito (doc. rif. 3.4, in particolare DIN 1 e DIN 2) hanno permesso di individuare con maggior precisione la profondità dello strato profondo (siltite marnosa) nella zona interessata dal dissesto: tale profondità è stata definita, in via cautelativa, in corrispondenza del rifiuto delle prove penetrometriche dinamiche. Nel modello di calcolo per la sezione di verifica più critica (n. 6), l interfaccia tra lo strato superficiale e quello profondo è stata estesa a valle e a monte della zona interessata, mantenendo la pendenza di circa 33 individuata dalle prove in sito. Figura 1.3. Posizione interfaccia strato superficiale e marna profonda (sezione critica n. 6) Analisi della berlinese di prima fase La sezione tipo dell intervento propedeutico alla realizzazione della pista è riportata in Figura VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 10 di 77

12 1.4. L opera di sostegno consiste in una berlinese di micropali verticali trivellati, del diametro pari a 220 con interasse di 0.60 m, armati con un tubo spessore 8 mm e lunghezza pari a 8 m, collegati in sommità da un cordolo in cemento armato. La berlinese così realizzata è inoltre stabilizzata in testa con micropali 220 con interasse di 1.2 m, armati con un tubo 127 spessore 6 mm e lunghezza pari a 7 m, inclinati di 25 rispetto alla verticale con funzione di ancoraggio passivo. Figura 1.4. Sezione della paratia di valle in progetto. Nella tabella seguente si riportano le caratteristiche dei materiali impiegati. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 11 di 77

13 SEZ 11 SEZ 12 SP 97 di Cinzano MATERIALI OPERA DI SOSTEGNO CALESTRUZZO: CORDOLO Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 32/40 Classe di esposizione XC4+XD1+XF4 Classe di contenuto in cloruri 0,4 Dimensione nominale massima degli aggregati (D max ) 25 mm Classe di consistenza S4 CALCESTRUZZO: MAGRONE Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 12/15 ACCIAIO ORDINARIO Classe acciaio B 450 C La disposizione planimetrica dell intervento è rappresentata in Figura 1.5. SEZ 1 SEZ 2 SEZ 3 SEZ 4 SEZ 5 SEZ 6 SEZ 7 SEZ 8 SEZ 8A SEZ 9 SEZ 10 BERLINESE DI VALLE: n 44 MICROPALI DI VALLE i=0.60m PERFORAZIONE Ø220 L=8m INIEZIONE SEMPLICE A BASSA PRESSIONE ARMATURA TUBO Ø139.7 sp=8mm L=8.50m n 22 MICROPALI DI MONTE i=1.20m PERFORAZIONE Ø220 L=7m INIEZIONE SEMPLICE A BASSA PRESSIONE ARMATURA TUBO Ø127 sp=6mm L=7.50m Figura 1.5. Planimetria dell intervento di prima fase (berlinese di micropali). Nel seguito vengono riportate le verifiche geotecniche e strutturali della berlinese di micropali Azioni di calcolo Tenendo conto della geometria dell area di intervento e delle fasi esecutive per la realizzazione dell opera di sostegno della strada, la configurazione più gravosa per la berlinese di prima fase è quella in cui viene realizzato il rilevato immediatamente a monte della stessa ed è presente il mezzo per la realizzazione dei micropali della fondazione del muro di sottoscarpa. Tale fase sarà quella di riferimento per la progettazione e le verifiche (vedi Figura 1.4). VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 12 di 77

14 La spinta sulla berlinese è data essenzialmente dal materiale di riporto e dallo strato superficiale nonché dal sovraccarico dovuto al mezzo per la realizzazione dei micropali dell opera di sostegno della strada. Nel valutare la spinta del terreno è stato preso in considerazione, oltre al terreno definito dalla stratigrafia indicata nel capitolo 1.4 della presente relazione, un rilevato realizzato in materiale a grana grossa selezionato e compattato avente migliori caratteristiche geotecniche ed alta permeabilità (γ = 18 kn/m 3 ; φ k = 35 ). Il sovraccarico dovuto al mezzo per la realizzazione dei micropali, uniformemente distribuito, è assunto pari a 10 kpa, considerando un mezzo di medie dimensioni. Ipotizzando l assenza di acqua piovana, le spinte vengono calcolate con riferimento alle condizioni drenate in assenza di falda superficiale. Inoltre, prevedendo una possibile evoluzione dello scivolamento del versante dopo la realizzazione della paratia di stabilizzazione, si suppone, in via precauzionale, un ulteriore abbassamento del terreno di 2,5 m a valle della paratia stessa. In accordo con le NTC 2008, le verifiche statiche sono state condotte utilizzando l approccio di progetto DA1 che per le paratie prevede l utilizzo di due differenti combinazioni: - Combinazione 1: (A1+M1+R1) - Combinazione 2: (A2+M2+R2) La prima combinazione è generalmente più severa nei confronti del dimensionamento strutturale delle opere a contatto con il terreno, mentre la seconda combinazione è generalmente più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico. La verifica sismica viene omessa, essendo la berlinese un opera di prima fase accessoria, necessaria alla realizzazione in sicurezza dell opera di sostegno definitiva Verifica della berlinese di prima fase Tenendo conto delle caratteristiche geometriche e stratigrafiche riportate nel paragrafo della presente relazione, le verifiche geotecniche e strutturali dei micropali verticali della berlinese e dei micropali inclinati con funzione di ancoraggio passivo sono state condotte con riferimento ad un modello di calcolo realizzato con il programma Paratie Plus 2011 (CeAS-Milano). Inoltre si riporteranno le verifiche di stabilità globale ottenute utilizzando il codice commerciale Slide della RocScience. Il modello realizzato, sulla base dei rilievi disponibili, si estende per 10,6 m a valle della paratia stessa, mentre a monte, data la presenza dell intervento provvisorio del 2009 e dell opera di sostegno definitiva, raggiunge i 23,5 m. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 13 di 77

15 Analisi tenso-deformativa: modello di calcolo Di seguito si riportano la descrizione del modello di calcolo ed i risultati delle analisi e delle verifiche statiche. I risultati sono espressi in termini di azioni interne e deformate della paratia. Al fondo della presente relazione (nell Allegato B) sono riportati i risultati dettagliati delle analisi effettuate. La determinazione dello stato tenso-deformativo nella struttura e nel terreno, è stata effettuata tramite il programma Paratie Plus 2011 (CeAS-Milano) per il calcolo delle sollecitazioni nelle strutture di sostegno flessibili. L input del modello di calcolo viene riportato in Allegato B. Il programma Paratie affronta il problema dell analisi di diaframmi flessibili attraverso il metodo degli elementi finiti; la schematizzazione del fenomeno fisico è del tipo Trave su suolo elastico con comportamento non lineare del terreno. Le paratie vengono schematizzate come elementi trave, il cui comportamento flessionale è definito dalla rigidezza flessionale EJ; il terreno viene simulato attraverso elementi elastoplastici monodimensionali connessi ai nodi delle paratie. Utilizzando questo modello di calcolo, è possibile seguire in tutte le successive fasi la realizzazione dell opera: l analisi con il modello ad elementi finiti è un analisi statica incrementale, in cui ogni passo coincide con una ben precisa configurazione dell opera e distribuzione dei carichi. I parametri che caratterizzano il modello possono essere distinti in due classi: parametri di spinta e parametri di deformabilità del terreno. I parametri di spinta sono il coefficiente di spinta a riposo K 0, il coefficiente di spinta attiva K a e il coefficiente di spinta passiva K p. I parametri di deformabilità del terreno compaiono nella definizione della rigidezza delle molle. Viene inoltre introdotta una funzione di plasticità dipendente da tale rigidezza, che definisce i confini di una regione entro la quale è determinato lo stato tensionale. A seconda dello stato in cui l elemento si trova, questo reagisce con differenti caratteristiche di rigidezza. Sono possibili tre situazioni: 1) Fase elastica: l elemento si comporta elasticamente; questa fase corrisponde ad una porzione di terreno in fase di scarico-ricarico, sollecitato a livelli di sforzo al di sotto dei massimi livelli precedentemente sperimentati e viene identificata con la sigla UL-RL (Unloading-Reloading). 2) Fase incrudente: l elemento viene sollecitato a livelli di tensione mai prima sperimentati; la fase incrudente è identificata dalla sigla V-C (Virgin Compression). 3) Collasso: il terreno è sottoposto ad uno stato di sollecitazione coincidente con i limiti minimo o massimo dettati dalla resistenza del materiale; questa fase corrisponde a quelle che solitamente vengono chiamate condizioni di spinta attiva o passiva; il collasso viene identificato attraverso la parola Active o Passive. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 14 di 77

16 Caratteristiche dei materiali I materiali impiegati nell opera da verificare sono: CALCESTRUZZO Pali Paratia C20/25 classe di resistenza E c = N/mm 2 modulo elastico f cd = 11,33 N/mm 2 resistenza a compressione di calcolo ACCIAIO PER ARMATURA PALO f yk 355 N/mm 2 f yd = 338,1 N/mm 2 E s = N/mm 2 tensione caratteristica di snervamento tensione di snervamento di calcolo modulo elastico Risultati analisi statica Il modello implementato in Paratie Plus relativo alle condizioni statiche dell intervento è riportato nella Figura 1.6 sottostante. Per tenere conto nel modello dell effettiva procedura di lavori seguita in cantiere, si possono delineare le modalità esecutive nel seguito esposte, corrispondenti a fasi distinte del modello: 1) Realizzazioni della berlinese (micropali verticali Ø220 mm, di lunghezza 8 m ed armati con tubi in acciaio, Ø139,7 mm spessore 8 mm con passo 60 cm; micropali inclinati di 25 rispetto alla verticale Ø220 mm, di lunghezza 7 m ed armati con tubi in acciaio, Ø127 mm spessore 6 mm con passo 120 cm); 2) Esecuzione del rilevato a monte in materiale a grana grossa selezionato e compattato (γ = 18 kn/m 3 ; ϕ k = 35 ); 3) Abbassamento del terreno a valle della berlinese di 2,5 m (evoluzione del versante); 4) Applicazione del carico di 10 kpa a monte del rilevato realizzato corrispondente al mezzo per la realizzazione dei micropali dell opera di sostegno; 5) Realizzazione del muro di sottoscarpa su micropali (opera di sostegno della strada). La geometria riportata in Figura 1.6 corrisponde alla quarta fase di operazioni, la più gravosa per la berlinese in esame. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 15 di 77

17 Figura 1.6. Modello per l analisi statica: fase 4, precedente la realizzazione del muro di sottoscarpa. Il rapporto generato dal programma Paratie contenente l input e l output del calcolo è riportato in Allegato B. Nel seguito si riportano le verifiche relative agli elementi strutturali. Figura 1.7. Risultati analisi statica: fase 4 (precedente la realizzazione del muro di sottoscarpa). Le verifiche statiche dal punto di vista strutturale sono state condotte utilizzando l approccio di progetto DA1-C1 che prevede l utilizzo dei set di coefficienti parziali: A1+M1+R1. Considerando l interasse tra i micropali e le sollecitazioni derivanti dal modello di calcolo, si calcola la tensione ideale massima agente sull armatura dei micropali a partire dalle sollecitazioni per unità di larghezza della berlinese: il momento ottenuto dal programma Paratie risulta pari a circa 28,7 kn m/m che è assunto come momento di calcolo M d. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 16 di 77

18 I risultati della verifica sono quindi riportati nella tabella seguente: φ est s A J W i M d V d σ τ σ Tipologia id Opera mm mm cm 2 cm 4 cm 3 kn m / m kn / m MPa MPa MPa m Berlinese 139,7 8,0 33,10 720,29 103,12 0,60 28,70 0,00 166,99 0,00 166,99 Si può notare che la tensione ideale massima risulta minore della tensione di snervamento di calcolo pari a 338,1 MPa per l acciaio S355 (tensione limite caratteristica, 355 MPa, diviso il coefficiente di sicurezza γ M0 = 1,05). Dal punto di vista geotecnico (Combinazione DA1-C2) la berlinese è verificata: lo spostamento massimo si limita a circa 1,39 cm ad una profondità di 1,7 m dalla testa ancorata e la profondità di infissione risulta superiore a quella minima richiesta. La lunghezza libera dei micropali inclinati viene calcolata imponendo che l'ancoraggio possa sviluppare interamente la resistenza per attrito nella zona stabile, vale a dire per il tratto immorsato nello strato di siltite marnosa. Considerando la pendenza del micropalo e la geometria dell interfaccia tra lo strato superficiale e la siltite marnosa ricavata dalle ipotesi fatte sulla base delle recenti prove in sito (vedi Figura 1.4), la lunghezza libera assunta è di circa 2,45 m. La resistenza limite dei micropali inclinati è stata determinata sia nei confronti dello sfilamento dei bulbi di ancoraggio sia nei riguardi della resistenza a trazione dei tubolari in acciaio. Per il calcolo della resistenza allo sfilamento, in considerazione della ridotta area di base, si è affidata la capacità portante al solo contributo relativo alla portata laterale, facendo riferimento al valore di resistenza limite all aderenza (τ lim ) valido per limi ed argille. Prevedendo di realizzare i bulbi di fondazione con iniezioni semplici e considerando che la porzione di palo reagente interessa esclusivamente gli strati marnosi molto competenti, tenendo conto dei risultati delle prove di laboratorio realizzate durante la campagna di indagini del luglio 2010, si è assunto per la resistenza limite τ lim un valore di 100 kpa. La resistenza allo sfilamento T calc è stata calcolata con la seguente espressione: dove: d o L fond T calc = π d o L fond τ lim è il diametro del bulbo; considerato pari al diametro nominale di perforazione d = 220 mm. è la lunghezza del tratto effettivamente utile ai fini dell ancoraggio pari alla lunghezza totale del micropalo meno la lunghezza libera di cui sopra: L fond = L - L lib = 7-2,45 = 4,55 m VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 17 di 77

19 Quindi: T calc = π 0,220 4, = 314,47 kn Dai valori della resistenza allo sfilamento T calc così ottenuta, è possibile ricavare, con riferimento alle NTC08 riguardo ai pali in trazione, la resistenza caratteristica T k : Tk Tcalc 314, ,98 = ξ = 1, 7 = 3 kn in cui il coefficiente ξ 3 può essere assunto, in forma cautelativa pari a 1,7. La resistenza di progetto viene quindi calcolata applicando il fattore di sicurezza parziale γ R, che trattandosi di resistenza laterale per pali in trazione ed utilizzando l approccio di verifica DA1-C2 (NTC08) è pari a 1,6, quindi T d Tk 184,98 115,62 = = = γ 1, 6 R Dal programma Paratie Plus, con l interasse tra i micropali inclinati pari a 1.20 m, il massimo sforzo di trazione risulta pari a T max = 61,5 kn, e pertanto la verifica risulta soddisfatta. kn Le verifiche strutturali di competenza ai micropali di ancoraggio si risolvono in una semplice verifica a trazione. La verifica strutturale è stata condotta verificando che la tensione massima di trazione calcolata allo stato limite ultimo (DA1-C1) non superasse la tensione di snervamento di calcolo pari a 338,1 MPa per l acciaio S355. Tipologia φ est s A i N d σ τ σ id Opera mm mm cm 2 m kn / m MPa MPa MPa Berlinese 127 6,0 22,81 1,20 71,39 37,56 0,00 37,56 Anche la verifica strutturale del micropalo inclinato è pertanto soddisfatta Verifica di stabilità globale della berlinese di prima fase La verifica di stabilità globale della berlinese è stata effettuata utilizzando il metodo dell equilibrio limite, assumendo che si generi una superficie critica di scivolamento, ed analizzando l equilibrio della massa di terreno scivolante lungo la suddetta superficie di rottura. La massa di terreno potenzialmente instabile viene considerata come un corpo rigido soggetto VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 18 di 77

20 all azione del peso proprio, dei carichi esterni applicati e delle forze resistenti. Le analisi vengono condotte in condizioni di deformazioni piane trascurando gli effetti tridimensionali, assunzione ragionevole nei casi in cui le caratteristiche geometriche e le proprietà fisico-meccaniche del pendio siano sufficientemente regolari. In particolare le analisi sono state condotte utilizzando il metodo dei conci secondo l approccio di Bishop modificato con superfici di scivolamento circolari, utilizzando il codice commerciale Slide della RocScience. Seguendo le prescrizioni delle NTC 2008, le verifiche di stabilità globale della berlinese devono essere effettuate utilizzando l approccio di progetto 1, combinazione 2, ossia considerando per le verifiche statiche i fattori di sicurezza parziali A2+M2+R2. Ai valori della tanϕ k e della c k, sono applicati i coefficienti parziali di sicurezza M2 per i parametri geotecnici. Inoltre alla resistenza lungo la superficie di scivolamento deve essere applicato il coefficiente parziale R2 riportato nella tabella sottostante. Coefficiente R2 γ R 1,1 Ovvero l analisi di stabilità del pendio, effettuata con i valori di progetto dei parametri di resistenza al taglio deve garantire un fattore di sicurezza pari ad 1,1. La ricerca delle superfici di rottura si è concentrata su due differenti possibilità: superfici interessanti la sola berlinese di valle in progetto (Ipotesi 1), oppure superfici interessanti anche l intervento provvisorio del 2009 (Ipotesi 2). Per entrambi i casi in esame la verifica in condizioni statiche risulta soddisfatta, come evidenziato nelle Figure 1.8 e 1.9 sottostanti in cui vengono rappresentate le superfici critiche insieme con il corrispondente fattore di sicurezza. I dettagli dell analisi sono riportati nell Appendice C. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 19 di 77

21 Figura 1.8. Analisi di stabilità globale in condizioni statiche (Ipotesi 1). Figura 1.9. Analisi di stabilità globale in condizioni statiche (Ipotesi 2). VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 20 di 77

22 1.7. ANALISI DEL MURO DI SOTTOSCARPA La sezione tipo di riferimento per le verifiche è riportata nella figura sottostante (Figura 1.10). Il muro poggia su coppie di micropali inclinati aventi interasse longitudinale pari a 1,2 m, realizzati con iniezione semplice a bassa pressione, con armatura del tubo 168,3, spessore 6 mm. Il palo di valle è inclinato di 5 rispetto alla verticale mentre quello di monte è inclinato di 15, in modo da assorbire le spinte orizzontali del terreno a tergo principalmente con una sollecitazione assiale. Figura Sezione tipo opera di sostegno. Le caratteristiche dei materiali utilizzati per la realizzazione del muro sono riportate nella seguente tabella. MATERIALI OPERA DI SOSTEGNO CALESTRUZZO: FONDAZIONE Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 28/35 Classe di esposizione XC2 Classe di contenuto in cloruri 0,4 Dimensione nominale massima degli aggregati (D max ) 32 mm Classe di consistenza S4 CALECESTRUZZO: ELEVAZIONE Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 32/40 Classe di esposizione XC4+XD1+XF2 Classe di contenuto in cloruri 0,4 Dimensione nominale massima degli aggregati (D max ) 32 mm Classe di consistenza S4 VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 21 di 77

23 CALCESTRUZZO: CORDOLO Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 32/40 Classe di esposizione XC4+XD1+XF4 Classe di contenuto in cloruri 0,4 Dimensione nominale massima degli aggregati (D max ) 25 mm Classe di consistenza S4 CALCESTRUZZO: MAGRONE Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 12/15 CALCESTRUZZO: SOLETTA FLOTTANTE Norma di riferimento EN Classe di resistenza [MPa] C 20/25 ACCIAIO ORDINARIO Classe acciaio B 450 C Nel seguito vengono riportate le verifiche di capacità portante e quelle strutturali dei micropali Azioni di calcolo Tenendo conto della presenza della berlinese di micropali realizzata nel luglio 2009 per la messa in sicurezza della sede stradale, la spinta sull opera di sostegno è data dal materiale di riporto e dal sovraccarico stradale. Considerando che il muro è fondato su micropali e quindi gli spostamenti attesi sono modesti e tali da non portare alla mobilitazione della spinta attiva, le azioni sul muro vengono calcolate a favore di sicurezza facendo riferimento alle condizioni di spinta a riposo per quanto riguarda le verifiche statiche. Nel valutare la spinta del terreno è stato inoltre preso in considerazione un sovraccarico stradale uniformemente distribuito di entità pari a 20 kpa. Considerando la presenza del riempimento in materiale granulare a tergo dell opera, le spinte vengono calcolate con riferimento alle condizioni drenate in assenza di falda superficiale. Nel progetto del muro viene presa inoltre in considerazione un azione orizzontale di svio sulla barriera di sicurezza di classe H2 pari a 20 kn/m posta ad un altezza di 1 m dalla sommità del cordolo. Le verifiche statiche sono state condotte utilizzando l approccio di progetto DA2 che prevede l utilizzo dei set di coefficienti parziali: A1+M1+R3. Le verifiche sismiche sono condotte utilizzando, come prescritto valori unitari dei coefficienti di sicurezza sulle azioni permanenti ed un valore ψ 2 = 0,6 per il sovraccarico stradale. Inoltre trattandosi di un muro che non può subire spostamenti relativi rispetto al terreno, si assume per le analisi pseudostatiche β m = 1. Ne consegue che i coefficienti sismici di riferimento per la valutazione della spinta sono pari a: VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 22 di 77

24 k k h v amax = βm = 0,100 g =± 0.5 k =± 0, 050 Due sezioni tipo, di uguale forma, ma differente altezza, vengono considerate nella verifica: la prima con altezza totale H = 5,8 m, corrispondente all intervento compreso tra le sezioni n. 1 e n. 9; la seconda con H = 5 m, tiene conto della riduzione dell altezza del muro a partire dalla sezione n. 9 assumendo valori ridotti nella lunghezza dei micropali al fine di ottimizzare il progetto. h Verifica del muri tipo 1 (H = 5,8 M). Il muro Tipo 1 è relativo all opera di sostegno realizzata tra le sezioni n. 1 e n. 9 e presenta un altezza del paramento di 5,2 m e uno spessore della fondazione di 0,6 m, per un altezza totale di 5,8 m. Le azioni di calcolo risultanti all intradosso della fondazione, considerando un muro di lunghezza unitaria in senso longitudinale, sono riportate nella seguente tabella, con riferimento alle sole combinazioni di carico più gravose tra le diverse combinazioni statiche e sismiche (i risultati per le varie combinazioni analizzate sono riportati nell Allegato D): N d M d V d [kn/m] [kn m/m] [kn/m] Combinazione statica 243,54 675,33 272,03 Combinazione sismica 240,76 313,20 153,24 Per le verifiche della palificata, dovendo tener conto della sezione tipo con una coppia di pali ed i carichi di peso proprio e spinta del terreno corrispondenti ad una lunghezza longitudinale pari all interasse tra le coppie di pali, i valori delle azioni di calcolo ottenuti saranno moltiplicati per i long = 1, 2 m. Considerando che la combinazione statica appare più gravosa della combinazione sismica, le verifiche della palificata vengono nel seguito riportate solamente per la prima Azioni sul singolo palo Noti i carichi, orizzontali e di momento, trasmessi dal plinto di fondazione alla palificata e la geometria di quest ultima, le sollecitazioni agenti sul singolo palo sono state calcolate con il codice di calcolo PIGLET realizzato dal Prof. M. Randolph della University of Western Australia. Il codice modella l interazione palo-terreno assumendo per quest ultimo un comportamento elastico VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 23 di 77

25 lineare con variazione lineare della rigidezza con la profondità (modello alla Gibson) e permette di tenere in conto gli effetti di interazione tra pali. Le seguenti assunzioni sono state considerate per la palificata in oggetto: plinto rigido; vincolo di incastro tra pali e plinto. I risultati ottenuti sono riportati nell allegato E. Tali risultati seguono le convenzioni di segno utilizzate dal programma ed in particolare gli sforzi assiali di compressione sono positivi; le unità di misura sono kn e m. Riassumendo, i carichi di progetto per i due pali della sezione tipo sono: Palo N N d [kn] V d [kn] M d [kn m] a valle 1 695,47 82,59-0,10 a monte 2-427,48 75,47 1, Verifica geotecnica di capacità portante. La verifica di capacità portante viene effettuata facendo riferimento all approccio di progetto DA2, che per i pali di fondazione prevede l utilizzo dei set di coefficienti A1+M1+R3. La portata totale limite del palo singolo (Q u ) sottoposto a carichi assiali di compressione è data dalla seguente equazione: essendo: Q ub = 2 πd 4 z b zt qub = portata ultima di base; Q u = Q ub + Q us W Q us = π D τ us dz = portata ultima per attrito laterale; D = diametro del palo; q ub = pressione ultima alla base del palo; τ us = tensione tangenziale ultima lungo il fusto del palo; z b = profondità della base del palo dal p.c. originario; z t = profondità della testa dei palo dal p.c. originario; W = differenza tra il peso del palo ed il peso del terreno asportato; in presenza dei pali con base in VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 24 di 77

26 sabbia si fa riferimento al peso alleggerito della sottospinta idraulica. In considerazione della ridotta area di base, la valutazione della capacità portante è stata effettuata prendendo in considerazione il solo contributo relativo alla portata laterale per la previsione della (τ lim ) valido per limi e argille. Prevedendo di realizzare i bulbi di fondazione con iniezioni semplici e considerando la porzione dei pali che interessa gli strati marnosi molto competenti, tenendo conto dei risultati delle prove di laboratorio realizzate durante la campagna di indagini del luglio 2010, si è assunto per la resistenza limite τ lim un valore di 100 kpa. Per la parte di palo che attraversa lo strato superficiale (situazione relativa alle sezioni comprese tra la n. 5 e la n. 9), invece, si è assunto una resistenza limite τ lim pari a 60 kpa, valore compatibile per i limi e le argille con i risultati delle prove SPT realizzate nello strato superficiale nella recente campagna di indagini in sito. La portata laterale Q us è stata quindi calcolata con la seguente espressione: dove: d o L Q us = Σ (π d o L τ lim ) è il diametro del bulbo (considerato pari al diametro nominale di perforazione d = 240 mm); è la lunghezza del palo. Considerando che il palo compresso a valle per i primi 3,7 m attraversa lo strato superficiale, per un palo di lunghezza totale di 20 m, la lunghezza nel tratto in siltite marnosa è pari a 16,3 m: Q us = π 0,240 3, π 0,240 16,3 100 = 1396 kn Tenendo conto in via cautelativa che le valutazioni sono riferite ad una singola verticale investigata per la progettazione dell intervento realizzato immediatamente a monte della stessa strada, la capacità portante caratteristica viene stimata sulla base di quella calcolata, applicando un coefficiente riduttivo ξ 3 =1,7, quindi: R c,k = Q us /1,7 = 821 kn Per quanto riguarda il palo in trazione, può essere assunto lo stesso valore di f s per la valutazione della resistenza per attrito lungo lo sviluppo del fusto, ottenendo: R t,k = (π 0,240 2, π 0,240 10,75 100)/1,7 = 537 kn Infine il valore di progetto viene calcolato a partire dal valore caratteristico applicando un VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 25 di 77

27 coefficiente parziale differente per pali in compressione ed in trazione. Facendo riferimento ai valori relativi ai pali trivellati si ha: R c,d = R c,k /1,15 = 714,2 kn per i pali in compressione; R t,d = R t,k /1,25 = 429,3 kn per i pali in trazione. Confrontando questi valori con i valori delle sollecitazioni di calcolo, si deduce che le verifiche di stato limite ultimo sono soddisfatte per entrambi i pali, infatti: per il palo in compressione: E d = 695,47 < R d = 714,2; per il palo in trazione: E d = 427,48 < R d = 429, Verifiche strutturali dei pali La verifica strutturale è stata condotta verificando che la tensione massima di trazione calcolata allo stato limite ultimo non superasse la tensione di snervamento di calcolo pari a 338,1 MPa per l acciaio S355. Palo di φ est s A i N d M d V d σ τ σ id fondazione mm mm cm 2 m kn/m kn m/m kn/m MPa MPa MPa a valle 168,3 6,0 30,59 1,20 695,47 0,10 82,59 273,80 27,00 277,76 a monte 168,3 6,0 30,59 1,20 427,48 1,24 75,47 180,09 24,67 185,09 L armatura dei micropali risulta pertanto verificata con riferimento allo stato limite ultimo sia per azioni normali (sforzo assiale e momento flettente) sia per le azioni taglianti ed il momento Verifica del muro tipo 2 (H = 5,0 M). Il muro Tipo 2 è relativo all opera di sostegno realizzata oltre la sezioni n. 9, dove il paramento si riduce gradualmente in altezza, un altezza totale di 5,0 m. La sua verifica vuole essere di riferimento per una possibile riduzione della lunghezza totale dei micropali di fondazione. Le azioni di calcolo risultanti all intradosso della fondazione, considerando un muro di lunghezza unitaria in senso longitudinale, sono riportate nella seguente tabella, con riferimento alle sole combinazioni di carico più gravose tra le diverse combinazioni statiche e sismiche (i risultati per le varie combinazioni analizzate sono riportati nell Allegato F): VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 26 di 77

28 N d M d V d [kn/m] [kn m/m] [kn/m] Combinazione statica 211,38 485,16 218,69 Combinazione sismica 209,20 202,13 117,00 Per le verifiche della palificata, dovendo tener conto della sezione tipo con una coppia di pali ed i carichi di peso proprio e spinta del terreno corrispondenti ad una lunghezza longitudinale pari all interasse tra le coppie di pali, i valori delle azioni di calcolo ottenuti saranno moltiplicati per i long = 1, 2 m. Tenendo conto che la combinazione statica appare più gravosa della combinazione sismica, le verifiche della palificata vengono nel seguito riportate solamente per la prima Azioni sul singolo palo Noti i carichi, orizzontali e di momento, trasmessi dal plinto di fondazione alla palificata e la geometria di quest ultima, le sollecitazioni agenti sul singolo palo sono state calcolate con il codice di calcolo PIGLET realizzato dal Prof. M. Randolph della University of Western Australia. Il codice modella l interazione palo-terreno assumendo per quest ultimo un comportamento elastico lineare con variazione lineare della rigidezza con la profondità (modello alla Gibson) e permette di tenere in conto gli effetti di interazione tra pali. Le seguenti assunzioni sono state considerate per la palificata in oggetto: plinto rigido; vincolo di incastro tra pali e plinto. I risultati ottenuti sono riportati nell Allegato F. Tali risultati seguono le convenzioni di segno utilizzate dal programma ed in particolare gli sforzi assiali di compressione sono positivi; le unità di misura sono kn e m. Riassumendo, i carichi di progetto per i due pali della sezione tipo sono: Palo N N d [kn] V d [kn] M d [kn m] a valle 1 526,55 71,18-2,45 a monte 2-293,36 72,16-2,63 VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 27 di 77

29 Verifica geotecnica di capacità portante. La verifica di capacità portante viene effettuata facendo riferimento all approccio di progetto DA2, che per i pali di fondazione prevede l utilizzo dei set di coefficienti A1+M1+R3. La portata totale limite del palo singolo (Q u ) sottoposto a carichi assiali di compressione è data dalla seguente equazione: essendo: Q ub = 2 πd 4 z b zt qub = portata ultima di base; Q u = Q ub + Q us W Q us = π D τ us dz = portata ultima per attrito laterale; D = diametro del palo; q ub = pressione ultima alla base del palo; τ us = tensione tangenziale ultima lungo il fusto del palo; z b = profondità della base del palo dal p.c. originario; z t = profondità della testa dei palo dal p.c. originario; W = differenza tra il peso del palo ed il peso del terreno asportato; in presenza dei pali con base in sabbia si fa riferimento al peso alleggerito della sottospinta idraulica. In considerazione della ridotta area di base, così come riportato nella verifica del muro di Tipo 1, la valutazione della capacità portante è stata effettuata prendendo in considerazione il solo contributo relativo alla portata laterale per la previsione della (τ lim ) valido per limi e argille. Prevedendo di realizzare i bulbi di fondazione con iniezioni semplici e considerando che i pali interessano esclusivamente gli strati marnosi molto competenti, tenendo conto dei risultati delle prove di laboratorio realizzate durante la campagna di indagini del luglio 2010, si è assunto per la resistenza limite τ lim un valore di 100 kpa. La portata laterale Q us è stata quindi calcolata con la seguente espressione: dove: d o L Q us = Σ (π d o L τ lim ) è il diametro del bulbo (considerato pari al diametro nominale di perforazione d = 240 mm); è la lunghezza del palo. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 28 di 77

30 Considerando che il palo compresso a valle è interamente compreso nello strato di siltite marnosa, per un palo di lunghezza totale di 15 m, la portata laterale assume il seguente valore: Q us = π 0, = 1131,0 kn Tenendo conto in via cautelativa che le valutazioni sono riferite ad una singola verticale investigata per la progettazione dell intervento realizzato immediatamente a monte della stessa strada, la capacità portante caratteristica viene stimata sulla base di quella calcolata, applicando un coefficiente riduttivo ξ 3 =1,7, quindi: R c,k = Q us /1,7 = 665,3 kn Per quanto riguarda il palo in trazione, può essere assunto lo stesso valore di f s per la valutazione della resistenza per attrito lungo lo sviluppo del fusto, ottenendo: R t,k = π 0, )/1,7 = 443,5 kn Infine il valore di progetto viene calcolato a partire dal valore caratteristico applicando un coefficiente parziale differente per pali in compressione ed in trazione. Facendo riferimento ai valori relativi ai pali trivellati si ha: R c,d = R c,k /1,15 = 578,5 kn per i pali in compressione; R t,d = R t,k /1,25 = 354,8 kn per i pali in trazione. Confrontando questi valori con i valori delle sollecitazioni di calcolo, si deduce che le verifiche di stato limite ultimo sono soddisfatte per entrambi i pali, infatti: per il palo in compressione: E d = 526,55 < R d = 578,5; per il palo in trazione: E d = 293,36 < R d = 354, Verifiche strutturali dei pali La verifica strutturale è stata condotta verificando che la tensione massima di trazione calcolata allo stato limite ultimo non superasse la tensione di snervamento di calcolo pari a 338,1 MPa per l acciaio S355. Palo di φ est s A i N d M d V d σ τ σ id fondazione mm mm cm 2 m kn/m kn m/m kn/m MPa MPa MPa VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 29 di 77

31 a valle 168,3 6,0 30,59 1,20 526,55 2,45 71,18 231,07 23,27 234,55 a monte 168,3 6,0 30,59 1,20 293,36 2,63 72,16 141,40 23,59 147,18 L armatura dei micropali risulta pertanto verificata con riferimento allo stato limite ultimo sia per azioni normali (sforzo assiale e momento flettente) sia per le azioni taglianti ed il momento Verifica di stabilità globale La verifica di stabilità globale è stata effettuata utilizzando il metodo dell equilibrio limite, assumendo che si generi una superficie critica di scivolamento, ed analizzando l equilibrio della massa di terreno scivolante lungo la suddetta superficie di rottura. La massa di terreno potenzialmente instabile viene considerata come un corpo rigido soggetto all azione del peso proprio, dei carichi esterni applicati e delle forze resistenti. Le analisi vengono condotte in condizioni di deformazioni piane trascurando gli effetti tridimensionali, assunzione ragionevole nei casi in cui le caratteristiche geometriche e le proprietà fisico-meccaniche del pendio siano sufficientemente regolari. In particolare le analisi sono state condotte utilizzando il metodo dei conci secondo l approccio di Bishop modificato con superfici di scivolamento circolari, utilizzando il codice commerciale Slide della RocScience. Seguendo le prescrizioni delle NTC 2008, le verifiche di stabilità globale delle fondazioni devono essere effettuate utilizzando l approccio di progetto 1, combinazione 2, ossia considerando per le verifiche statiche i fattori di sicurezza parziali A2+M2+R2. Ai valori della tanϕ k e della c k, sono applicati i coefficienti parziali di sicurezza M2 per i parametri geotecnici. Inoltre alla resistenza lungo la superficie di scivolamento deve essere applicato il coefficiente parziale R2 riportato nella tabella sottostante. Coefficiente R2 γ R 1,1 Ovvero l analisi di stabilità del pendio, effettuata con i valori di progetto dei parametri di resistenza al taglio deve garantire un fattore di sicurezza pari ad 1,1. Per il caso in esame la verifica risulta soddisfatta, come evidenziato nella figura sottostante in cui viene rappresentata la superficie critica insieme con il corrispondente fattore di sicurezza. I dettagli dell analisi sono riportati nell Appendice H-1. VR010A - Relazione di calcolo.doc - pag. 30 di 77

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