RELAZIONE TEMPORALE SULLE FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA DELLE OEPRE DI SOSTEGNO IN FASE TRANSITORIA E ALLO STATO DI ESERCIZIO

RELAZIONE TEMPORALE SULLE FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA DELLE OEPRE DI SOSTEGNO IN FASE TRANSITORIA E ALLO STATO DI ESERCIZIO Le opere di sostegno del terreno nei piazzali all estremità Sud-Est dell ITBA (zona capannone, zona maturazione) sono essenzialmente costituite da una paratia di pali trivellati in calcestruzzo armato disposti su un'unica fila ad interasse longitudinale i, rilegati in testa da un cordolo in c.a. Il dimensionamento della palificata è avvenuto in riferimento ai parametri geotecnici forniti dalla relazione geologica (documento G, paragrafo 13) secondo lo schema statico di paratia a sbalzo. La normativa di riferimento è il D.M. 16/01/1996 e più in dettaglio quella elencata nel fascicolo di calcolo in calce alla presente relazione. La paratia ha le caratteristiche di un opera di sostegno definitiva e dovrà quindi tener conto dell azione sismica (zona sismica, coefficiente sismico orizzontale 0.07). Per quanto concerne le spinte idrostatiche, a monte, queste risultano eliminate dalla presenza di opportuni drenaggi, con scarico delle acque raccolte a valle. Onde evitare lo sgrottamento del terreno tra in palo e l altro si metterà in opera uno strato di finitura costituito da spritzbeton su rete elettrosaldata (d=10mm, passo 0x0) tassellata al fusto dei pali in c.a. La sezione più sollecitata della palificata, ove sia necessaria anche una stabilizzazione del versante, (sezione lit. riportata sugli elaborati grafici della serie PD) presenta un altezza libera di 3.50m (in condizioni di esercizio), in virtù di una riprofilatura del pendio a monte per una profondità di 0m dal fronte della paratia stessa. In riferimento a tale sezione più sollecitata si distinguono tre fasi di scavo: - condizioni attuali; - fase transitoria di realizzazione delle opere di sostegno e di scavo; - stato di esercizio; Nelle condizioni attuali sappiamo essere il versante stabile (vedi documento G, paragrafo 13). 1

La fase transitoria, corrispondente alla presenza del cantiere, può essere suddivisa in quattro sottofasi: la realizzazione dell opra di sostegno vera e propria, la riprofilatura del pendio a monte, lo scavo a valle con realizzazione progressiva del paramento in spritzbeton, lo scavo a valle fino alla quota di imposta della massicciata del piazzale con realizzazione da valle dei dreni perforati sub orizzontali. Nella prima delle quattro sottofasi vengono realizzati i pali, in posizione opportuna. In questa fase, oltre allo scavo del foro mediante trivella, è necessario uno scavo di modeste dimensioni per la realizzazione del cordolo in testa alla palificata avente l estradosso alla profondità di 1m. Si possono ad ogni modo realizzare prima i pali, gettati fino ad altezza corrispondente all intradosso del cordolo, predisponendo le riprese, e poi il cordolo, a tratti, realizzando il modesto scavo sopra descritto e sotto rappresentato. Per la messa in opera dei pali si procederà prima con la realizzazione dei pali pari, poi con quella dei pali dispari, visto il modesto interasse longitudinale (si veda il dimensionamento della paratia nel seguito). Nella zona prossima alla sezione lit. 1, al di sotto dell elettrodotto, si avrà cura di realizzare i pali qui presenti attraverso l impiego di mezzi che non interferiscano con la linea aerea. In tale fase l opera di sostegno è priva di sollecitazioni. Il suo dimensionamento deriva quindi dalle fasi successive. L infissione è tale da tagliare la superficie potenziale di scorrimento del versante (la lunghezza totale del palo è infatti di 9.5m, mentre a livello teorico sarebbe sufficiente infiggerla per 3.50m, oltre i 3.50m di altezza libera allo stato di esercizio).

Nella seconda sottofase, ad opera di sostegno ormai realizzata, si procede alla riprofilatura del terreno a monte, così come rappresentato nella figura soprastante. Anche in tale fase l opera di sostegno è priva di sollecitazioni significative. Si procede quindi allo scavo del terreno a valle, come sotto rappresentato, con realizzazione progressiva dello strato di finitura in spritzbeton previa applicazione di rete elettrosaldata: In tale fase l opera di sostegno entra progressivamente in carico, ma è sottoposta sempre a sollecitazioni inferiori a quelle della fase di esercizio aggravate anche dalla presenza del sisma. La massima sollecitazione in fase transitoria si raggiunge nell ultima sottofase, la quarta, in cui si scava fino al piano di posa della massicciata del piazzale, assunta di spessore pari a 80cm. In tale sottofase l altezza libera della paratia è di 4.30m (essendo una fase transitoria non si tiene tuttavia conto della 3

presenza del sisma). Si procede così al completamento della finitura anti sgrottamento mediante spritzbeton. Si procederà altresì alla messa in opera del sistema di drenaggio: si realizzano in particolare, perforando da valle tra un palo e l altro, aste drenanti sub orizzontali d=15mm PEAD PN 16 forate a 360 poste ad un interasse di.50m. In condizioni di esercizio, una volta messa in opera la massicciata dei piazzali e gli starti di conglomerato bituminoso, l altezza libera della paratia torna ad essere di 3.50m. Il dimensionamento in fase di esercizio prevederà la presenza del sisma. La verifica strutturale della paratia (relativa alla sezione lit. ) per la condizione transitoria sottofase 4 con h libera di 4.30m e assenza di sisma, e per la condizione di esercizio con h libera di 3.50m e presenza di sisma è riportata in calce alla presente relazione. La più gravosa delle due 4

condizioni è quella transitoria e conduce a pali di diametro 50cm disposti ad interasse di 80cm, così che la luce libera da rivestire tramite spritzbeton è di 30cm (tale larghezza comporta comunque un buon effetto arco da parte del terreno, tra palo e palo). In entrambe le verifiche la geometria dello scavo riprende esattamente quella della sezione lit., prevedendo un inclinazione del pendio a monte di 15, ed una pendenza del piazzale a valle di. Si ha uno strato di terreno caratterizzato da φ=0 e c=0.0kg/cmq per i primi 5.50m dal livello del terreno esistente, ed un secondo strato di profondità indefinita caratterizzato da φ= e c=0.16kg/cmq. Nella verifica in fase di esercizio si trascurano i sovraccarichi d uso del piazzale a valle, a vantaggio di sicurezza. Si assume inoltre, sempre a vantaggio di sicurezza, la presenza di terreno naturale al posto della massicciata. I materiali previsti sono calcestruzzo Rck400 per il getto e armature in acciaio FeB44k controllato. La sollecitazione massima tagliante ottenuta per la condizione transitoria è di 30646Kg/m alla base del palo, mentre quella flessionale è di 5040Kgm/m ad una quota di circa 6.0m dalla testa del palo. L armatura longitudinale necessaria è pari a 0 barre d=0mm (barre equidistanziate), mentre la staffatura necessaria è di 1 staffa d=10mm ogni 3cm (realizzabile anche tramite spirale del medesimo passo). In testa alla palificata è presente un cordolo 50x60 armato da 4+4 barre d=16mm e staffato con staffe d=10mm a passo 30cm. Si prevede un copriferro netto di 3cm. La profondità di infissione teorica ottenuta per la fase transitoria dall equilibrio delle spinte è di 4.30m. Applicando a tale lunghezza un fattore di sicurezza 1. si ha una profondità di infissione reale di circa 5.0m, giungendo ad una lunghezza totale del palo pari a 9.50m, compatibile con la stabilità globale del pendio. Il tipo di palo, l interasse e la lunghezza totale sopra descritti sono da prevedersi tra le sezioni lit. 1 e lit. 3 e lungo il lato Ovest del capannone, porzione corrispondente alla parte di pendio da stabilizzare approfondendo i pali oltre la superficie potenziale di scivolamento del versante. In particolare, ad Ovest del capannone, si realizza tale tipo di paratia fino ad un altezza libera dell opera di sostegno pari a.5m. Si precisa che nei tratti in cui la palificata ha altezza libera di 3.5m (tratti con riprofilatura del pendio) si realizzano pali infissi per 6.0m rispetto al piazzale, lunghi complessivamente 9.5m. La medesima lunghezza complessiva si mantiene anche nelle zone ove l altezza libera decresce per le questioni legate alla stabilità globale del pendio. Nelle restanti zone, senza necessità di stabilizzazione del pendio, ove l altezza del terreno da sostenere è inferiore a.5m, fino ad un minimo di 1.0m, si possono prevedere, in riferimento ad un dimensionamento riferito alla sottofase transitoria quattro, pali su singola fila di diametro d=40cm ad interasse i=70cm, con profondità di infissione reale 5.5m rispetto al piano finito del piazzale, armati con 15 barre d=0mm e staffe d=10mm a passo 5cm. Non avendo più necessità di 5

stabilizzare il pendio la lunghezza complessiva di tali pali potrà quindi essere variabile secondo l altezza libera. Di nuovo si realizzerà un cordolo in testa 40x60 armato con 3+3 barre d=16mm e staffato con staffe d=10mm a passo 30cm. Anche qui sarà previsto un analogo rivestimento anti sgrottamento mediante spritzbeton su rete tassellata al fusto dei pali. In alternativa si possono prevedere muri di contenimento in cemento armato a mensola, soprattutto nelle zona in cui le lavorazioni di messa in opera dei pali interferiscono con la presenza di elettrodotti. Si faccia riferimento dalla planimetria PD3 per l individuazione della zona in cui deve essere messa in opera la paratia di sostegno del terreno e di stabilizzazione del pendio (palificata tipo 1). Relativamente ai volumi di scavo e di riporto, a seguito di un computo dettagliato riferito all intero perimetro di intervento dell ITBA e dell ADC si hanno i seguenti valori: totale scavi ITBA per realizzazione: 1.500,00mc - piazzali di manovra antistanti il fabbricato per ecomiscelatore; - fabbricato per ecomiscelatore; - biofiltro; - zona di maturazione; - corsia di manovra zona di maturazione; - riprofilatura area destinata a barriera arborea; totale scavi ITBA per realizzazione: 3.400,00mc - piattaforma di biostabilizzazione; - piazzale antistante le vasche di biostabilizzazione; totale scavi ADC per realizzazione: 1.000,00mc - strade interne di ingresso al piazzale della tettoia; - piazzale con parcheggio; - rilevato ADC per realizzazione piazzale antistante tettoia: 1.500,00mc; - rilevato per rialzamento strada di accesso all ITBA: 1.500,00mc; - rilevati all estremità NO dell area di biostabilizzazione e dell area di maturazione: 1.000,00mc; 6

- rimodellamento morfologico area ADC destinata a verde di rimboschimento, al di sotto dei 53.00m S.L.M.: 7.500,00mc; - rimodellamento morfologico della fascia a verde a SO del capannone fino alla scarpata SE della discarica, eccetto area occupata dal traliccio:.000,00mc; I 3.400,00mc scavati per la realizzazione della piattaforma di biostabilizzazione e degli antistanti piazzali, consistenti in terreno di ricoprimento della discarica, saranno integralmente riutilizzati per operazioni di ripristino della copertura finale della discarica: nelle zone ove questa ha avuto eccessivi cedimenti verranno regolarizzate le pendenze per garantire il regolare deflusso delle acque. Alla luce di quanto appena detto il materiale di resulta è pari a 0,00mc. I progettisti Dott. Arch. Carlo Massimo Biancalani Dott. Geol. Carlo Meoni 7

Normativa di riferimento RELAZIONE DI CALCOLO: SEZIONE LIT. FASE DI ESERCIZIO -Provvedimenti per le costruzioni con prescrizioni per zone sismiche (Legge //74, D.M. 16/1/96 e D.M. 11/3/1988) -Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi (D.M. 16/1/96) -Norme per la disciplina delle opere di conglomerato cementizio armato, normale e precompresso, e strutture metalliche (Legge 5/11/71, n.1086 e D.M. 14//9 ) -D.M. 11/3/88; Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione. -Ordinanza della Presidenza del Consiglio dei Ministri n. 374 del 0 marzo 003: I) Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica. II) Allegato Norme tecniche per il progetto, la valutazione e l adeguamento sismico degli edifici. III) Allegato 3 Norme tecniche per il progetto sismico dei ponti. IV) Allegato 4 Norme tecniche per il progetto sismico di opere di fondazione e di sostegno dei terreni. Eurocodice 7 Progettazione geotecnica. Parte 1: Regole generali. Eurocodice 8 Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture. Parte 5: Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti geotecnici. Calcolo della spinta attiva La spinta attiva è stata calcolata con il metodo di Coulomb, metodo capace di tenere in conto le variabili più significative. Per terreno omogeneo ed asciutto il diagramma delle pressioni si presenta lineare con distribuzione Pt = k a γ t H La spinta St è applicata ad 1/3 H di valore: St = 1/ γt H² ka Avendo indicato con: k a = sin β sin ( β δ ) sin 1 + valori limite di Ka: δ < (β φ ε) secondo Muller-Breslau ( φ + β ) sin( φ + δ ) sin( φ ε ) sin( β δ ) sin( β + ε ) γ t = Peso unità di volume del terreno β = Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede φ = Angolo di resistenza al taglio del terreno δ = Angolo di attrito terreno-paratia positivo se antiorario ε = Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria Calcolo della spinta attiva con Mononobe & Okabe Il calcolo della spinta attiva con il metodo di Mononobe & Okabe riguarda la valutazione della spinta in condizioni sismiche con il metodo pseudo-statico. Esso è basato sullo studio dell'equilibrio limite globale del sistema formato dalla parete e dal prisma di terreno omogeneo retrostante l'opera e coinvolto nella rottura, in una configurazione fittizia di calcolo nella quale l angolo ε, di inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale, e l angolo β, di inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede, vengono aumentati di una quantità θ tale che: tg θ = k h /(1±k v ) con kh coefficiente sismico orizzontale e kv verticale. 8

Carico uniforme sul terrapieno Un carico Q, uniformemente distribuito sul piano campagna induce delle pressioni costanti pari per integrazione una spinta pari a Sq: P = k q S = k q a a senβ Q sen ( β + ε ) senβ Q H sen ( β + ε ) Con punto di applicazione ad H/; avendo indicato con k a il coefficiente di spinta attiva secondo Muller- Breslau. Striscia di carico ortogonale al piano di azione Un carico ripartito in modo parziale di ascissa iniziale x 1 ed ascissa finale x genera un diagramma di pressioni sulla parete i cui valori sono stati determinati secondo la formulazione del Terzaghi che esprime la pressione alla generica profondità z come segue: σ x Q = π ( θ + A) Con: τ xz Q = πb θ = θ1 θ; A = sen(θ 1 )-sen(θ ) B=cos(θ 1 )-cos(θ ) θ 1 =arctg(z/x1) θ =arctg(z/x) Per integrazione si otterrà la risultante ed il relativo braccio. Striscia di carico tangenziale al p.c. t = intensità del carico [F/L²] D = 4 log[senθ1/senθ] σ x t = π (D E) E = sen²θ1-sen²θ Striscia di carico su pc inclinato Il carico agente viene decomposto in un carico ortogonale ed in uno tangenziale al terrapieno, le pressioni indotte sulla parete saranno calcolate come illustrato di seguito. Linee di carico sul terrapieno Le linee di carico generano un incremento di pressioni sulla parete che secondo BOUSSINESQ, alla profondità z possono essere espresse come segue: 9

σx = V/π x² z/(x²+z²)² τxz = V/π x z²/(x²+z²)² Dove V = intensità del carico espressa in [F/L] x = distanza, in proiezione orizzontale, del punto di applicazione del carico dalla parete. Se il piano d azione è inclinato di ε viene ruotato il sistema di riferimento xz in XZ: X = x cosε - z senε Z = z cosε + x senε Spinta in presenza di falda acquifera La falda di altezza H w induce delle pressioni idrostatiche normali alla parete che, alla profondità z, vengono espresse come segue: P w (z) = γ w z per z = H w P w (H w ) = γ w H w La spinta vale: S w = 1/ γ w H² La spinta del terreno immerso si ottiene sostituendo γ t con γ' t (γ' t = γ t saturo - γ w ), peso specifico del materiale immerso in acqua. Effetto dovuto alla coesione La coesione induce delle pressioni negative costanti pari a: c Pc = k a Non essendo possibile stabilire a priori quale sia il decremento indotto della spinta per effetto della coesione. E' stata calcolare l'altezza critica Z c come segue: Z = c G t c Ka Q sin β sin G dove Q = Carico agente sul terrapieno. t ( β + ε) Con: Zc<0 è possibile sovrapporre direttamente gli effetti, con decremento pari a: Sc = Pc H con punto di applicazione pari a H/. Spinta attiva in condizioni sismiche In presenza di sisma la forza di calcolo esercitata dal terrapieno sulla parete è data da: dove: H altezza di scavo k v coefficiente sismico verticale 1 E d = γ + ( 1± k v ) KH + Ews Ewd 10

γ peso per unità di volume del terreno K coefficienti di spinta attiva totale (statico + dinamico) (vedi Mononobe & Okabe) Ews spinta idrostatica dell acqua Ewd spinta idrodinamica. Per terreni impermeabili la spinta idrodinamica E wd = 0, ma viene effettuata una correzione sulla valutazione dell angolo θ della formula di Mononobe & Okabe così come di seguito: γsat k tgϑ = h γsat γw 1m k v Nei terreni ad elevata permeabilità in condizioni dinamiche continua a valere la correzione di cui sopra, ma la spinta idrodinamica assume la seguente espressione: Con H altezza del livello di falda. E wd = 7 1 k hγwh' Resistenza passiva Per terreno omogeneo il diagramma delle pressioni risulta lineare del tipo: Pt=Kp H Gt, per integrazione si ottiene la spinta passiva Sp = 1/ Gt H² Kp Avendo indicato con: k p = sin β sin ( β + δ ) con valori limite pari a:δ< β φ ε (Muller-Breslau) sin 1 ( β φ ) sin( φ + δ ) sin( φ + ε ) sin( β + δ ) sin( β + ε ) Carico uniforme sul terrapieno La resistenza indotta da un carico uniformemente distribuito Sq vale: Con punto di applicazione pari a H/ = k senβ Q H sen k p è il coefficiente di spinta passiva secondo Muller-Breslau. Coesione La coesione determina un incremento di resistenza pari a: S q p ( β + ε ) Pc = c k p Paratia a sbalzo: calcolo della profondità d infissione limite Per paratia non tirantata, la stabilità è assicurata dalla resistenza passiva del terreno; dall'equilibrio dei momenti rispetto al centro di rotazione si ottiene avendo indicato con: S m = componente orizzontale della spinta attiva; S m B m - R v B v =0 11

Bm = braccio di Sm rispetto ad O centro di rotazione; Rv = componente orizzontale della resistenza passiva; Bv = braccio di Rv rispetto ad O centro di rotazione; ogni termine risulta funzione di t. La lunghezza necessaria per assicurare l'equilibrio alla traslazione orizzontale si ottiene aumentando t come segue: t' = a t d = t (1+a) dove a =0. (Metodo di Blum) O Coefficiente di sicurezza sulla resistenza passiva La lunghezza d infissione d come sopra determinata è relativa alla condizione limite di incipiente collasso, tramite un coefficiente F è possibile introdurre un margine di sicurezza sulle resistenze passive; la riduzione si effetua come segue: S m B m - R v /F B v =0 Paratia tirantata ad estremo libero: calcolo della profondità d infissione limite La stabilità dell'opera è assicurata anche dai tiranti ancorati sulla paratia. Per utilizzare lo schema di calcolo ad estremo libero, la paratia deve essere sufficientemente corta e rigida. La lunghezza di infissione, sarà determinata imponendo l'equilibrio alla rotazione sull'origine del tirante indicato B1 S m (H+ t - B m - t m ) - R v (H + t - B v - t m ) = 0 avendo indicato con: Sm = componente orizzontale spinta attiva; H = altezza terreno da sostenere; t = profondità di infissione calcolata; B m = braccio di S m rispetto alla base della paratia; P m = ordinata del punto di applicazione del tirante a monte; R v = componente orizzontale della resistenza passiva; B v = braccio di R v. 1

Noto t, si determinano S m ed R v ed il relativo sforzo del tirante. Coefficiente di sicurezza F sulle resistenze passive La lunghezza d infissione sarà ulteriormente aumentata per avere margine di sicurezza in condizioni di esercizio tramite il coefficiente di sicurezza F Sm (H + t - B m - tm) - Rv/F (H + t - Bv - tm)=0 Paratia tirantata ad estremo fisso: calcolo della profondità d infissione limite Se la sezione più profonda della paratia non trasla e non ruota può essere assimilata ad un incastro, in tal caso la paratia si definisce ad estremo fisso. Un procedimento elaborato da BLUM consente di ricavare la profondità d infissione (t+t'), imponendo le condizioni cinematiche di spostamenti nulli alla base dell'opera ed all'origine del tirante (B1), e le condizioni statiche di momento e taglio nullo alla base della paratia. Si perviene ad una equazione di 5 grado in (t+t'). Coefficiente di sicurezza F sulle resistenze Per aumentare il fattore di sicurezza sono stati introdotti negli sviluppi numerici, valori delle resistenze passive ridotte. Sifonamento Il sifonamento è un fenomento che in una fase iniziale si localizza al piede della paratia, e poi rapidamente si estende nell'intorno del volume resistente Si verifica quando, per una elevata pressione idrodinamica o di infiltrazione, si annullano le pressioni passive efficaci, con la conseguente perdita di resistenza del terreno. Si assume di norma un fattore di sicurezza Fsif=3.5-4 Indicando con: i c = Gradiente Idraulico critico; ie = Gradiente Idraulico in condizioni di esercizio; Il margine di sicurezza è definito come rapporto tra i c ed i e, se i e <i c la paratie è stabile. Verifica delle sezioni e calcolo armature Il calcolo delle armature e le verifiche a presso-flessione e taglio soggetta alle sollecitazioni N,M,T, si effettuano sulla sezione maggiormente sollecitata N = N' i M = M' i T = T' i M', M', T' rappresentano il momento il taglio e lo sforzo normale relativi ad una striscia unitaria i = interasse tra i pali per paratia costituita da pali o micropali; i = larghezza setti per paratia costituita da setti. Dati generali Numero strati del terreno Numero di discretizzazioni 4 Paratia a sbalzo Coefficienti di sicurezza Coef. moltiplicativo profondità infissione 1. Riduzione spinta passiva 1 Sisma II Categoria Coefficiente sismico orizzontale (kh) 0.07 Dati geometrici Altezza scavo 350 cm Geometria terreno a valle Lunghezza primo tratto 1000 cm Inclinazione primo tratto 13

Lunghezza secondo tratto cm Inclinazione secondo tratto Geometria terreno a monte Lunghezza primo tratto 1000 cm Inclinazione primo tratto 15 Lunghezza secondo tratto cm Inclinazione secondo tratto Lung. terzo tratto a monte cm Inclinazione di calcolo terreno monte 0 Inclinazione di calcolo terreno valle 0 Tipologia Paratia costituita da... pali Disposizione: Pali disposti su una fila Diametro dei pali Interasse longitudinale Lunghezza palificata 50 cm 80 cm 13000 cm Parametri verifica sezioni Metodo di calcolo sezioni...tensioni ammissibili (D.M. 9/1/1996) Materiali Classe calcestruzzo Rck 400 Copriferro 3 cm Acciaio FeB 44K Tensione ammissibile acciaio 600 Kg/cm² Coeff. di omogenizzazione 15 Modulo elastico acciaio 100000 Kg/cm² Trave di coronamento Altezza della trave Larghezza della trave Classe cls Tensione ammissibile acciaio Tensione caratteristica di snervamento 60 cm 50 cm 400 Rck 00 Kg/cm² 4300 Kg/cm² STRATIGRAFIA Strato c (Kg/cm²) Fi ( ) Gamma (Kg/m³) Attr. terra parete monte ( ) Attr. terra parete valle ( ) Spessore (cm) Litologia Descriz. 1 0.0 0 1950 0 0 450 STRATO 1 0.16 000 0 0 1000 STRATO Risultati di calcolo LEM Profondità di infissione teorica 36 cm Profondità infissione per coefficiente moltiplicativo (1.) 434 cm Passo delle sollecitazioni 18.8 cm Numero pali da impiegare 16 Sviluppo dei pali in metri 170 Nr. Quote (cm) Pressioni (Kg/cm²) Momenti (Kgm/m) Taglio (Kg/m) 1 18.75 0.06 8.9 100.4 37.50 0.079 39.6 3.6 3 56.5 0.096 98. 396.9 4 75.00 0.113 190.5 593. 5 93.75 0.130 3.6 81.5 6 11.50 0.147 500.5 1081.7 14

7 131.5 0.165 730.3 1374.1 8 150.00 0.181 1017.8 1698.3 9 168.75 0.199 1369.1 054.7 10 187.50 0.15 1790.3 443.1 11 06.5 0.33 87.3 863.5 1 5.00 0.50 866.1 3316.0 13 43.75 0.67 353.8 3800.4 14 6.50 0.84 493.3 4317.0 15 81.5 0.301 5153.7 4865.4 16 300.00 0.318 6119.8 5445.9 17 318.75 0.335 7197.9 6058.3 18 337.50 0.353 8393.7 670.9 19 356.5 0.313 9713.1 7361.6 0 375.00 0.161 11139.4 7805.6 1 393.75 0.008 16.3 7964.3 41.50-0.144 14108. 7837.4 3 431.5-0.96 15543.5 745. 4 450.00-1.60 16807. 5645.5 5 468.75-0.53 17646.8 3644.6 6 487.50-0.616 1831.7 568.1 7 506.5-0.701 18599.9 1333.4 8 55.00-0.786 1871.7-60.6 9 543.75-0.871 18567. -1613.7 30 56.50-0.956 18106.6-336.0 31 581.5-1.041 17310.1-5197.4 3 600.00-1.15 16147.7-78.0 33 618.75-1.10 14589.6-9417.7 34 637.50-1.95 1606.1-11766.6 35 656.5-1.380 10167. -1474.6 36 675.00-1.465 743.1-16941.9 37 693.75-1.550 3804.1-19768. 38 71.50-1.635-179.9-753.7 VERIFICA TIPOLOGIA PALI Semiprogetto per momenti negativi Mmax=-143.90 Kgm N=4097.48 Kg Aft = 43.98 cm² 14ø0 x palo Aft = 43.98 cm² 14ø0 x palo Kf=33.5 Kg/cm² Kc=.34 Kg/cm² Semiprogetto per momenti positivi Mmax=14977.38 Kgm N=3177.09 Kg Aft = 43.98 cm² 14ø0 x palo Kf=-579.17 Kg/cm² Kc=111.98 Kg/cm² VERIFICA A TAGLIO 7964.33 Kg Tau=8.0 Kg/cm² Staffe 10/5 cm TRAVE DI COLLEGAMENTO Dimatro ferri 16 Interferro 8 Diametro staffe 10 Passo staffe 30 15

fase di esercizio RELAZIONE DI CALCOLO: SEZIONE LIT. FASE TRANSITORIA (SOTTOFASE 4) 16

Normativa di riferimento -Provvedimenti per le costruzioni con prescrizioni per zone sismiche (Legge //74, D.M. 16/1/96 e D.M. 11/3/1988) -Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi (D.M. 16/1/96) -Norme per la disciplina delle opere di conglomerato cementizio armato, normale e precompresso, e strutture metalliche (Legge 5/11/71, n.1086 e D.M. 14//9 ) -D.M. 11/3/88; Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione. -Ordinanza della Presidenza del Consiglio dei Ministri n. 374 del 0 marzo 003: I) Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica. II) Allegato Norme tecniche per il progetto, la valutazione e l adeguamento sismico degli edifici. III) Allegato 3 Norme tecniche per il progetto sismico dei ponti. IV) Allegato 4 Norme tecniche per il progetto sismico di opere di fondazione e di sostegno dei terreni. Eurocodice 7 Progettazione geotecnica. Parte 1: Regole generali. Eurocodice 8 Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture. Parte 5: Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti geotecnici. Calcolo della spinta attiva La spinta attiva è stata calcolata con il metodo di Coulomb, metodo capace di tenere in conto le variabili più significative. Per terreno omogeneo ed asciutto il diagramma delle pressioni si presenta lineare con distribuzione Pt = ka γ t H La spinta St è applicata ad 1/3 H di valore: St = 1/ γt H² k a Avendo indicato con: k a = sin β sin ( β δ ) sin 1 + valori limite di Ka: δ < (β φ ε) secondo Muller-Breslau ( φ + β ) sin( φ + δ ) sin( φ ε ) sin( β δ ) sin( β + ε ) γ t = Peso unità di volume del terreno β = Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede φ = Angolo di resistenza al taglio del terreno δ = Angolo di attrito terreno-paratia positivo se antiorario ε = Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria Calcolo della spinta attiva con Mononobe & Okabe Il calcolo della spinta attiva con il metodo di Mononobe & Okabe riguarda la valutazione della spinta in condizioni sismiche con il metodo pseudo-statico. Esso è basato sullo studio dell'equilibrio limite globale del sistema formato dalla parete e dal prisma di terreno omogeneo retrostante l'opera e coinvolto nella rottura, in una configurazione fittizia di calcolo nella quale l angolo ε, di inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale, e l angolo β, di inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede, vengono aumentati di una quantità θ tale che: tg θ = k h /(1±k v ) con k h coefficiente sismico orizzontale e k v verticale. Carico uniforme sul terrapieno Un carico Q, uniformemente distribuito sul piano campagna induce delle pressioni costanti pari 17

P = k q a senβ Q sen ( β + ε ) per integrazione una spinta pari a S q : S = k q a senβ Q H sen ( β + ε ) Con punto di applicazione ad H/; avendo indicato con k a il coefficiente di spinta attiva secondo Muller- Breslau. Striscia di carico ortogonale al piano di azione Un carico ripartito in modo parziale di ascissa iniziale x1 ed ascissa finale x genera un diagramma di pressioni sulla parete i cui valori sono stati determinati secondo la formulazione del Terzaghi che esprime la pressione alla generica profondità z come segue: σ x Q = π ( θ + A) Con: τ xz Q = πb θ = θ 1 θ ; A = sen(θ 1 )-sen(θ ) B=cos(θ 1 )-cos(θ ) θ1=arctg(z/x1) θ=arctg(z/x) Per integrazione si otterrà la risultante ed il relativo braccio. Striscia di carico tangenziale al p.c. t = intensità del carico [F/L²] D = 4 log[senθ 1 /senθ ] σ x t = π (D E) E = sen²θ 1 -sen²θ Striscia di carico su pc inclinato Il carico agente viene decomposto in un carico ortogonale ed in uno tangenziale al terrapieno, le pressioni indotte sulla parete saranno calcolate come illustrato di seguito. Linee di carico sul terrapieno Le linee di carico generano un incremento di pressioni sulla parete che secondo BOUSSINESQ, alla profondità z possono essere espresse come segue: σx = V/π x² z/(x²+z²)² 18

τxz = V/π x z²/(x²+z²)² Dove V = intensità del carico espressa in [F/L] x = distanza, in proiezione orizzontale, del punto di applicazione del carico dalla parete. Se il piano d azione è inclinato di ε viene ruotato il sistema di riferimento xz in XZ: X = x cosε - z senε Z = z cosε + x senε Spinta in presenza di falda acquifera La falda di altezza H w induce delle pressioni idrostatiche normali alla parete che, alla profondità z, vengono espresse come segue: P w (z) = γ w z per z = H w P w (H w ) = γ w H w La spinta vale: S w = 1/ γ w H² La spinta del terreno immerso si ottiene sostituendo γ t con γ' t (γ' t = γ t saturo - γ w ), peso specifico del materiale immerso in acqua. Effetto dovuto alla coesione La coesione induce delle pressioni negative costanti pari a: c Pc = k a Non essendo possibile stabilire a priori quale sia il decremento indotto della spinta per effetto della coesione. E' stata calcolare l'altezza critica Z c come segue: Z c = G t c Ka Q sin β sin G dove Q = Carico agente sul terrapieno. t ( β + ε) Con: Zc<0 è possibile sovrapporre direttamente gli effetti, con decremento pari a: Sc = Pc H con punto di applicazione pari a H/. Spinta attiva in condizioni sismiche In presenza di sisma la forza di calcolo esercitata dal terrapieno sulla parete è data da: dove: H altezza di scavo k v coefficiente sismico verticale γ K 1 E d = γ + ( 1± k v ) KH + Ews Ewd peso per unità di volume del terreno coefficienti di spinta attiva totale (statico + dinamico) (vedi Mononobe & Okabe) 19

Ews spinta idrostatica dell acqua Ewd spinta idrodinamica. Per terreni impermeabili la spinta idrodinamica E wd = 0, ma viene effettuata una correzione sulla valutazione dell angolo θ della formula di Mononobe & Okabe così come di seguito: γsat k tgϑ = h γsat γw 1m k v Nei terreni ad elevata permeabilità in condizioni dinamiche continua a valere la correzione di cui sopra, ma la spinta idrodinamica assume la seguente espressione: Con H altezza del livello di falda. E wd = 7 1 khγwh' Resistenza passiva Per terreno omogeneo il diagramma delle pressioni risulta lineare del tipo: Pt=Kp H Gt, per integrazione si ottiene la spinta passiva Sp = 1/ Gt H² Kp Avendo indicato con: k p = sin β sin ( β + δ ) con valori limite pari a:δ< β φ ε (Muller-Breslau) sin 1 ( β φ ) sin( φ + δ ) sin( φ + ε ) sin( β + δ ) sin( β + ε ) Carico uniforme sul terrapieno La resistenza indotta da un carico uniformemente distribuito Sq vale: Con punto di applicazione pari a H/ = k senβ Q H sen k p è il coefficiente di spinta passiva secondo Muller-Breslau. Coesione La coesione determina un incremento di resistenza pari a: S q p ( β + ε ) Pc = c k p Paratia a sbalzo: calcolo della profondità d infissione limite Per paratia non tirantata, la stabilità è assicurata dalla resistenza passiva del terreno; dall'equilibrio dei momenti rispetto al centro di rotazione si ottiene avendo indicato con: S m = componente orizzontale della spinta attiva; B m = braccio di S m rispetto ad O centro di rotazione; R v = componente orizzontale della resistenza passiva; S m B m - R v B v =0 0

Bv = braccio di Rv rispetto ad O centro di rotazione; ogni termine risulta funzione di t. La lunghezza necessaria per assicurare l'equilibrio alla traslazione orizzontale si ottiene aumentando t come segue: t' = a t d = t (1+a) dove a =0. (Metodo di Blum) O Coefficiente di sicurezza sulla resistenza passiva La lunghezza d infissione d come sopra determinata è relativa alla condizione limite di incipiente collasso, tramite un coefficiente F è possibile introdurre un margine di sicurezza sulle resistenze passive; la riduzione si effetua come segue: S m B m - R v /F B v =0 Paratia tirantata ad estremo libero: calcolo della profondità d infissione limite La stabilità dell'opera è assicurata anche dai tiranti ancorati sulla paratia. Per utilizzare lo schema di calcolo ad estremo libero, la paratia deve essere sufficientemente corta e rigida. La lunghezza di infissione, sarà determinata imponendo l'equilibrio alla rotazione sull'origine del tirante indicato B1 S m (H+ t - B m - t m ) - R v (H + t - B v - t m ) = 0 avendo indicato con: S m = componente orizzontale spinta attiva; H = altezza terreno da sostenere; t = profondità di infissione calcolata; Bm = braccio di Sm rispetto alla base della paratia; Pm = ordinata del punto di applicazione del tirante a monte; Rv = componente orizzontale della resistenza passiva; 1

Bv = braccio di Rv. Noto t, si determinano S m ed R v ed il relativo sforzo del tirante. Coefficiente di sicurezza F sulle resistenze passive La lunghezza d infissione sarà ulteriormente aumentata per avere margine di sicurezza in condizioni di esercizio tramite il coefficiente di sicurezza F S m (H + t - B m - t m ) - R v /F (H + t - B v - t m )=0 Paratia tirantata ad estremo fisso: calcolo della profondità d infissione limite Se la sezione più profonda della paratia non trasla e non ruota può essere assimilata ad un incastro, in tal caso la paratia si definisce ad estremo fisso. Un procedimento elaborato da BLUM consente di ricavare la profondità d infissione (t+t'), imponendo le condizioni cinematiche di spostamenti nulli alla base dell'opera ed all'origine del tirante (B1), e le condizioni statiche di momento e taglio nullo alla base della paratia. Si perviene ad una equazione di 5 grado in (t+t'). Coefficiente di sicurezza F sulle resistenze Per aumentare il fattore di sicurezza sono stati introdotti negli sviluppi numerici, valori delle resistenze passive ridotte. Sifonamento Il sifonamento è un fenomento che in una fase iniziale si localizza al piede della paratia, e poi rapidamente si estende nell'intorno del volume resistente Si verifica quando, per una elevata pressione idrodinamica o di infiltrazione, si annullano le pressioni passive efficaci, con la conseguente perdita di resistenza del terreno. Si assume di norma un fattore di sicurezza Fsif=3.5-4 Indicando con: ic = Gradiente Idraulico critico; i e = Gradiente Idraulico in condizioni di esercizio; Il margine di sicurezza è definito come rapporto tra i c ed i e, se i e <i c la paratie è stabile. Verifica delle sezioni e calcolo armature Il calcolo delle armature e le verifiche a presso-flessione e taglio soggetta alle sollecitazioni N,M,T, si effettuano sulla sezione maggiormente sollecitata N = N' i M = M' i T = T' i M', M', T' rappresentano il momento il taglio e lo sforzo normale relativi ad una striscia unitaria i = interasse tra i pali per paratia costituita da pali o micropali; i = larghezza setti per paratia costituita da setti. Dati generali Numero strati del terreno Numero di discretizzazioni 4 Paratia a sbalzo Coefficienti di sicurezza Coef. moltiplicativo profondità infissione 1. Riduzione spinta passiva 1 Sisma Zona non sismica Dati geometrici Altezza scavo 430 cm Geometria terreno a valle Lunghezza primo tratto 1000 cm Inclinazione primo tratto

Lunghezza secondo tratto cm Inclinazione secondo tratto Geometria terreno a monte Lunghezza primo tratto 1000 cm Inclinazione primo tratto 15 Lunghezza secondo tratto cm Inclinazione secondo tratto Lung. terzo tratto a monte cm Inclinazione di calcolo terreno monte 0 Inclinazione di calcolo terreno valle 0 Tipologia Paratia costituita da... pali Disposizione: Pali disposti su una fila Diametro dei pali Interasse longitudinale Lunghezza palificata 50 cm 80 cm 13000 cm Parametri verifica sezioni Metodo di calcolo sezioni...tensioni ammissibili (D.M. 9/1/1996) Materiali Classe calcestruzzo Rck 400 Copriferro 3 cm Acciaio FeB 44K Tensione ammissibile acciaio 600 Kg/cm² Coeff. di omogenizzazione 15 Modulo elastico acciaio 100000 Kg/cm² Trave di coronamento Altezza della trave Larghezza della trave Classe cls Tensione ammissibile acciaio Tensione caratteristica di snervamento 60 cm 50 cm 400 Rck 00 Kg/cm² 4300 Kg/cm² STRATIGRAFIA Strato c (Kg/cm²) Fi ( ) Gamma (Kg/m³) Attr. terra parete monte ( ) Attr. terra parete valle ( ) Spessore (cm) Litologia Descriz. 1 0.0 0 1950 0 0 450 STRATO 1 0.16 000 0 0 1000 STRATO Risultati di calcolo LEM Profondità di infissione teorica 431 cm Profondità infissione per coefficiente moltiplicativo (1.) 517 cm Passo delle sollecitazioni.1 cm Numero pali da impiegare 16 Sviluppo dei pali in metri 1534 Nr. Quote (cm) Pressioni (Kg/cm²) Momenti (Kgm/m) Taglio (Kg/m) 1.08 0.01 1.7 3.3 44.17 0.04 13.7 93. 3 66.5 0.063 46.3 09.8 4 88.33 0.084 109.8 373.0 5 110.4 0.106 14.5 58.8 6 13.50 0.17 370.7 839. 3

7 154.58 0.148 588.6 114.3 8 176.67 0.169 878.6 149.0 9 198.75 0.190 151.0 1888.3 10 0.83 0.11 1716.1 331. 11 4.9 0.3 84.1 80.8 1 65.00 0.53 965.3 3357.0 13 87.08 0.74 3770. 3939.8 14 309.17 0.96 4708.9 4569. 15 331.5 0.317 5791.7 545.3 16 353.33 0.338 709.0 5968.0 17 375.4 0.359 8431.0 6737.3 18 397.50 0.380 10008.0 7553. 19 419.58 0.401 11770.4 8415.8 0 441.67 0.096 1371.0 9134.4 1 463.75-0.186 15738.6 9034.3 485.83-0.76 17681.0 853.7 3 507.9-0.367 19488.6 7813.9 4 530.00-0.457 1117.4 6904.7 5 55.08-0.547 53.5 5796.3 6 574.17-0.637 366.8 4488.6 7 596.5-0.78 4491.3 981.6 8 618.33-0.818 4965.0 175.3 9 640.4-0.908 5039.9-630. 30 66.50-0.998 4671.9-735.1 31 684.58-1.088 3817. -5039. 3 706.67-1.179 431.6-754.5 33 78.75-1.69 0471. -1045. 34 750.83-1.359 1789.0-13147.1 35 77.9-1.449 14649.9-1648.3 36 795.00-1.540 10701.0-19548.8 37 817.08-1.630 6001. -3048.6 38 839.17-1.70 506.5-6747.6 39 861.5-1.810-587.0-30645.9 VERIFICA TIPOLOGIA PALI Semiprogetto per momenti negativi Mmax=-4661.59 Kgm N=487.65 Kg Aft = 6.83 cm² 0ø0 x palo Aft = 6.83 cm² 0ø0 x palo Kf=-55.77 Kg/cm² Kc=9.0 Kg/cm² Semiprogetto per momenti positivi Mmax=0031.88 Kgm N=3743.64 Kg Aft = 6.83 cm² 0ø0 x palo Kf=-537.17 Kg/cm² Kc=10.44 Kg/cm² VERIFICA A TAGLIO 9134.37 Kg Tau=14.13 Kg/cm² Staffe 10/3 cm TRAVE DI COLLEGAMENTO Dimatro ferri 16 Interferro 8 Diametro staffe 10 Passo staffe 30 4

fase transitoria con scavo fino a quota di imposta massicciata (SOTTOFASE 4) I progettisti Dott. Arch. Carlo Massimo Biancalani Dott. Geol. Carlo Meoni 5