Nuovo impianto idroelettrico sul rilascio DMV presso lo ...

Relazione Tecnica

Documento

Document no. PIDRO02837

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PROGETTO

Project

IMPIANTO IDROELETTRICO DI ISOLA SERAFINI

Nuovo impianto idroelettrico sul rilascio DMV presso lo sbarramento

Classificazione di Sicurezza

Security Index

USO AZIENDALE

TITOLO

Title PROGETTO DEFINITIVO – PREDIMENSIONAMENTO OPERE PROVVISIONALI

CLIENTE

Client

DIVISIONE ENERGIE RINNOVABILI

INOLTRO AL CLIENTE

Client submittal [ ] PER APPROVAZIONE

For approval

[ ] PER INFORMAZIONE

For information only

[x] NON RICHIESTO

Not requested

TIPO DOCUMENTO Document type

DISCIPLINA C Discipline

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REV DESCRIZIONE DELLE REVISIONI / Revisions Description

00

Edizione iniziale

00 03/2012 BD LC

N. Morda’ G.Pennella G. Cavagnolo

REV DATA

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SCOPO

Scope

INCARICATO

Prepared by

COLLABORAZIONI

Co-operations

CONTROLLO

Checked by

APPROVAZIONE

Approved by

Impianto idroelettrico sul fiume Po ad Isola Serafini

Documento Document no. PIDRO02837

RELAZIONE DI CALCOLO

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INDICE 1 OGGETTO ......................................................................................................................... 4

2 ELABORATI DI PROGETTO ........................................................................................ 4

3 DESCRIZIONE DELLE OPERE .................................................................................... 5

4 OPERE DI SOSTEGNO DEGLI SCAVI E DEL FONDO SCAVO ............................ 6

5 NORMATIVA DI RIFERIMENTO ................................................................................ 8

6 MATERIALI PREVISTI - RESISTENZE DI CALCOLO .......................................... 8

7 APPROCCIO DI CALCOLO .......................................................................................... 9

8 CARATTERISTICHE DEL TERRENO ...................................................................... 10

8.1 Angolo di resistenza al taglio ............................................................................................. 10

8.2 Modulo elastico del terreno................................................................................................ 14

8.3 Modellazione della falda .................................................................................................... 16

8.4 Sintesi parametri del terreno .............................................................................................. 17

9 SEZIONI DI CALCOLO – MODELLAZIONE .......................................................... 17

10 METODO DI CALCOLO .............................................................................................. 20

11 PROCEDURA DI CALCOLO ....................................................................................... 20

12 RISULTATI E VERIFICHE ESEGUITE .................................................................... 21

12.1 Descrizione della palancola ............................................................................................... 21

12.2 Sollecitazioni nella palancola ............................................................................................. 22




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12.3 Verifica strutturale palancola ............................................................................................. 23

12.4 Descrizione delle colonne consolidate ............................................................................... 25

12.5 Considerazione sulla scelta dei puntoni ............................................................................. 25

12.6 Sollecitazioni nelle colonne Jet grouting ........................................................................... 26

12.7 Verifica colonne Jet grouting ............................................................................................. 27

12.8 Verifica tiranti per sezione di palancolata .......................................................................... 31

12.9 Verifica puntoni per colonne Jet grouting.......................................................................... 34

12.10 Verifica a sifonamento sezione di minimo scavo B-B ....................................................... 36

12.11 Verifica a galleggiamento del tappo di fondo – sezione massimo scavo D-D .................. 39




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1 OGGETTO

La presente relazione riporta le verifiche statiche di predimensionamento delle opere

provvisionali necessarie alla realizzazione del nuovo impianto idroelettrico per il recupero

energetico del DMV, da rilasciare nel Po in corrispondenza della traversa di Isola Serafini,

nel Comune di Monticelli d’Ongina in Provincia di Piacenza.

2 ELABORATI DI PROGETTO Le verifiche fanno riferimento al progetto così come descritto e rappresentato nei

documenti di progetto:

Numero Descrizione

PIDRO 02834 Relazione Tecnica Illustrativa

PIDRO02854 Relazione Geologico-Geotecnica

PIDRO02853 Planimetria posizione dei sondaggi eseguiti

PIDRO 02822 Corografia

PIDRO 02823 Situazione Esistente - Planimetria Catastale

PIDRO 02824 Situazione Esistente - Planimetria Generale

PIDRO 02825 Situazione Esistente - Planimetria Sponda Destra

PIDRO 02826 Situazione Esistente - Pianta e Sezioni Cassoni

PIDRO 02827 Situazione a Progetto - Planimetria Sponda destra

PIDRO 02828 Situazione a Progetto - pianta e sezioni opere di progetto

PIDRO 02829 Situazione a Progetto - Pianta e Sezioni e prospetti Locali Consegna

PIDRO 02830 Situazione in progetto - dettagli edificio centrale

PIDRO 02831 Situazione in progetto - dettagli zona di imbocco

PIDRO 02833 Situazione a Progetto - Planimetria Aree di Cantiere

PIDRO 02842 Situazione a Progetto - Pianta e Sezioni Opere Provvisionali




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3 DESCRIZIONE DELLE OPERE

La base per le successive calcolazioni è la relazione geologica del dott. Geol M. Sapigni,

doc.n. PIDRO02854 (in elenco).

Da tale dettagliato documento si dedurranno tutti i dati relativi alla capacità portante dei

terreni ed alla idrogeologia.

Le opere provvisionali in esame riguardano

- Opera di sostegno degli scavi per il canale di adduzione al pozzo turbina

corrispondenza agli scavi minimi;

- Opera di sostegno degli scavi per la sezione tipologica del pozzo turbina

corrispondente al massimo scavo;

- Opere idonee a evitare i sollevamento del fondo scavo per entrambe le sezioni.

Le due sezioni di analisi sono le seguenti

Sezione B-B – massime dimensioni all’imbocco




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Sezione D-D – sezione di massimo scavo

4 OPERE DI SOSTEGNO DEGLI SCAVI E DEL FONDO SCAVO

Al fine di consentire l’esecuzione degli scavi le soluzioni possono essere molteplici.

Nel presente contesto, ed in linea con alcune delle considerazioni espresse dal dott.

Sapigni, si sceglierà di utilizzare le seguenti opere provvisionali




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A – Profondità di scavo minima: sono presenti dalla sezione di imbocco sino al limite del

pozzo della turbina identificate con le sez. B-B e C-C nei disegni generali. In questi tratti si

utilizzeranno delle palancole intirantate che oltre, al sostegno stesso dello scavo,

garantiscono con adeguata infissione, desumibile dai risultati del modello FEM riportato

nella relazione geologica, di mantenere il gradiente d’efflusso al fondo scavo entro i limiti

di sicurezza previsti dalla norma.

Come sarà dimostrato in seguito dallo specifico calcolo FEM e verifica con tabelle dedotte

dalle soluzioni in forma chiusa dedotte dalla letteratura specifica (Harr) una infissione di

13m rispetto al fondo scavo garantisce contro il sifonamento.

B - Profondità di scavo massima: sono presenti nella zona del pozzo della turbina

identificate con le sez. D-D e E-E nei disegni generali.

In questi tratti si sceglie di utilizzare il sistema del Jet Grouting sia per il sostegno degli

scavi sia per garantire l’impermeabilità del fondo scavo e il relativo galleggiamento.

Tale scelta merita qualche considerazione, che dovrà essere approfondita in fase

costruttiva.

In linea di principio, potrebbe utilizzarsi il concetto del percorso di filtrazione per realizzare

un adeguato gradiente di efflusso, sia con palancole sia con trattamenti colonnari delle

pareti dello scavo. Esistono però alcuni aspetti che inducono a scartarla.

Intanto l’entità dello scavo è particolarmente elevata e l’utilizzo delle palancole potrebbe

richiedere tecnologie abbastanza specialistiche per una infissione a quelle profondità.

Di contro, la tecnica della jet-iniezione, che si rivela ampiamente utilizzata in questi

contesti, dovendo garantire una ottimale impermeabilità del fondo scavo necessiterebbe di

un trattamento sino a profondità pari a quella di infissione delle palancole, quindi

abbastanza sensibile. Sarebbe quantomeno oneroso indagare l’efficacia del sistema di

jetting a quella quota, al solo fine di conseguire un adeguata lunghezza del percorso di

filtrazione.




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Pertanto si preferisce abbinare alle colonne armate per il sostegno degli scavi un idoneo

tappo di fondo, evitando quindi di spingere i trattamenti a profondità, come spesso

realizzato in varie ed analoghe situazioni con esiti positivi.

5 NORMATIVA DI RIFERIMENTO L'analisi della struttura e le verifiche sugli elementi sono state condotte in accordo alle

vigenti disposizioni legislative ed in particolare delle seguenti norme:

Legge 05/11/1971, n.1086, "Norme per la disciplina delle opere di conglomerato

cementizio armato, normale e precompresso ed a struttura metallica."

D.M. del 14/01/2008, "Norme tecniche per le costruzioni."

Referenze bibliografiche

[A] M. Tanzini “Micropali” Flaccovio 2011;

[B] R. Lancellotta “Geotecnica” Zanichelli 1993;

[C] Lambe-Whitman “Soil Mechanics” 1964;

[D] V. Mosco “Progettazione e calcolo di pali di fondazione e paratie in acciaio”

ITALSIDER

[E] N. Squeglia “Prove penetrometriche dinamiche” Hevelius 2008

[F] M.E. Harr “Groundwater and seepage” Dover 1962

Per le unità di misura si adotta il sistema tecnico, salvo indicazione contraria, si avrà

[F] = kgf (si ometterà nel seguito il pedice “f” per snellezza)

[L] = cm /m a seconda i casi

Varrà l’equivalenza 1 kgf ≈ 10N

6 MATERIALI PREVISTI - RESISTENZE DI CALCOLO ACCIAIO PER CARPENTERIA

Fattore di sicurezza SLU γM0 = 1.05

Tubi per micropali S355

Tensione caratteristica di snervamento: fyk = 355 N/mm2

Tensione di calcolo a SLU fyd = 355/1.05 = 338 N/mm2.




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Profili per travi S275

Tensione caratteristica di snervamento: fyk = 275 N/mm2

Tensione di calcolo a SLU fyd = 275/1.05 = 261 N/mm2.

ACCIAIO ARMONICO PER TREFOLI

Trefoli TS 0.6” fptk = 18000 kg/cm2;

fp(1)k = 17000 kg/cm2;

Tensione massima al tiro σspi ≤ 0.75 fp(1)k =11900 kg/cm2.

Tensione di calcolo a SLU fptd = 18000/1.15 = 15650 kg/cm2.

7 APPROCCIO DI CALCOLO

Il metodo di calcolo è quello degli SLU secondo il DM 2008.

I fattori di sicurezza utilizzati sono consegnati alla tabella seguente




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8 CARATTERISTICHE DEL TERRENO

Come detto i dati necessari alla determinazione dei parametri di calcolo delle sezioni in

esame sono dedotti dalla relazione del dott. Geol. M. Sapigni

Tutti i dati sono elaborati ed interpretati “cum grano salis” ai successivi paragrafi.

Si passa alla deduzione dei dati necessari ai calcoli successivi.

8.1 Angolo di resistenza al taglio

Sono stati effettuati numerosi sondaggi che forniscono un quadro esauriente delle

caratteristiche dei terreni in sito.

In particolare si evidenzia che esse crescono all’aumentare della profondità.

Alle successive figure si sintetizzano i dati dei vari sondaggi individuando delle fasce

min/max entro cui è plausibile assumere i valori dell’angolo di resistenza al taglio.




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I precedenti dati di inviluppo sono elaborati alla successiva tabella in termini di valori medi

testa piede testa piedeS7bis-P4 50 -10 39.0 41.2

S5-P3 50 -20 39.3 41.3S1-P1 50 -10 38.0 41.3

Angolo med. φ (°)Quote Assolute (m)Sondaggio

Ai fini dei calcoli si assume un valore medio su tutta l’altezza e si fa riferimento al valore

dell’angolo a volume costante che può essere stimato dalla relazione di Bolton utilizzando

dei valori cautelativi dei vari parametri previsti da tale espressione.

Si ha quindi, in ordine,

Valori medi sui tre sondaggi e sull’altezza

testa piede altezza.

38.8 41.3 40.0Val. medio

Valori angolo a volume costante

φcv ≈ φp -10° = 40-10 = 30°

Tale relazione non è esattamente quella proposta da Bolton che si scrive

φp − φcv = m If

dalla letteratura si ha

m = 5 per deformazione piana (calcolo delle sezioni di paratia)

If = 0 - 4 si pone If = 2 mI = 10

Ai fini del presente studio si ritiene sufficiente utilizzare tale valore unico sui vari strati,

trattando con verifiche di carattere strutturale.

8.2 Modulo elastico del terreno

Dalle indagini svolte si estrae il seguente grafico




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La dispersione del dato è marcata. Indicativamente si può assumere per le quote di

riferimento un l’intervallo compreso riportato alla successiva figura




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E = [200; 400] kg/cmq

Si pone E = 300 kg/cmq

per lo sviluppo dei vari calcoli, con la considerazione che in fase esecutiva occorrerà

impostare un’analisi di sensibilità a tale dato.

8.3 Modellazione della falda

La disposizione dei piezometri ha consentito di monitorare le escursioni della falda.

I valori registrati e sintetizzati nella relazione geologica, §7.3.3, sono riportati alla tabella

seguente

Sezione Qmax Qmin QmedB-B 39.6 29.7 35.1 m s.l.m.mD-D 38.4 28.0 32.8 m s.l.m.m

quote falda




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Per i calcolo di carattere strutturale si considereranno le massime quote della falda, al fine

di massimizzare le spinte sulle strutture di sostegno.

Per le verifiche di galleggiamento in fase provvisionale si considererà il valore medio del

valore della falda.

8.4 Sintesi parametri del terreno

In questa sede si sintetizzano quelli strettamente necessari ai calcoli successivi

Parametri di resistenza del terreno

Angolo di resistenza al taglio (v.c.) φ’ = 30°

Peso specifico saturo γ’ = 2000 kg/m3;

Peso specifico alleggerito γb’ = 1000 kg/m3;

Parametri di deformabilità del terreno

Modulo elastico E = 300 kg/cm2

Modulo di Poisson ν = 0.3

9 SEZIONI DI CALCOLO – MODELLAZIONE

La verifica delle strutture provvisionali si esegue per le due sezioni descritte in

precedenza.

Sono stati impostati appositi modelli di calcolo FEM con un codice di calcolo dedicato (Phase2

7.009 della Rocscience) per le due sezioni tipologiche individuate come estremi delle sezioni

Tale approfondimento di calcolo, oltre a quello di verifica delle sollecitazioni nei pali allo SLU,

consente di spingere il calcolo sino ad individuare il meccanismo di collasso dell’opera, assumendo

i pali elastici, e quindi determinare il fattore di sicurezza minimo, ulteriormente disponibile rispetto

a quelli già applicati ai parametri di resistenza dei materiali previsti dalla normativa.

Di seguito si riportano le immagini dei vari modelli di calcolo sviluppati per l’analisi delle paratie

per le due sezioni di calcolo.




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Sezione d’imbocco B-B




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Sezione di massimo scavo D-D

.

Per la determinazione dell’altezza di scavo si considera che essa sarà eseguita a partire dalla quota

+39 m, considerando che la parte di scavo necessario ad eseguire la scala potrà essere eseguita con

uno sbancamento sino alla predetta quota. Pertanto lo scavo si estenderà dalla q.ta +39m sino a

circa +20.50m con una altezza di parete di 18.5m.

La falda si considererà alla media quota prevista per tale sezione (32.8 m)

Vista la notevole altezza di scavo si prevede di utilizzate dei puntoni di contrasto tra le due pareti in

luogo dei tiranti pretesi, onde garantire una adeguata rigidezza orizzontale alle quote di vincolo.

Per i puntoni si prevedono tubi D355.6/10 con interasse di 2.50m.




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10 METODO DI CALCOLO

Il modello FEM bidimensionale esegue un calcolo di tipo elasto-plastico con modello di

terreno alla Mohr-Coulomb. Il calcolo è di tipo incrementale per ogni fase, dividendola in

passi di carico con iterazione nel passo sino al soddisfacimento dell’equilibrio

λ F[u] = S[u]

essendo F[u] = vettore dei carichi esterni

S[u] = vettore delle reazioni interne

λ = parametro di carico var. tra 0-1;

Si rimanda ai testi specialistici per l’approfondimento (cfr. Bathe).

La soluzione esiste, quindi la struttura trova una configurazione di equilibrio, se il processo

iterativo converge; in caso contrario non esiste soluzione equilibrata quindi si ha il

raggiungimento del collasso.

11 PROCEDURA DI CALCOLO Per i calcoli successivi, in accordo al vigente DM2008, sono previste differenti condizioni di carico

e differenti fattori parziali di sicurezza in relazione al tipo di verifica effettuata.

In particolare per le paratie le condizioni di verifica sono due

C1: A1+M1+R1 verifica di tipo STR

C2: A2+M2+R1 verifica di tipo GEO

Per le varie condizioni di fattori parziali sui carichi sono quelli previsti dalla norma per la

condizione A(j) pertinente; lo stesso concetto vale per i carichi, R(j).

I fattori di sicurezza sono deducibili dalle tabelle seguenti




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A tergo delle paratie si prevede un carico variabile di cantiere pari a q =1000 kg/mq

12 RISULTATI E VERIFICHE ESEGUITE Al presente paragrafo si sintetizzano risultati in termini di

- Sollecitazioni nei pali allo SLU (palancola e colonne in Jet grouting armato);

- Verifiche di resistenza del palo allo SLU (palancola e colonne in Jet grouting armato);;

- Verifica di capacità portante del tirante più cimentato.

- Verifica a galleggiamento del tappo di fondo in Jet grouting

12.1 Descrizione della palancola La palancolata è realizzata con i seguenti profili seri “U” profilo AU20

I dati statici sono riportati alla figura seguente




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Dalla tabella precedente risulta

Modulo flessionale al limite elastico W = 2000 cm3/m

La sezione con acciaio S355 per la flessione è in classe 3

Sono disposti due ordini tiranti costituiti da 5 TS 0.6” pretesi con tiro iniziale

T = 200kN per il primo ordine;

T = 400 kN per il secondo ordine.

Le dimensioni del bulbo sono riportate al paragrafo relativo ai tiranti.

12.2 Sollecitazioni nella palancola Le sollecitazioni nella palandola si ottengono dal modello di calcolo FEM descritto in

precedenza.

Il momento nella palancola vale Msd = 241.19 kNm/m

Il taglio è Vsd = 143.63 kNm/m

I diagrammi di sollecitazione allo SLU sono i seguenti

Diagramma del momento




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Diagramma del taglio

12.3 Verifica strutturale palancola

Il calcolo si esegue per la condizione A1+M1+R1

La palancola è realizzata con acciaio S355

La sezione è in classe 3

La tensione di snervamento dell’acciaio è fy = 355 N/mmq = 3550 kg/cmq

Il fattore parziale di sicurezza vale γM0 = 1.05

La tensione di calcolo vale fyd = 3550/1.05 = 3380 kg/cmq

Il modulo al limite elastico vale W = 2000 cm3/m

Il momento resistente vale Mel,Rd = 3380*2000/10000 = 676 kN*m/m

Area di taglio Av ~ sh/b =1.0*44.4/0.75 = 59.2cmq/m

Il taglio resistente vale Vpl,Rd = 3380*59.2/1.732/1.05 = 110027 kg = 1100kN




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Il taglio non interagisce con il momento flettente

La sezione della palancola è verificata

Il campo di spostamenti orizzontali intorno alla palancola è il seguente

In assenza di sovraccarico a tergo

In presenza del massimo sovraccarico a tergo




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Tali spostamenti sono a SLU.

Allo SLE si possono stimare con DSLE ~ DSLU /1.3 =0.77 DSLU

quindi Dmax = 0.77*5.07 = 3.84 cm in presenza di sovraccarico a tergo

Dmax = 0.77*4.67 = 3.60 cm senza sovraccarico a tergo.

Rispetto all’intero scavo essi corrispondono a 1/234 H

12.4 Descrizione delle colonne consolidate

Le pareti della sezione D-D di massimo scavo (18.5m di calcolo) sono previste con

disposizione di doppia colonna a quinconcia; ogni colonna avrà un diametro teorico di

130cm e saranno poste ad interasse di 90cm.

Lo schema di realizzazione è il seguente

La parete ha quindi uno spessore di calcolo di s = 1.84m

Sarà disposto un tubo d’armatura di diametro φ 406.4/9 (A = 112.36cmq) ad interasse di

1m, da intendersi come area necessaria per ml di parete.

La pareti sono contrastate reciprocamente con l’inserimento di puntoni realizzati con tubi φ355.6/10

con interasse di 2.50m, adeguatamente controventati per impedire svergolamenti.

12.5 Considerazione sulla scelta dei puntoni

Preliminarmente all’analisi FEM bidimensionale, è stato eseguito un calcolo speditivi su un

modello di trave su suolo elastico soggetta all’azione del terreno. E’ emerso che i tiranti




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con trefoli sarebbero rapidamente diventati di notevole importanza per potar garantire una

adeguata rigidezza alla traslazione, benché in grado di portare gli sforzi di vincolo. Si è

quindi optato per la soluzione di contrastare le due pareti con appositi tubi metallici (non

escludendo la possibilità di prevedere profili doppio T). Il medesimo modello approssimato

ha dato conferma delle ipotesi intuitive, riducendo i momenti attesi di una quantità

significativa.

12.6 Sollecitazioni nelle colonne Jet grouting

Alla seguente figura si riporta il diagramma dei momenti per la colonne che hanno valori

importanti

Il massimo momento rilevato è Msd = 2634.2 kNm/m

La figura successiva riporta il diagramma degli spostamenti




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12.7 Verifica colonne Jet grouting

La sollecitazione flessionale agente è Msd =2634.2 kNm/m

La sezione resistente ha dimensioni bxh = 100x184 cmq

L’armatura metallica per ml di parete è A = 112.36cmq/m

Il massimo momento si realizza a fondo scavo

La verifica a flessione è riportata alla seguente figura




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Verifica a flessione

Descrizione : Sezione in C.A.

Nome lavoro : CDM___

Nome file : SEZIONE_JG_ISOLA_SERAFINI.VSE

Tipo verifica : stati limite - pressoflessione deviata.

Unità di misura: Kgf; cm; Kgf / cm2; Kgf x cm; d in mm; deformazioni*1000.

Simboli:

Vert. = contorno_vertice del CLS; d = diametro;

S = Sigma (tensioni sui materiali);

D = Deformazioni x 1000 (epsilon);

Ve = colonna che indica se la verifica e' soddisfatta;

MATERIALI

Calcestruzzo: Rck = 150. ; fck = 124.5 ; fcd = 97.65.

Acciaio : Tipo= S355 ; ftk = 3550. ; fyk = 3550. ; fyd = 3380.95 .

SEZIONE

L'asse Z e' rivolto verso destra, l'asse Y e' rivolto verso l'alto.

Tipo sezione: RETTANGOLARE

Cls: Acciaio lento:

vert.| Z | Y | ferro| Z | Y | d[mm] |Af[cm2]|

1_ 1| -50. | 184. | 1| 19.9| 87. | 26.73| 5.6116|

1_ 2| 50. | 184. | 2| 18.9| 93.2| 26.73| 5.6116|

1_ 3| 50. | 0. | 3| 16.1| 98.7| 26.73| 5.6116|

1_ 4| -50. | 0. | 4| 11.7| 103.1| 26.73| 5.6116|

5| 6.2| 105.9| 26.73| 5.6116|

6| 0. | 106.9| 26.73| 5.6116|

7| -6.2| 105.9| 26.73| 5.6116|

8| -11.7| 103.1| 26.73| 5.6116|

9| -16.1| 98.7| 26.73| 5.6116|

10| -18.9| 93.2| 26.73| 5.6116|

11| -19.9| 87. | 26.73| 5.6116|

12| -18.9| 80.8| 26.73| 5.6116|

13| -16.1| 75.3| 26.73| 5.6116|

14| -11.7| 70.9| 26.73| 5.6116|

15| -6.2| 68.1| 26.73| 5.6116|

16| 0. | 67.1| 26.73| 5.6116|

17| 6.2| 68.1| 26.73| 5.6116|

18| 11.7| 70.9| 26.73| 5.6116|

19| 16.1| 75.3| 26.73| 5.6116|




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20| 18.9| 80.8| 26.73| 5.6116|

SOLLECITAZIONI AGENTI

Sforzi normali applicati in z= 0. ; y= 92. (baricentro CLS)

Convenzioni: N + trazione; Mz + fib.inferiori tese; My + fib.sinistra tese.

N.| N | Mz | My |Sollecitaz. ultima calcolata

1| -68000| 29602923| 0|Mz+:29602923/26340000=1.1239

RISULTATI

Piani di equilibrio (eps= muz * y +muy * z + lam):

Sol.| muz | muy | lambda |

1| -.00005785212| 0. | .0071456389 |

Deformazioni massime sui materiali:

Cls Acciaio lento

sol vert.|D cls |S cls |Ve| ferro|D ferri |S ferri |Ve|

1 1- 1| -3.4992| -83. |si| 16| 3.2649| 3381.6|si|




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12.8 Verifica tiranti per sezione di palancolata

La massima azione nel singolo tirante N1 = 518.6 kN/m è dedotta dalla seguente figura

Verifica strutturale

L’azione interna vale Nsd = 518.6 kN

I tiranti sono realizzati con 5 TS0.6”

ed hanno area Ap = 5*1.39 = 6.95 cmq

La tensione è σ = 51860/6.95 = 7462 kg/cmq < fptd

Verifica geotecnica

Per la verifica dei tiranti si segue la procedura di Bustamante e Doix.

Il calcolo della tensione di aderenza qs è dedotto dalle tabelle redatte dai due autori.

La densità relativa ricade nell’intervallo 40-60% come riportato al seguente grafico dedotto

dalla relazione geologica




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La tensione di aderenza qs è deducibile dal grafico seguente




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Con i dati relativi al terreno, per DR = 40-60 (IGU/SG2) dal grafico sopra si ricava

qs = 0.20-0.30 Mpa si pone qs = 0.25 MPa = 2.5 kg/cmq

Dalla seguente tabella si ha α = 1.2 Dd = α DS = 1.2*250 = 300 mm




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In accordo alle NTC 08, nella situazione più cautelativa, la portanza del tirante è valutata

con la seguente formula

Rd = Ramed/γR/γa4

con� γR = 1.1 (tirante transitorio)

γa4 = 1.8 (singola prova)

Posto Ramed = π*Dd*La*qs = F

si ha Lad = F*γR*�ξa4/(π*Dd*qs) (lunghezza attiva minima)

Se si pone F = Nsd = 52t

la verifica sarà soddisfatta se Lad < Ls

Lunghezza del tratto iniettato è Ls > 7.50 m

Il bulbo ha diametro Dd = 0.30m

Lunghezza attiva minima Lad = Nsd*γR*�ξa4/(π*Dd*qs)

Lad = 52000*1.1*1.8/(π*30*2.5) = 436 cm

La verifica è soddisfatta essendo Lad < Ls.

12.9 Verifica puntoni per colonne Jet grouting

La massima azione nei puntoni N1 = 1017 kN/m è dedotta dalla seguente figura




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Essendo i puntoni a interasse i = 2.5m

l’azione interna vale Nsd = 1017*2.5 = 2543 kN

I puntoni φ355.6/10 hanno area A = 108.57 cmq

La tensione è σ = 254300/ 108.57 = 2342 kg/cmq < 3380 kg/cmq

Occorre garantire che i fenomeni di instabilità siano impediti con adeguate

controventamenti degli stessi nei due piani




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12.10 Verifica a sifonamento sezione di minimo scavo B-B

Come detto in precedenza nella relazione geologica sono stati impostati degli accurati

modelli di calcolo FEM per l’analisi del campo di filtrazione relativamente alla due sezioni

tipologiche.

Per tutti i dettagli si rimanda a tale studio.

Si è già discusso della opportunità di utilizzare il percorso di filtrazione come metodo di

abbattimento del gradiente idraulico d’efflusso al fondo scavo solo nel caso di minimo

scavo.

Pertanto la verifica in oggetto è significativa sono per questo caso.

Di seguito si sintetizzano i risultati riportati nella relazione geologica ed utili alla verifica

della profondità di infissione.

La profondità di infissione per la palancola vale s = 13m

rispetto al fondo scavo; la quota del fondo scavo è q = 35.0 m s.l.m.m.

quindi la quota di infissione della palandola sarà q’ = 35-13 = 22 m s.l.m.m.

Ricordando la figura figura 8.4.1.1/06 (sezione CC - FS=ic/ie in funzione della quota

d’infissione delle palandole) della relazione geologica, riporta di seguito per comodità, si

deduce che il fattore di sicurezza rispetto al sifonamento vale FS ~ 10




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A titolo di verifica e conforto dei risultati ottenuti col modello FEM, si esegue la medesima

verifica con le soluzioni in forma chiusa riportate da Harr [F].

Con la simbologia ivi definita si ha

s = 13.0m b = 31.5/2 = 15.75 m

d = 11.25 m h ≈ 4.50 m

quindi si ha s/b = 13/15.75 = 0.825

d/b = 11.25/15.75 = 0.714

dal grafico seguente risulta m = 0.15




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Utilizzando il grafico successivo con ingresso m = 0.15 si determinano il dato mancante

IE*s/h = 0.44

da cui IE = 0.44*h/s =0.44*4.5/13 = 0.152

Posto Icr = 1

il fattore di sicurezza al sifonamento è FS = 1/0.152 = 6.6

che è abbastanza simile a quello calcolato con modello raffinato FEM.




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Pertanto si può concludere che la palancola è sufficientemente infissa per garantire contro

il sifonamento con un margine di sicurezza adeguato.

12.11 Verifica a galleggiamento del tappo di fondo – sezione massimo scavo D-D

Per la verifica di galleggiamento del tappo di fondo nella zona di massimo scavo si

considera il tappo avente una profondità di 10m. dal fondo scavo, come riportato alla

successiva figura




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Per la verifica a galleggiamento si considera il tappo di fondo come un corpo rigido

soggetto alle seguenti azioni

- p.p. del tappo (Gstab) W = 0.9*γjg*L*H;

- sottospinta idraulica (Vinstab) U = 1.1*γw*L*Hw;

- azione di attrito sulle pareti tra tappo e terreno (Rd)

La forza d’attrito si valuta come r(z) = σ’h (z)* tg(φd)

la tensione orizzontale efficace si calcola come σ’h(z) = K0*�γb * z

per integrazione sulla altezza del tappo H si ottiene la risultate Rd su ogni lato del tappo.

Il calcolo è svolto considerando l’angolo di resistenza a taglio di calcolo

φd = arctan( tg(φ)/�γM)

e inoltre K0 = 1 - sin��φd)

La quota di calcolo è quella media della sezione Q = 32.8 m s.l.m.m

La verifica al galleggiamento è superata se è verificata la seguente disequazione

I coefficienti parziali di sicurezza sulle azioni sono i seguenti

Per le resistenze di applicano i coefficienti della condizione M2.

I calcoli sono consegnati al seguente foglio elettronico




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Verifica al galleggiamento del tappo di fondo Dati terreno e JG Parmetri di spinta usare

φ = 30 ° K0 = 0.581 coeff. spinta attiva 1φD = 24.79 ° Ka = 0.409 coeff. spinta attiva 0

γ = 1.8 t/mc K = 0.581 coeff. usato nel calcoloγjg = 2.0 t/mc μa = 0.462 coeff. Attrito laterale su tappo

Dimensioni tappoBjg = 14 m larghezza JG

Hjg = 10 m spessore JG

Quote di calcolo Pressioni laterali terreno su tappoQ1 = 43.5 m quota piano camp. p'h1 = 16.62 t/mq estradosso tappo

Q2 = 32.8 m quota falda p'h2 = 21.26 t/mq fondo tappo

Q3 = 21.1 m quota fondo scavo R'p = 189.4 t/m risultante per ml di tappo

Q4 = 11.1 m quota fondo jg

Δh = 21.7 m battente idraulicopw = 21.7 t/mq sottospinta

Uw = 303.8 t/m risultante sottospinta per ml di tappo

Equilbrio del tappoUwd = 334.2 t/m risultante sottospinta (FS = 1.1)

Gjg_d = 252.0 t/m peso del tappo (FS = 0.9)

Al_d = 175.0 t/m attrito laterale 2Rp (FS su tg(φ) = 1.25 )

Vres_d = 427.0 t/m Vinst_d = 334.2 t/m

FS = 1.28 verificato

La verifica a galleggiamento è soddisfatta.

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