consorzio di bonifica della baraggia biellese e … · • il coefficiente di sicurezza è costante...
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C O N S O R Z I O D I B O N I F I C A D E L L A B A R A G G I A B I E L L E S E E V E R C E L L E S E
Vercelli
LAVORI DI COMPLETAMENTO DELL’IMPIANTO DI IRRIGAZIONE A PIOGGIA
SOTTESO AL BACINO D’INVASO SUL TORRENTE INGAGNA
Comma 31 - Art.4 - Legge 24.12.2003 n°350 come modificato dall’art. 2 – comma 133 della L. 244/07
e dall’art. 2 – D.L. 78/10
DATA
LUGLIO 2013
AGGIORNAMENTO
ATTIVITÀ DI PROGETTAZIONE:
IL PROGETTISTA
(Dott. Ing. Domenico CASTELLI)
…………………………………
COMPLETAMENTO 11° LOTTO STRALCIO
RELAZIONE GEOTECNICA DI STABILITA’ DEI TUBI
PROGETTO ESECUTIVO
PRATICA N°10374E
ARCH. N° IB112
MODIFICHE Aggiornamento
AGGIORNAMENTI Data
CONTROLLO OPERATORE CONTROLLO APPROVAZIONE
Firma MC SP DC
INDICE
1. PREMESSA ................................................................................................................................................ 1
2. VERIFICHE GEOTECNICHE SCAVO .............................................................................................................. 1
2.1 NORMATIVA E RACCOMANDAZIONI DI RIFERIMENTO ............................................................................ 3 2.2 CARATTERI LITOLOGICI ............................................................................................................................ 3 2.3 VERIFICHE DI STABILITA’ DELLO SCAVO ................................................................................................... 4
2.3.1 Metodologia di calcolo .................................................................................................................... 5 2.3.2 Criteri di verifica allo stato limite ultimo ......................................................................................... 7 2.3.3 Verifica di stabilità dei pendii e dei manufatti in materiale sciolto ................................................. 9 2.3.4 Determinazione dell’azione sismica ................................................................................................ 9 2.3.5 Risultati delle verifiche di stabilità................................................................................................. 13
3. VERIFICHE DI STABILITA' PER TUBAZIONI INTERRATE ............................................................................. 13
3.1 PARAMETRI DI PROGETTO ............................................................................................................................ 14 3.1.1 Pressione interna ........................................................................................................................... 14 3.1.2 Il terreno ........................................................................................................................................ 15
3.2 VERIFICA STATICA ....................................................................................................................................... 16 3.2.1 Carichi agenti sulle tubazioni ........................................................................................................ 16 3.2.2 Pressione interna ........................................................................................................................... 17 3.2.3 Deflessione .................................................................................................................................... 18 3.2.4 Sollecitazioni sulla parete del tubo ................................................................................................ 19
3.3 STABILITÀ ELASTICA .................................................................................................................................... 20
1
RELAZIONE GEOTECNICA
1. PREMESSA
La presente relazione geotecnica è stata redatta ai sensi del DM 11.03.1998 –
“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 e il col-
laudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione”, del DM 12.12.1985 –
“Norme tecniche relative alle tubazioni”, delle Norme Tecniche per le Costruzioni. DM 14
gennaio 2008 e Aggiornamento 18 Dicembre 2009.
Inoltre, nello sviluppo delle verifiche, si è fatto riferimento alla recente norma-
tiva europea in materia di tubazioni interrate, la cui base è costituita dalla EN 1295 ricompre-
sa nel Fascicolo 70 n. 92 – 6 TO.
Per ciò che concerne le caratteristiche delle tubazioni in ghisa sferoidale esse
sono state desunte dalle norme EN 545 ed EN 598, integrate attraverso i dati resi disponibili
dai principali, e maggiormente qualificati, produttori.
I parametri geotecnici sono stati desunti dalle risultanze della relazione geolo-
gica e dalla conoscenza del territorio maturata negli anni attraverso l’esperienza circa i molte-
plici chilometri di tubazioni posate in opera derivante in estrema sintesi dall’attività di moni-
toraggio e sorveglianza dei cantieri.
2. VERIFICHE GEOTECNICHE SCAVO
Nella presente relazione sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità degli
scavi realizzati per la posa delle condotte in progetto.
L’analisi di tipo geotecnico è stata indirizzata a verificare la stabilità dello sca-
vo (verifica di stabilità globale) in condizioni idrauliche critiche (condizioni di massimo livel-
lo di falda).
2
Le analisi e le verifiche in condizioni statiche e sismiche sono state condotte
sulla base dei risultati di una specifica campagna di indagini geognostiche, geotecniche e si-
smiche, attraverso la quale è stato possibile ricostruire la situazione geologica di superficie e
di sottosuolo e formulare il modello geologico e geotecnico preso a base per l’analisi. Inoltre
tutti i calcoli sono stati effettuati in accordo con quanto previsto dalle Nuove Norme Tecniche
per le Costruzioni (D.M. 14/01/2008) e successiva Circ. Min. del 02/02/2009 n.617 Istruzioni
per l’applicazione delle Norme Tecniche e dalla “Proposta di aggiornamento delle Norme
Tecniche per la progettazione e la costruzione degli sbarramenti di ritenuta (Dighe e traver-
se)” (aggiornamento 18 dicembre 2009).
E’ stato costruito un modello agli elementi finiti (F.E.M.) con l’ausilio del qua-
le si sono potute ricostruire le superfici di scorrimento nelle condizioni sopra indicate in fun-
zione delle caratteristiche geotecniche e idrauliche dei terreni costituenti le zone interessate
dagli scavi.
L’analisi sismica è stata infine condotta secondo il metodo pseudostatico.
Nella figura seguente si mostra una sezione trasversale degli scavi (vedi Tav.14
“Sezioni tipo di scavo condotte in pressione”).
Fig. 1 Sezione trasversale tipo degli scavi
3
2.1 NORMATIVA E RACCOMANDAZIONI DI RIFERIMENTO
− D.M. 11 marzo 1988. “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, esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle ope-
re di fondazione”.
− Circ. LL.PP. 24 settembre n. 30483. “Istruzioni riguardanti le indagini sui terreni e
sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le pre-
scrizioni per la progettazione, l’esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno delle
terre e delle opere di fondazione”.
− Eurocodice 7. Progettazione geotecnica. 2004.
− Eurocodice 8. Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture. Parte 5:
Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti di geotecnica. 2004.
− Ordinanza n. 3274 del 08/05/2003 della Presidenza del Consiglio dei Ministri "Primi
elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio na-
zionale e normative tecniche per le costruzioni in zona sismica" e relativi allegati e
s.m.i.
− Ordinanza n. 3519del PdCM del 28 aprile 2006 “Criteri generali per l’individuazione
delle zone sismiche e per la formazione e l’aggiornamento degli elenchi delle mede-
sime zone”.
− Norme Tecniche per le Costruzioni. DM 14 gennaio 2008.
− Istruzione per l’applicazione delle Norme Tecniche. Circ. Min. 2 febbraio 2009 n. 617
− Raccomandazioni AGI sulla Programmazione ed Esecuzione delle Indagini Geotecni-
che (1977)
− Raccomandazioni AGI sulle Prove Geotecniche di Laboratorio (1994).
− Raccomandazioni AGI Aspetti Geotecnici della Progettazione in Zona Sismica (1995)
2.2 CARATTERI LITOLOGICI
I terreni affioranti e presenti nel sottosuolo, intercettati dai sondaggi, sono i se-
guenti:
4
− Terreni argillosi –sabbiosi-ciottolosa di natura alluvionale recente.
Sulla scorta di quanto indicato nella relazione geologica, il modello geotecnico
dell’unità “Fluvioglaciale Riss”, in termini di substrato ghiaioso-ciottoloso e coperture limo-
sabbiose, è sintetizzato nella seguente tabella:
Tab. 2 Sintesi dei parametri geotecnici caratteristici del terreno di fondazione
Il modello geotecnico definito in Tabella 1 è espresso in termini di tensioni ef-
ficaci ed in condizione drenate. Infatti, pur trattandosi di materiali dotati di coesione, si assu-
me che il comportamento meccanico di tali terreni sia descritto unicamente dall’angolo di re-
sistenza al taglio, annullando il contributo della coesione. Si tratta in realtà di un artificio che
permette di operare in termini di tensioni efficaci e che fornisce peraltro un’approssimazione a
favore della sicurezza.
Il livello di falda ospitata all’interno del materasso alluvionale più sfavorevole
lungo il tracciato della condotta varia generalmente nel range di 3÷5 m s.p.c. Le verifiche
geotecniche sono state effettuate con un livello di falda pari a 3 m s.p.c.
2.3 VERIFICHE DI STABILITA’ DELLO SCAVO
Come già anticipato nei paragrafi precedenti, sono state effettuate le verifiche
di stabilità dello scavo con le seguenti condizioni:
� verifica statica e sismica dello scavo in condizioni di massimo livello di falda.
5
Le analisi sono state condotte secondo quanto previsto nelle Norme Tecniche
per le Costruzioni (D.M. 14/01/2008) sia per la fase statica che per la fase sismica facendo ri-
ferimento alle istruzioni per l’applicazione delle Norme Tecniche. Circ. Min. 2 febbraio 2009
n. 617.
2.3.1 Metodologia di calcolo
Il metodo di calcolo implementato nel programma di calcolo PARATIE PLUS,
prodotto da Harpaceas, che è stato utilizzato è quello di Bishop (1955). L’analisi di stabilità
che adotta tale metodo è quello dell’equilibrio limite globale. La verifica si conduce esami-
nando un certo numero di possibili superfici di scivolamento per ricercare quella che rappre-
senta il rapporto minimo tra la resistenza a rottura disponibile e quella effettivamente mobili-
tata; il valore di questo rapporto costituisce il coefficiente di sicurezza del pendio. Scelta
quindi una superficie di rottura, la si suddivide in conci la parte instabile, studiando dapprima
l’equilibrio della singola striscia e poi la stabilità globale.
Le ipotesi del metodo in questione sono:
• Il coefficiente di sicurezza è definito come il rapporto tra la resistenza al taglio lungo
un’ipotetica superficie di scorrimento e lo sforzo di taglio mobilitato lungo la stessa
superficie;
• La rottura avviene, per il raggiungimento della resistenza limite, contemporaneamente
in tutti i punti della superficie di scorrimento.
• Il coefficiente di sicurezza è costante in tutti i punti della superficie di scorrimento.
La resistenza al taglio è espressa dal criterio di Coulomb.
Nell’utilizzare tale metodo di calcolo si fa sempre riferimento ad un problema
piano nel quale, quindi, la superficie di scorrimento è rappresentata da una curva, trascurando
ogni effetto dovuto alle sezioni adiacenti. Tali schematizzazioni sono giustificabili se le pro-
prietà meccaniche dei terreni sono omogenee in direzione trasversale e quando l’estensione
del pendio è predominante sulla dimensione trasversale.
6
In generale la massa di terreno compresa tra la superficie di scorrimento e la
superficie del suolo viene suddivisa in conci e le forze che agiscono su ciascuna striscia pos-
sono essere calcolate imponendo le condizioni di equilibrio. L’equilibrio dell’intera massa è
dato poi dalla composizione delle forze che agiscono su ciascuna striscia (“Metodo delle stri-
sce”).
Fig. 2 Schematizzazione di calcolo del Metodo delle strisce
Le forze agenti su ciascun concio sono, con riferimento alla figura precedente:
Il peso W, l’azione tangenziale alla base T, l’azione normale efficace alla base N, la spinta
dell’acqua sulla base U, gli sforzi tangenziali X e quelli normali E sulle superfici laterali (for-
ze d’interfaccia).
Le condizioni di equilibrio di ciascun concio sono date dalle tre equazioni della
statica, pertanto, ammettendo di suddividere il volume di terreno in esame in n conci, si hanno
a disposizione 3n equazioni, mentre le incognite del problema risultano essere (5n-2) così
composte:
• n valori per l’azione delle forze normali efficaci alla base.
• n-1 valori per ciascuna delle forze d’interfaccia (X ed E)
• n-1 valori per il punto di applicazione delle forze d’interfaccia in direzione orizzonta-
le.
7
• n valori per il punto di applicazione degli sforzi normali efficaci alla base.
• 1 valore del coefficiente di sicurezza.
Come già accennato, dal bilancio fra le equazioni disponibili e il numero delle
incognite risulta che si hanno (2n-2) incognite sovrabbondanti e quindi il problema risulta sta-
ticamente indeterminato; per riportarlo a staticamente determinato e rendere possibile la solu-
zione del sistema di equazioni che descrivono l’equilibrio della massa di terreno potenzial-
mente instabile, è necessario introdurre alcune ipotesi semplificative che consentono di ridur-
re il numero delle incognite del problema. La prima tra tutte, che risulta, tra le altre cose, co-
mune a tutti i metodi, è quella di considerare centrata la forza agente alla base della striscia, il
che è accettabile nel caso in cui i conci siano di larghezza limitata. Le altre ipotesi necessarie
per risolvere il sistema di equazioni sono diverse a secondo del metodo che si considera; nel
presente caso sono state adottate quelle proposte da Bishop.
2.3.2 Criteri di verifica allo stato limite ultimo
Come è noto la recente Ordinanza n. 3274 del 08/05/2003 e le successive Nor-
me Tecniche per le costruzioni del 14/01/2008 hanno introdotto un nuovo criterio di verifica,
basato sugli stati limite, in analogia con quanto già previsto dagli Eurocodice (7 per la Geo-
tecnica e 8 per le condizioni sismiche).
Le verifiche a rottura vengono effettuate allo Stato Limite Ultimo (SLU) sia in
fase statica che in fase sismica, rispettando la condizione Ed≤Rd, dove:
Ed è il valore di progetto dell’effetto delle azioni agenti;
Rd è la corrispondente resistenza di progetto, che associa tutte le proprietà strutturali con i
rispettivi valori di progetto.
Le verifiche sono eseguite con il “metodo dei coefficienti parziali” da applicare
alle azioni esterne che agiscono nel modello e alle proprietà dei terreni interessati. Le caratte-
ristiche geotecniche dei terreni, valutate attraverso opportune indagini geotecniche, sono defi-
nite “valori caratteristici”.
8
Coefficienti sulle Azioni
γG sulle azioni permanenti (sfavorevoli o favorevoli): GG Gd ⋅= γ
γQ sulle azioni variabili (sfavorevoli o favorevoli): QQ Gd ⋅= γ
Coefficienti parziali sui Parametri dei Terreni
γγ sul peso di volume:γγ
γγ =d
γφ sull’angolo d’attrito (sulla tangente dell’angolo di attrito): ϕγϕϕ tg
tg d =
γc sulla coesione efficace: '
''
cd
cc
γ=
γcu sulla coesione non drenata: cu
ucu
c
γγ =
Coefficienti parziali per le Resistenze
R
kd
RR
γ= variabili a seconda del tipo di fondazione
Nelle Norme Tecniche per le Costruzioni (14/01/2008) vengono indicati i se-
guenti coefficienti:
Tab. 2 Norme Tecniche per le Costruzioni (2008)-Coeff. parziali per i parametri dei terreni (M)
Tab. 3 Norme Tecniche per le Costruzioni (2008)-Coeff. parziali per i parametri dei terreni (A)
9
2.3.3 Verifica di stabilità dei pendii e dei manufatti in materiale sciolto
Con riferimento alle condizioni statiche e sismiche, le verifiche devono essere
condotte secondo l’approccio:
Combinazione 2: (A2+M2+R2)
tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.1, 6.2 e 6.3.
Tab. 4 Norme Tecniche per le Costruzioni (2008)-Coeff. parziali per le verifiche di sicurezza di opere in materiali sciolti e
di fronti di scavo
Pertanto la verifica di stabilità sarà superata se il rapporto tra le forze resistenti
e le forze agenti (γR) risulterà superiore a 1.1.
2.3.4 Determinazione dell’azione sismica
Le verifiche in condizioni sismiche condotte secondo i metodi dell’equilibrio
limite possono essere condotte mediante metodi pseudostatici. Attraverso questi ultimi la for-
za sismica di progetto può essere introdotta nell’analisi come azione esterna equivalente, cal-
colabile attraverso le seguenti relazioni:
FH=kh·W FV= kv·W
dove:
FH risultante orizzontale della forza d’inerzia applicata al baricentro della massa
potenzialmente instabile;
FV risultante verticale della forza d’inerzia applicata al baricentro della massa potenzial-
mente instabile;
W peso della massa potenzialmente instabile;
kh coefficiente sismico orizzontale;
kv coefficiente sismico verticale;
La determinazione del coefficiente sismico orizzontale e verticale è indicata
nelle Norme Tecniche (DM 2008) attraverso la relazione:
10
kh=βS·amax/g kv=±0.5·kh
in cui:
amax valore dell’accelerazione orizzontale massima attesa nel sito specifico per un evento
sismico associabile ad un determinato tempo di ritorno;
g accelerazione di gravità;
βS coefficiente di riduzione dell’accelerazione massima attesa al sito.
In assenza di studi specifici l’accelerazione massima attesa al sito può essere
valutata con la seguente relazione:
amax=SS·ST·ag
dove:
S: coefficiente che comprende l’effetto dell’amplificazione stratigrafica (SS) e
dell’amplificazione topografica (ST);
ag accelerazione orizzontale massima attesa su sito di riferimento.
I valori di βs sono riportati nella tabella seguente:
Tabella 7 - Norme Tecniche per le Costruzioni (2008)-Valori del fattore βS
Tab. 5 Norme Tecniche per le Costruzioni (2008)-Valori del fattore βS
Le nuove Norme Tecniche per le Costruzioni, prevedono, per la valutazione
delle azioni sismiche, di fare riferimento alla zonazione di dettaglio del territorio nazionale
redatta dall’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia. Secondo tale modello, su tutto il
territorio nazionale si è disposta una maglia di punti per ognuno dei quali è assegnato un valo-
re di accelerazione massima su substrato rigido ag, un fattore di amplificazione spettrale F0 ed
un periodo caratteristico Tc* relativi all’evento sismico atteso in un dato tempo di ritorno, che
a sua volta è funzione della vita attesa dell’opera e della classe di utilizzo.
11
Note le coordinate geografiche del punto di interesse, è possibile trovare i quat-
tro punti della maglia che lo circoscrivono e ricavare le tre grandezze citate per il punto speci-
fico interpolando tra i valori dei punti forniti dall’INGV.
Nel caso specifico le coordinate di riferimento del sito sono le seguenti (espres-
se in gradi decimali):
Latitudine Longitudine
45.5748 8.1828
ed i relativi identificati dei punti più vicini del reticolo sono 11358, 11359, 11580, 11581.
Le verifiche di stabilità, secondo la già citata normativa, vanno condotte se-
condo l’approccio allo stato limite ultimo; in questa sede è stato considerato lo Stato Limite
Ultimo di Collasso, a cui corrisponde la minore probabilità di superamento nel periodo di rife-
rimento (pari al 5%).
Il periodo di riferimento viene calcolato considerando la vita nominale
dell’opera e la sua classe d’uso e si è previsto:
• Vita nominale dell’opera: VN = 50 anni
• Classe d’uso: II → Cu = 1
• VR = VN * Cu = 50 anni
E’ possibile calcolare, con i dati suddetti, il tempo di ritorno dell’evento sismi-
co per ogni stato limite considerato attraverso la formula seguente:
)1ln(RV
R
RP
VT
−−=
dalla quale si ottiene un valore di TR per lo stato limite di collasso di 975 anni.
Il valore della ag associato dalla zonazione al sito in esame per tale tempo di ri-
torno e per un periodo di vibrazione pari a 0 secondi, è pari a 0.048 g; il fattore spettrale
F0=2.720 ed il periodo caratteristico Tc*=0.304 sec.
12
Fig. 3 Spettro di risposta per lo Stato Limite di Collasso
Per la definizione della categoria di sottosuolo non si hanno misure dirette della
velocità delle onde di taglio nel terreno di fondazione. Tuttavia, in relazione a quanto emerso
dalle prove in sito, si può comunque affermare con sufficiente certezza che il sottosuolo di
fondazione può essere collocato in una categoria di tipo C, essendo un’unità delle alluvioni
recenti ed attuali. Di conseguenza si assume un valore pari ad 1.5 per il coefficiente di ampli-
ficazione del suolo SS.
Per ciò che riguarda il fattore di amplificazione topografica ST, essendo il pen-
dio di altezza totale inferiore a 30m, si può assumere un valore unitario.
Per il fattore βS, definito nella tabella 6.4, si può assumere pari a 0.2, in rela-
zione ad una categoria di sottosuolo di tipo C e un dell’accelerazione massima attesa al sito
ag=0.072g.
13
In definitiva i coefficienti sismici orizzontale kh e verticale kv, da introdurre
nelle verifiche di stabilità, risultano essere pari a:
kh = βS·amax/g = 0.2·0.072 = 0.0144
kv = ±0.0072
2.3.5 Risultati delle verifiche di stabilità
Si riportano i risultati dell’analisi di stabilità dello scavo in condizioni statiche
e sismiche allo stato limite ultimo secondo i criteri descritti nei paragrafi precedenti.
Sul bordo dello scavo è consentito il transito di mezzi di cantiere; per tale mo-
tivo in fase statica è stato considerato un sovraccarico variabile di tipo stradale pari a 5 kPa;
tale sovraccarico è stato invece trascurato in fase sismica.
Negli allegati che seguono (ALLEGATO 1) si mostrano le superfici di scorri-
mento in corrispondenza dei minimi rapporti tra forse resistenti e forze agenti (γR) ottenuti,
che risultano superiori o uguali al valore minimo richiesto (1.1).
3. VERIFICHE DI STABILITA' PER TUBAZIONI INTERRATE
Le sollecitazioni in una condotta interrata variano in funzione del terreno in cui
la tubazione è posta, secondo la tipologia di posa e in base alle caratteristiche tecniche del ma-
teriale impiegato.
Il parametro fondamentale che determina il metodo di calcolo da impiegare
nell'esame delle sollecitazioni imposte alle tubazioni è il valore della rigidezza del sistema tu-
bo - terreno, cioè il rapporto tra la rigidezza del tubo e la rigidezza del terreno.
Questo parametro si esprime attraverso una scala continua di valori che va da
tubi praticamente rigidi (cemento armato, gres) a tubi deformabili (materie plastiche, acciaio e
ghisa).
Il carico specifico alla sommità di una tubazione dato dal peso del materiale di
copertura e dall'eventuale carico accidentale causato dal passaggio di automezzi, è relaziona-
bile alla rigidezza del sistema tubo - terreno.
14
Nel caso in esame, utilizzandosi esclusivamente tubazioni deformabili, cioè
cedevoli rispetto al terreno circostante, la distribuzione dei carichi è ridotta in quanto l'infles-
sione della tubazione trasferisce una notevole quota del carico sovrastante al terreno adiacen-
te.
In particolare per quanto concerne i tubi in ghisa, i quali sono da considerarsi
condotte flessibili, non è possibile ignorare il contributo dato dal suolo nel limitare le infles-
sioni.
Fattore di notevole importanza risulta pertanto essere la rigidità del suolo cir-
costante la tubazione, la cui influenza si esercita attraverso la stima del modulo di reazione.
3.1 Parametri di progetto
3.1.1 Pressione interna
La pressione nominale, indicata generalmente con PN, è determinata in funzio-
ne dello spessore meccanico resistente e della sollecitazione ammissibile.
In questo caso si è fatto riferimento alla situazione più gravosa la quale si veri-
fica quando il livello nel serbatoio di ritenuta raggiunge il massimo valore.
Si sono così individuate zone di pressione omogenea in base alle quali si è con-
ferito il valore della pressione nominale. In funzione della collocazione altimetrica delle tuba-
zioni nel territorio del comprensorio irriguo si ha una variazione della pressione di esercizio
da PN 10 a PN 20.
La verifica delle pressioni di esercizio e degli spessori adottati è stata condotta
con l'utilizzo della seguente formula e comunque considerando la minima pressione interna
(PN 10) che corrisponde alla condizione più sfavorevole:
PND
= 2 s ⋅ ⋅ σ
dove:
s = spessore della tubazione (cm)
σ = resistenza a trazione circonferenziale (kg/cm2)
15
D = diametro interno (cm)
La formula utilizzata ha un campo di validità per tubazioni a parete sottile e
cioè per quelle tubazioni per cui si è verificato quanto segue:
s 1
20 D≤
La condizione di validità appena citata è comunque valida per tutte le tubazioni
adottate.
Per ciò che concerne il sistema di tubazioni costituenti l’insieme della rete di
distribuzione si può confermare che l'effetto di colpo d'ariete è trascurabile in seguito alla
struttura particolare a maglie che consente la distribuzione delle sovrappressioni lungo le va-
rie tubazioni componenti il circuito primario, come risulta dall’apposito capitolo relativo allo
studio di tale fenomenologia.
3.1.2 Il terreno
Il terreno da cui la tubazione è circondata, sia quello nativo che quello utilizza-
to per il letto di posa e il rinfianco, ha grande importanza nella sicurezza delle tubazioni fles-
sibili interrate. Il carico verticale del terreno su un tubo flessibile, causa una diminuzione del
diametro verticale e un aumento di quello orizzontale.
Il movimento orizzontale sviluppa una spinta passiva nel terreno che contribui-
sce a sostenere i carichi verticali.
L'ampiezza della deflessione del tubo dipende essenzialmente dal carico verti-
cale del terreno, generato dal carico accidentale e dalla spinta passiva del terreno ai lati del tu-
bo.
La resistenza passiva del terreno varia in funzione del tipo e del grado di com-
pattazione del terreno utilizzato per il rinfianco e il letto di posa, dal terreno nativo e dalla lar-
ghezza di trincea.
Il parametro con cui viene identificato il comportamento del terreno, e che ver-
rà introdotto nelle formule di verifica, è il modulo di reazione del terreno, normalmente indi-
cato con Et. Le dimensioni sono quelle di un modulo elastico (forza/superficie).
16
Nel caso in cui il terreno nativo abbia caratteristiche di portanza molto basse, il
terreno di rinfianco non sarà in grado di sviluppare tutta la resistenza passiva prevedibile in
base al suo modulo. In tal caso è quindi opportuno ridurre il modulo introdotto nelle formule
di verifica, tramite un coefficiente funzione della larghezza di trincea e delle caratteristiche
del terreno nativo.
Il coefficiente di riduzione ( ψ ) è dato da:
ψ = 1.44
K + (1.44 - K) E
E1
2
⋅
dove:
K = c
OD
1
0.577 + 0.4444 c
OD
⋅⋅
c = (b - OD)
2
- "b" è la larghezza della trincea all'altezza del diametro orizzontale della tubazione.
- "E1" è il modulo del terreno di rinfianco ed "E2" il modulo del terreno nativo. Il modulo di
reazione del terreno da introdurre nelle formule vale:
Et = ψ · E2
3.2 Verifica statica
3.2.1 Carichi agenti sulle tubazioni
Si distingue tra carichi uniformi e carichi flessionali. I carichi uniformi sono
quelli radiali, diretti sempre verso l'asse del tubo:
- pressione interna di esercizio (Pw)
- depressione interna, (Pv) assimilata a una pressione esterna
- pressione idrostatica, causata da un'eventuale falda acquifera, che vale yw · hw, dove yw è il
17
peso specifico dell'acqua e hw l'altezza della falda sopra il tubo; se hw è piccolo rispetto al di-
ametro è opportuno considerare l'altezza della falda dall'asse del tubo.
Nel caso in esame, non intervenendo la spinta causata dalla falda acquifera,
detto valore è stato trascurato.
I carichi flessionali sono quelli che causano nella tubazione una deflessione del
diametro verticale, dovuti al peso del terreno e ad eventuali sovraccarichi accidentali, e sono
così calcolati:
- Carico del terreno. E' dato sempre dal peso della colonna di terreno sovrastante la tubazione,
e vale quindi, per unità di lunghezza di tubo:
Wc = ys · h · OD
Non sono contemplate riduzioni del carico nel caso di installazioni in trincee
molto profonde. Ciò porta ad un surdimensionamento della tubazione o a prescrizioni più re-
strittive per il rinfianco, per cui può essere opportuno, in tali situazioni, introdurre dei fattori
di riduzione del carico secondo le teorie usuali (Martson, ATV), anche se l'effetto trincea ten-
de a ridursi nel tempo.
- Sovraccarichi accidentali. La pressione sulla tubazione causata da carichi accidentali punti-
formi o assimilabili (ruote di automezzi) può essere calcolata con la teoria di Boussinesq, da
cui sono derivate le tabelle e le formule di integrazione delle AWWA C950. Il carico a metro
lineare vale:
WL = CL · P · (1 + If)
dove:
CL = coefficiente di carico
P = carico della singola ruota
If = fattore impatto = 0.766 - 0.436 · H
H in metri, con 0 ≤ If ≤ 0.50
3.2.2 Pressione interna
Si deve verificare che la pressione di esercizio sia inferiore alla pressione no-
minale:
18
Pw ≤ PN
Nel caso sia prevista la possibilità di colpi d'ariete deve risultare:
- (a) Per linee in cui il colpo d'ariete è un fenomeno occasionale:
Pw + Ps ≤ 1.4 · PN
- (b) Per linee in cui il colpo d'ariete è una normale condizione di esercizio
Pw + Ps ≤ PN
3.2.3 Deflessione
E' l'accorciamento (dy) del diametro verticale causato dai carichi verticali di-
storsionali che insistono sulla tubazione. E' calcolato con formula derivata da quella di Span-
gler:
( ) ( )dE
y = D W + W K r
I + 0.061 E rt t L x
3
t3
⋅ ⋅ ⋅⋅ ⋅ ⋅
dove:
r = raggio medio meccanico resistente = D/2
D1 = fattore di ritardo.
Gli altri simboli sono già noti.
Il fattore di ritardo tiene conto del comportamento sotto sforzo del terreno. Do-
po che il terreno è stato inizialmente caricato, continua a deformarsi (consolidarsi) nel tempo.
Il fattore di ritardo converte la deflessione immediata del tubo nella deflessione dopo molti
anni. Varia col tipo di suolo usato per il rinterro e col grado di compattazione. I valori più alti
valgono per profondità di interramento molto ridotte, e per terreni granulari con compattazio-
ne molto spinta, quando in effetti la deflessione iniziale è molto ridotta e quindi piccoli in-
crementi di deflessione, in valore assoluto, risultano in un rapporto elevato rispetto alla de-
flessione iniziale. Per valori medi di compattazione si assume normalmente un valore di 1.25
o 1.5 in presenza di falda. Il fattore di ritardo viene applicato alla deflessione causata dai soli
carichi permanenti.
19
3.2.4 Sollecitazioni sulla parete del tubo
Si distinguono due casi:
a) Senza pressione interna
Si calcola l'allungamento degli strati della parete del tubo più esterni rispetto al diametro me-
dio, congruente con la deflessione causata dai carichi esterni. Esso vale:
∈ ⋅
⋅
b = 6
d
D
t
Dy
e deve risultare inferiore al valore ammissibile per il materiale.
b) Con pressione interna
L'effetto di ri-arrotondamento del tubo deflesso, causato dalla pressione interna può ridurre
l'allungamento massimo ottenibile per sovrapposizione degli effetti. Il valore effettivo da con-
frontare con il valore ammissibile sarà quindi il minimo tra quelli calcolati con le seguenti
formule:
( )( )∈
⋅
⋅ ⋅⋅
⋅
c =
P D
2 E t + 6
d
D
t
Dw
h
y
( )( )
( )( )∈
⋅
⋅ ⋅
⋅ ⋅ ⋅ ⋅
⋅ ⋅ ⋅ ⋅c = P D
2 E t +
3 K W D t
K P D + E t
w
h
b
x w3 33
dove:
Eh = modulo elastico circonferenziale a trazione del tubo
W = carico verticale distorsionale sul tubo
Kb, Kx = coefficienti di momento e di deflessione già definiti.
La precedente relazione può essere scritta evidenziando la rigidezza del tubo e
il rapporto (t / D):
( )( )
( )( )∈
⋅
⋅ ⋅
⋅
⋅ ⋅⋅
c =
P D
2 E t +
K Q
K P + 4 S
t
Dw
h
b
x w
dove:
20
Q = W
D
3.3 Stabilità elastica
Il tubo interrato è assoggettato, oltre che a carichi distorsionali che generano
deflessione, a pressioni esterne radiali che possono causare il collasso della tubazione per un
fenomeno di instabilità elastica (implosione). La pressione critica di un tubo interrato è sensi-
bilmente superiore a quella dello stesso tubo in aria, per l'effetto di contenimento esercitato
dal terreno stesso. E' calcolata con formula derivata da quella di Luscher:
Qcr = 32 R B S E tw⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
dove:
Rw = fattore di riduzione per presenza di falda
con 0 ≤ hw ≤ H
1−
0.33
h
Hw
coefficiente empirico di supporto elastico:
( )[ ]B = 1
1 + 4 - 0.213 H⋅
Il carico esterno totale è dato da:
QT = h + R W
D +
W
Dw w wc Lτ ⋅ ⋅
o in alternativa da:
QT = h + R W
D + Pw w w
cvτ ⋅ ⋅
La contemporanea applicazione di carico esterno accidentale e vuoto interno
non è normalmente considerata.
21
Deve risultare:
Q
Qcr
T
2.5≥
Questa teoria è valida se la profondità di interramento è superiore a 0.6 m o a
1.2 m quando la tubazione è assoggettata a vuoto interno. Quando queste condizioni non sono
rispettate, il carico critico della tubazione è valutato pari a 2.5 volte il carico critico euleriano
della tubazione fuori terra, calcolato secondo le formule classiche, ossia:
( )Qcr = 2.5 24
1 - S
t h
⋅⋅
⋅β β
dove:
ß1 = coefficiente di Poisson, per una sollecitazione applicata in direzione circonferenziale
ßh = coefficiente di Poisson, per una sollecitazione applicata in direzione longitudinale
Qualora siano presenti rinforzi locali molto rigidi (ad esempio giunti, fasciatu-
re, ecc) il carico critico euleriano potrà essere calcolato con la formula di Von Mises.
I risultati conseguiti sono riportati nelle tabelle riassuntive di seguito allegate,
ove sono state distinte diverse situazioni di sollecitazione associate alla presenza della falda.
In ogni caso, stante la caratterizzazione delle aree oggetto dell’intervento, si
esclude la presenza della falda in rapporto alle profondità di scavo e posa determinate in pro-
getto.
Il materiale di rinterro, come previsto in capitolato, deve essere vagliato e con-
trollato.
La classe di riferimento cui si è fatto riferimento comprende sabbie, ghiaie li-
mose o mediamente argillose che risultano costituire il più probabile strato interessato nel cor-
so degli interventi.
Il sovraccarico dovuto ad automezzi, di cantiere o veicolare, è stato assunto pa-
ri a 10 KN/mq.
File: C:\Documents and Settings\Administrator\Desktop\10374 stabilità scavi\stabilità scavi 1.DEEP
Compagnia: My CompanyPreparato dall'ing.: EngineerNumero File: 1Ora: 10/4/2012 5:57:12 PM
Progetto: My Project
Ce.A.S , Centro di Analisi Strutturale, viale Giustiniano 10, 20129 Milano .www.ceas.it.Deep Excavation LLC, Astoria, New York,
www.deepexcavation.com. UN PROGRAMMA NONLINEARE ADELEMENTI FINITI PER L’ANALISI DI STRUTTURE DI SOSTEGNO
FLESSIBILI
Paratie Plus 2011
3/31
DATI TERRENO
LinearTrueN/AN/A30.334500015000N/AN/AN/A0301920Copertura
ModelNLNLNLNL(kPa)(kPa)(deg)(deg)(kPa)(kPa)(deg)(kN/m3)(kN/m3)
ColorSpringVarykPcvkAcvkPpkApEurEloadFRcvFRpSuC'Frictg dryg totName
-3143.0433.3350--0.50.5--0.35Copertura
(MPa)(kN/m3)(kPa)(kPa)(0 to 1)(0 to 1)--(clays)(clays)v
PLkS.nailsqNailsqSkinaV.EXPaH.EXPnOCRko.NCMin shMin KaPoissonName
gtot=peso specifico /totale terrenogdry=peso secco del terrenoFrict=angolo di attrito di calcoloC'=coesione efficaceSu = Coesione non drenata, parametro attivo per terreni tipo CLAY in condizioni NON drenateDilat=Dilatanza terreno (parametro valido solo in analisi non lineare)Evc=modulo a compressioen vergine molla equivalente terrenoEur=modulo di scarico/ricarico (fase elastica) molla equivalente terrenoKap= coefficiente di spinta attiva di piccoKpp= coefficiente di spinta passiva di piccoKacv= coefficiente di spinta attiva di piccoKpcv= coefficiente di spinta passiva di piccoSpring models= modalità di definizione dei moduli di rigidezza molle terreno (LIN, EXP, SIMC)LIN= Lineare-Elastico-Perfettamente plasticoEXP: esponenziale, SUB: Modulo di reazione del sottosuoloSIMC= Modo semplificato per argille
STRATIGRAFIA TERRENITop Elev= quota superiore stratoSoil type=nome del terrenoOCR=rapporto di sovraconsolidazioneK0=coefficiente di spinta a riposo
0.51Copertura35
KoOCRSoil typeTop elev.
Nome: Boring 1, pos: (-20, 0)
4/31
PARAMETRI DI CALCOLO PER SINGOLA FASESommario delle assunzioni dell'ultima fase
1001001001N/AFree EN/AKpN/AN/AKaConventional-Stage 0
FSpasFSrotFDtoeFSwallInclModelMethoMultPress(%)PressMethod
ToeToeMin ToUsedAxialSupporContleResResistHtr T/Bka-MultDriveAnalysisName
Name=nome fase-----Analysis method=metodo di calcolo
COnventional=analisi all'equilibriolimitesprings UP=analisi non lineare (schema a molle elasto plastiche)DR=analisi per terreni tipo argilla in condizione drenataU=analisi per terreni tipo argilla in condizione NON drenataUp=analisi non drenata solo per i terreni selezionati
----Drive press=Ka=spinta terreno attivaka mult=eventuale moltiplicatore KaHtr T/B (%)=schema pressione attiva di tipo trapezioidaleResit press=Kp=spinta terreno passivaRes Mult=eventuale moltiplicatore KpCOntle Method=Support Model=tipologia vincoli fissi (fixed=fissi)Axial Incl=se azione assiale inclusaUsed FS wall=coeff di riduzione dominio MNMin FD TOe=sicurezza minima per infissione (analisi classica)Toe FS rot=sicurezza a rotazione (analisi classica)Toe FSpas=sicurezza sulle pressioni agenti/resistenti (analisi classica)
Stabilita' del piede
FS infissione per fase
N/AN/A100100100100Stage #0
FS Forza attiva / attiva teoricaFS Pass. mobilizzatoFS LunghezzaFS RotazioneFS PassivoFS minimo al
5/31
Numero di intervalli sulle superfici verticali iniziali e finali = 30Taglio e forze laterali sulle superfici verticali iniziali e finali sono calcolate a partire dalle condizioni a riposoLa capacita' a taglio e' inclusa nella stabilita' delle superfici intersecanti la paratia (nota: per pali collegati = 0)La capacita' SLU dei supporti e' inclusa nella verifcia di stabilita' del pendioAngolo limite passivo non e' usatoAngolo limite attivo non e' usato8 intervallo di raggi e' usatoLa ricerca del raggio finisce alla base del modelloLa ricerca del raggio parte dalla base della paratia + 0 mAlto = 40 m, Basso = 0 m, Spaziatura verticale = 30Sinistra = -20 m, Destra = 20 m, Spaziatura orizzontale = 30Limiti dall'angolo in alto a sinistra della paratiaLarghezza massima concio = 2 mNumero massimo di iterazioni = 100, Tolleranza = 0.001%
Impostazioni stabilita' globale
6/31
Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità del pendio per ogni fase.
FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA' DEL PENDIO
7/31
Analisi di stabilita' del pendio Design Section: Base model
Analisi di stabilita' del pendio Stage: 0Analisi di stabilita' del pendio eseguita per questo stage.
Punto critico a x = -49 z= 35 FS= 1.378
000002.51.1001.6030-32.290.632.532.5-47.0632.532.18-47.579
000005.32.2004.1030-21.830.5532.532.18-47.5732.531.97-48.088
000005.92.5005.2030-12.420.4932.531.97-48.0832.531.87-48.567
0000011.84.90011.5030-3.070.5432.531.87-48.5633.4431.84-49.16
0000018.87.90019.50306.520.5133.4431.84-49.134.3331.9-49.615
0000018.67.8002003014.810.434.3331.9-49.613532-504
0000034.614.50034.303024.760.73532-503532.29-50.633
0000025.610.70024.403036.870.643532.29-50.633532.67-51.142
00000239.60019.603049.830.793532.67-51.143533.28-51.651
0000015.96.7008.303073.51.83533.28-51.653535-52.160
kN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkPakPakN/mkPadegdegmmmmmmmNo.
UbFTRTLEiREiLNrtBaseubRubLWncFranDLZtLZsLx2ZtLZsLx1Slice
LEGENDAWall node=numero nodoEL=quotaSht L=pressione terreno orizzontale totale a sx paratiaSht R=pressione terreno orizzontale totale a dx paratiaShs L=pressione terreno orizzontale efficace a sx paratiaShs R=pressione terreno orizzontale efficace a dx paratiaq=pressioni dovute al sovraccaricoU L=pressione acqua a sx paratiaU R=pressione acqua a dx paratiaM=momento flettente (per metro)V=taglio (per metro)dx=spostamento orizzontaleMcapL=Momento ultimo lato sxMcapR=Momento ultimo lato dxVcapL=Taglio ultimo resistente lato sxVcapR=Taglio ultimo resistente lato dx
9/31
DATI TERRENO
LinearTrueN/AN/A30.334500015000N/AN/AN/A0301920Copertura
ModelNLNLNLNL(kPa)(kPa)(deg)(deg)(kPa)(kPa)(deg)(kN/m3)(kN/m3)
ColorSpringVarykPcvkAcvkPpkApEurEloadFRcvFRpSuC'Frictg dryg totName
-3143.0433.3350--0.50.5--0.35Copertura
(MPa)(kN/m3)(kPa)(kPa)(0 to 1)(0 to 1)--(clays)(clays)v
PLkS.nailsqNailsqSkinaV.EXPaH.EXPnOCRko.NCMin shMin KaPoissonName
gtot=peso specifico /totale terrenogdry=peso secco del terrenoFrict=angolo di attrito di calcoloC'=coesione efficaceSu = Coesione non drenata, parametro attivo per terreni tipo CLAY in condizioni NON drenateDilat=Dilatanza terreno (parametro valido solo in analisi non lineare)Evc=modulo a compressioen vergine molla equivalente terrenoEur=modulo di scarico/ricarico (fase elastica) molla equivalente terrenoKap= coefficiente di spinta attiva di piccoKpp= coefficiente di spinta passiva di piccoKacv= coefficiente di spinta attiva di piccoKpcv= coefficiente di spinta passiva di piccoSpring models= modalità di definizione dei moduli di rigidezza molle terreno (LIN, EXP, SIMC)LIN= Lineare-Elastico-Perfettamente plasticoEXP: esponenziale, SUB: Modulo di reazione del sottosuoloSIMC= Modo semplificato per argille
STRATIGRAFIA TERRENITop Elev= quota superiore stratoSoil type=nome del terrenoOCR=rapporto di sovraconsolidazioneK0=coefficiente di spinta a riposo
0.51Copertura35
KoOCRSoil typeTop elev.
Nome: Boring 1, pos: (-20, 0)
10/31
PARAMETRI DI CALCOLO PER SINGOLA FASESommario delle assunzioni dell'ultima fase
1001001001N/AFree EN/AKpN/AN/AKaConventional-Stage 0
FSpasFSrotFDtoeFSwallInclModelMethoMultPress(%)PressMethod
ToeToeMin ToUsedAxialSupporContleResResistHtr T/Bka-MultDriveAnalysisName
Name=nome fase-----Analysis method=metodo di calcolo
COnventional=analisi all'equilibriolimitesprings UP=analisi non lineare (schema a molle elasto plastiche)DR=analisi per terreni tipo argilla in condizione drenataU=analisi per terreni tipo argilla in condizione NON drenataUp=analisi non drenata solo per i terreni selezionati
----Drive press=Ka=spinta terreno attivaka mult=eventuale moltiplicatore KaHtr T/B (%)=schema pressione attiva di tipo trapezioidaleResit press=Kp=spinta terreno passivaRes Mult=eventuale moltiplicatore KpCOntle Method=Support Model=tipologia vincoli fissi (fixed=fissi)Axial Incl=se azione assiale inclusaUsed FS wall=coeff di riduzione dominio MNMin FD TOe=sicurezza minima per infissione (analisi classica)Toe FS rot=sicurezza a rotazione (analisi classica)Toe FSpas=sicurezza sulle pressioni agenti/resistenti (analisi classica)
Stabilita' del piede
FS infissione per fase
N/AN/A100100100100Stage #0
FS Forza attiva / attiva teoricaFS Pass. mobilizzatoFS LunghezzaFS RotazioneFS PassivoFS minimo al
11/31
Numero di intervalli sulle superfici verticali iniziali e finali = 30Taglio e forze laterali sulle superfici verticali iniziali e finali sono calcolate a partire dalle condizioni a riposoLa capacita' a taglio e' inclusa nella stabilita' delle superfici intersecanti la paratia (nota: per pali collegati = 0)La capacita' SLU dei supporti e' inclusa nella verifcia di stabilita' del pendioAngolo limite passivo non e' usatoAngolo limite attivo non e' usato8 intervallo di raggi e' usatoLa ricerca del raggio finisce alla base del modelloLa ricerca del raggio parte dalla base della paratia + 0 mAlto = 40 m, Basso = 0 m, Spaziatura verticale = 30Sinistra = -20 m, Destra = 20 m, Spaziatura orizzontale = 30Limiti dall'angolo in alto a sinistra della paratiaLarghezza massima concio = 2 mNumero massimo di iterazioni = 100, Tolleranza = 0.001%
Impostazioni stabilita' globale
12/31
Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità del pendio per ogni fase.
FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA' DEL PENDIO
13/31
Analisi di stabilita' del pendio Design Section: 0: DM08_ITA: Comb. 1: A1+M1+R1
Analisi di stabilita' del pendio Stage: 0Analisi di stabilita' del pendio eseguita per questo stage.
Punto critico a x = -49 z= 35 FS= 1.486
000002.41001.6030-32.290.632.532.5-47.0632.532.18-47.579
000005.22004.1030-21.830.5532.532.18-47.5732.531.97-48.088
000005.92.3005.2030-12.420.4932.531.97-48.0832.531.87-48.567
0000011.84.60011.5030-3.070.5432.531.87-48.5633.4431.84-49.16
0000018.87.30019.50306.520.5133.4431.84-49.134.3331.9-49.615
0000018.77.3002003014.810.434.3331.9-49.613532-504
0000036.514.20034.303024.760.73532-503532.29-50.633
0000027.310.60024.403036.870.643532.29-50.633532.67-51.142
0000024.99.70019.603049.830.793532.67-51.143533.28-51.651
0000018.57.2008.303073.51.83533.28-51.653535-52.160
kN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkPakPakN/mkPadegdegmmmmmmmNo.
UbFTRTLEiREiLNrtBaseubRubLWncFranDLZtLZsLx2ZtLZsLx1Slice
LEGENDAWall node=numero nodoEL=quotaSht L=pressione terreno orizzontale totale a sx paratiaSht R=pressione terreno orizzontale totale a dx paratiaShs L=pressione terreno orizzontale efficace a sx paratiaShs R=pressione terreno orizzontale efficace a dx paratiaq=pressioni dovute al sovraccaricoU L=pressione acqua a sx paratiaU R=pressione acqua a dx paratiaM=momento flettente (per metro)V=taglio (per metro)dx=spostamento orizzontaleMcapL=Momento ultimo lato sxMcapR=Momento ultimo lato dxVcapL=Taglio ultimo resistente lato sxVcapR=Taglio ultimo resistente lato dx
15/31
DATI TERRENO
LinearTrueN/AN/A30.334500015000N/AN/AN/A0301920Copertura
ModelNLNLNLNL(kPa)(kPa)(deg)(deg)(kPa)(kPa)(deg)(kN/m3)(kN/m3)
ColorSpringVarykPcvkAcvkPpkApEurEloadFRcvFRpSuC'Frictg dryg totName
-3143.0433.3350--0.50.5--0.35Copertura
(MPa)(kN/m3)(kPa)(kPa)(0 to 1)(0 to 1)--(clays)(clays)v
PLkS.nailsqNailsqSkinaV.EXPaH.EXPnOCRko.NCMin shMin KaPoissonName
gtot=peso specifico /totale terrenogdry=peso secco del terrenoFrict=angolo di attrito di calcoloC'=coesione efficaceSu = Coesione non drenata, parametro attivo per terreni tipo CLAY in condizioni NON drenateDilat=Dilatanza terreno (parametro valido solo in analisi non lineare)Evc=modulo a compressioen vergine molla equivalente terrenoEur=modulo di scarico/ricarico (fase elastica) molla equivalente terrenoKap= coefficiente di spinta attiva di piccoKpp= coefficiente di spinta passiva di piccoKacv= coefficiente di spinta attiva di piccoKpcv= coefficiente di spinta passiva di piccoSpring models= modalità di definizione dei moduli di rigidezza molle terreno (LIN, EXP, SIMC)LIN= Lineare-Elastico-Perfettamente plasticoEXP: esponenziale, SUB: Modulo di reazione del sottosuoloSIMC= Modo semplificato per argille
STRATIGRAFIA TERRENITop Elev= quota superiore stratoSoil type=nome del terrenoOCR=rapporto di sovraconsolidazioneK0=coefficiente di spinta a riposo
0.51Copertura35
KoOCRSoil typeTop elev.
Nome: Boring 1, pos: (-20, 0)
16/31
PARAMETRI DI CALCOLO PER SINGOLA FASESommario delle assunzioni dell'ultima fase
1001001001N/AFree EN/AKpN/AN/AKaConventional-Stage 0
FSpasFSrotFDtoeFSwallInclModelMethoMultPress(%)PressMethod
ToeToeMin ToUsedAxialSupporContleResResistHtr T/Bka-MultDriveAnalysisName
Name=nome fase-----Analysis method=metodo di calcolo
COnventional=analisi all'equilibriolimitesprings UP=analisi non lineare (schema a molle elasto plastiche)DR=analisi per terreni tipo argilla in condizione drenataU=analisi per terreni tipo argilla in condizione NON drenataUp=analisi non drenata solo per i terreni selezionati
----Drive press=Ka=spinta terreno attivaka mult=eventuale moltiplicatore KaHtr T/B (%)=schema pressione attiva di tipo trapezioidaleResit press=Kp=spinta terreno passivaRes Mult=eventuale moltiplicatore KpCOntle Method=Support Model=tipologia vincoli fissi (fixed=fissi)Axial Incl=se azione assiale inclusaUsed FS wall=coeff di riduzione dominio MNMin FD TOe=sicurezza minima per infissione (analisi classica)Toe FS rot=sicurezza a rotazione (analisi classica)Toe FSpas=sicurezza sulle pressioni agenti/resistenti (analisi classica)
Stabilita' del piede
FS infissione per fase
N/AN/A100100100100Stage #0
FS Forza attiva / attiva teoricaFS Pass. mobilizzatoFS LunghezzaFS RotazioneFS PassivoFS minimo al
17/31
Numero di intervalli sulle superfici verticali iniziali e finali = 30Taglio e forze laterali sulle superfici verticali iniziali e finali sono calcolate a partire dalle condizioni a riposoLa capacita' a taglio e' inclusa nella stabilita' delle superfici intersecanti la paratia (nota: per pali collegati = 0)La capacita' SLU dei supporti e' inclusa nella verifcia di stabilita' del pendioAngolo limite passivo non e' usatoAngolo limite attivo non e' usato8 intervallo di raggi e' usatoLa ricerca del raggio finisce alla base del modelloLa ricerca del raggio parte dalla base della paratia + 0 mAlto = 40 m, Basso = 0 m, Spaziatura verticale = 30Sinistra = -20 m, Destra = 20 m, Spaziatura orizzontale = 30Limiti dall'angolo in alto a sinistra della paratiaLarghezza massima concio = 2 mNumero massimo di iterazioni = 100, Tolleranza = 0.001%
Impostazioni stabilita' globale
18/31
Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità del pendio per ogni fase.
FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA' DEL PENDIO
19/31
Analisi di stabilita' del pendio Design Section: 0: DM08_ITA: Comb. 2: A2+M2+R1
Analisi di stabilita' del pendio Stage: 0Analisi di stabilita' del pendio eseguita per questo stage.
Punto critico a x = -49 z= 35 FS= 1.201
000002.40.9001.6024.79-32.290.632.532.5-47.0632.532.18-47.579
000005.22004.1024.79-21.830.5532.532.18-47.5732.531.97-48.088
000005.92.3005.2024.79-12.420.4932.531.97-48.0832.531.87-48.567
0000011.84.50011.5024.79-3.070.5432.531.87-48.5633.4431.84-49.16
0000018.87.20019.5024.796.520.5133.4431.84-49.134.3331.9-49.615
0000018.77.20020024.7914.810.434.3331.9-49.613532-504
0000035.913.80034.3024.7924.760.73532-503532.29-50.633
0000026.910.30024.4024.7936.870.643532.29-50.633532.67-51.142
0000024.49.40019.6024.7949.830.793532.67-51.143533.28-51.651
0000017.96.9008.3024.7973.51.83533.28-51.653535-52.160
kN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkPakPakN/mkPadegdegmmmmmmmNo.
UbFTRTLEiREiLNrtBaseubRubLWncFranDLZtLZsLx2ZtLZsLx1Slice
LEGENDAWall node=numero nodoEL=quotaSht L=pressione terreno orizzontale totale a sx paratiaSht R=pressione terreno orizzontale totale a dx paratiaShs L=pressione terreno orizzontale efficace a sx paratiaShs R=pressione terreno orizzontale efficace a dx paratiaq=pressioni dovute al sovraccaricoU L=pressione acqua a sx paratiaU R=pressione acqua a dx paratiaM=momento flettente (per metro)V=taglio (per metro)dx=spostamento orizzontaleMcapL=Momento ultimo lato sxMcapR=Momento ultimo lato dxVcapL=Taglio ultimo resistente lato sxVcapR=Taglio ultimo resistente lato dx
21/31
DATI TERRENO
LinearTrueN/AN/A30.334500015000N/AN/AN/A0301920Copertura
ModelNLNLNLNL(kPa)(kPa)(deg)(deg)(kPa)(kPa)(deg)(kN/m3)(kN/m3)
ColorSpringVarykPcvkAcvkPpkApEurEloadFRcvFRpSuC'Frictg dryg totName
-3143.0433.3350--0.50.5--0.35Copertura
(MPa)(kN/m3)(kPa)(kPa)(0 to 1)(0 to 1)--(clays)(clays)v
PLkS.nailsqNailsqSkinaV.EXPaH.EXPnOCRko.NCMin shMin KaPoissonName
gtot=peso specifico /totale terrenogdry=peso secco del terrenoFrict=angolo di attrito di calcoloC'=coesione efficaceSu = Coesione non drenata, parametro attivo per terreni tipo CLAY in condizioni NON drenateDilat=Dilatanza terreno (parametro valido solo in analisi non lineare)Evc=modulo a compressioen vergine molla equivalente terrenoEur=modulo di scarico/ricarico (fase elastica) molla equivalente terrenoKap= coefficiente di spinta attiva di piccoKpp= coefficiente di spinta passiva di piccoKacv= coefficiente di spinta attiva di piccoKpcv= coefficiente di spinta passiva di piccoSpring models= modalità di definizione dei moduli di rigidezza molle terreno (LIN, EXP, SIMC)LIN= Lineare-Elastico-Perfettamente plasticoEXP: esponenziale, SUB: Modulo di reazione del sottosuoloSIMC= Modo semplificato per argille
STRATIGRAFIA TERRENITop Elev= quota superiore stratoSoil type=nome del terrenoOCR=rapporto di sovraconsolidazioneK0=coefficiente di spinta a riposo
0.51Copertura35
KoOCRSoil typeTop elev.
Nome: Boring 1, pos: (-20, 0)
22/31
PARAMETRI DI CALCOLO PER SINGOLA FASESommario delle assunzioni dell'ultima fase
1001001001N/AFree EN/AKpN/AN/AKaConventional-Stage 0
FSpasFSrotFDtoeFSwallInclModelMethoMultPress(%)PressMethod
ToeToeMin ToUsedAxialSupporContleResResistHtr T/Bka-MultDriveAnalysisName
Name=nome fase-----Analysis method=metodo di calcolo
COnventional=analisi all'equilibriolimitesprings UP=analisi non lineare (schema a molle elasto plastiche)DR=analisi per terreni tipo argilla in condizione drenataU=analisi per terreni tipo argilla in condizione NON drenataUp=analisi non drenata solo per i terreni selezionati
----Drive press=Ka=spinta terreno attivaka mult=eventuale moltiplicatore KaHtr T/B (%)=schema pressione attiva di tipo trapezioidaleResit press=Kp=spinta terreno passivaRes Mult=eventuale moltiplicatore KpCOntle Method=Support Model=tipologia vincoli fissi (fixed=fissi)Axial Incl=se azione assiale inclusaUsed FS wall=coeff di riduzione dominio MNMin FD TOe=sicurezza minima per infissione (analisi classica)Toe FS rot=sicurezza a rotazione (analisi classica)Toe FSpas=sicurezza sulle pressioni agenti/resistenti (analisi classica)
Stabilita' del piede
FS infissione per fase
N/AN/A100100100100Stage #0
FS Forza attiva / attiva teoricaFS Pass. mobilizzatoFS LunghezzaFS RotazioneFS PassivoFS minimo al
23/31
Numero di intervalli sulle superfici verticali iniziali e finali = 30Taglio e forze laterali sulle superfici verticali iniziali e finali sono calcolate a partire dalle condizioni a riposoLa capacita' a taglio e' inclusa nella stabilita' delle superfici intersecanti la paratia (nota: per pali collegati = 0)La capacita' SLU dei supporti e' inclusa nella verifcia di stabilita' del pendioAngolo limite passivo non e' usatoAngolo limite attivo non e' usato8 intervallo di raggi e' usatoLa ricerca del raggio finisce alla base del modelloLa ricerca del raggio parte dalla base della paratia + 0 mAlto = 40 m, Basso = 0 m, Spaziatura verticale = 30Sinistra = -20 m, Destra = 20 m, Spaziatura orizzontale = 30Limiti dall'angolo in alto a sinistra della paratiaLarghezza massima concio = 2 mNumero massimo di iterazioni = 100, Tolleranza = 0.001%
Impostazioni stabilita' globale
24/31
Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità del pendio per ogni fase.
FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA' DEL PENDIO
25/31
Analisi di stabilita' del pendio Design Section: 0: DM08_ITA: EQK - GEO
Analisi di stabilita' del pendio Stage: 0Analisi di stabilita' del pendio eseguita per questo stage.
Punto critico a x = -49 z= 35 FS= 1.102
000002.51.1001.6024.79-32.290.632.532.5-47.0632.532.18-47.579
000005.32.2004.1024.79-21.830.5532.532.18-47.5732.531.97-48.088
000005.92.5005.2024.79-12.420.4932.531.97-48.0832.531.87-48.567
0000011.84.90011.5024.79-3.070.5432.531.87-48.5633.4431.84-49.16
0000018.87.90019.5024.796.520.5133.4431.84-49.134.3331.9-49.615
0000018.67.80020024.7914.810.434.3331.9-49.613532-504
0000034.614.50034.3024.7924.760.73532-503532.29-50.633
0000025.610.70024.4024.7936.870.643532.29-50.633532.67-51.142
00000239.60019.6024.7949.830.793532.67-51.143533.28-51.651
0000015.96.7008.3024.7973.51.83533.28-51.653535-52.160
kN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkPakPakN/mkPadegdegmmmmmmmNo.
UbFTRTLEiREiLNrtBaseubRubLWncFranDLZtLZsLx2ZtLZsLx1Slice
LEGENDAWall node=numero nodoEL=quotaSht L=pressione terreno orizzontale totale a sx paratiaSht R=pressione terreno orizzontale totale a dx paratiaShs L=pressione terreno orizzontale efficace a sx paratiaShs R=pressione terreno orizzontale efficace a dx paratiaq=pressioni dovute al sovraccaricoU L=pressione acqua a sx paratiaU R=pressione acqua a dx paratiaM=momento flettente (per metro)V=taglio (per metro)dx=spostamento orizzontaleMcapL=Momento ultimo lato sxMcapR=Momento ultimo lato dxVcapL=Taglio ultimo resistente lato sxVcapR=Taglio ultimo resistente lato dx
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DATI TERRENO
LinearTrueN/AN/A30.334500015000N/AN/AN/A0301920Copertura
ModelNLNLNLNL(kPa)(kPa)(deg)(deg)(kPa)(kPa)(deg)(kN/m3)(kN/m3)
ColorSpringVarykPcvkAcvkPpkApEurEloadFRcvFRpSuC'Frictg dryg totName
-3143.0433.3350--0.50.5--0.35Copertura
(MPa)(kN/m3)(kPa)(kPa)(0 to 1)(0 to 1)--(clays)(clays)v
PLkS.nailsqNailsqSkinaV.EXPaH.EXPnOCRko.NCMin shMin KaPoissonName
gtot=peso specifico /totale terrenogdry=peso secco del terrenoFrict=angolo di attrito di calcoloC'=coesione efficaceSu = Coesione non drenata, parametro attivo per terreni tipo CLAY in condizioni NON drenateDilat=Dilatanza terreno (parametro valido solo in analisi non lineare)Evc=modulo a compressioen vergine molla equivalente terrenoEur=modulo di scarico/ricarico (fase elastica) molla equivalente terrenoKap= coefficiente di spinta attiva di piccoKpp= coefficiente di spinta passiva di piccoKacv= coefficiente di spinta attiva di piccoKpcv= coefficiente di spinta passiva di piccoSpring models= modalità di definizione dei moduli di rigidezza molle terreno (LIN, EXP, SIMC)LIN= Lineare-Elastico-Perfettamente plasticoEXP: esponenziale, SUB: Modulo di reazione del sottosuoloSIMC= Modo semplificato per argille
STRATIGRAFIA TERRENITop Elev= quota superiore stratoSoil type=nome del terrenoOCR=rapporto di sovraconsolidazioneK0=coefficiente di spinta a riposo
0.51Copertura35
KoOCRSoil typeTop elev.
Nome: Boring 1, pos: (-20, 0)
28/31
PARAMETRI DI CALCOLO PER SINGOLA FASESommario delle assunzioni dell'ultima fase
1001001001N/AFree EN/AKpN/AN/AKaConventional-Stage 0
FSpasFSrotFDtoeFSwallInclModelMethoMultPress(%)PressMethod
ToeToeMin ToUsedAxialSupporContleResResistHtr T/Bka-MultDriveAnalysisName
Name=nome fase-----Analysis method=metodo di calcolo
COnventional=analisi all'equilibriolimitesprings UP=analisi non lineare (schema a molle elasto plastiche)DR=analisi per terreni tipo argilla in condizione drenataU=analisi per terreni tipo argilla in condizione NON drenataUp=analisi non drenata solo per i terreni selezionati
----Drive press=Ka=spinta terreno attivaka mult=eventuale moltiplicatore KaHtr T/B (%)=schema pressione attiva di tipo trapezioidaleResit press=Kp=spinta terreno passivaRes Mult=eventuale moltiplicatore KpCOntle Method=Support Model=tipologia vincoli fissi (fixed=fissi)Axial Incl=se azione assiale inclusaUsed FS wall=coeff di riduzione dominio MNMin FD TOe=sicurezza minima per infissione (analisi classica)Toe FS rot=sicurezza a rotazione (analisi classica)Toe FSpas=sicurezza sulle pressioni agenti/resistenti (analisi classica)
Stabilita' del piede
FS infissione per fase
N/AN/A100100100100Stage #0
FS Forza attiva / attiva teoricaFS Pass. mobilizzatoFS LunghezzaFS RotazioneFS PassivoFS minimo al
29/31
Numero di intervalli sulle superfici verticali iniziali e finali = 30Taglio e forze laterali sulle superfici verticali iniziali e finali sono calcolate a partire dalle condizioni a riposoLa capacita' a taglio e' inclusa nella stabilita' delle superfici intersecanti la paratia (nota: per pali collegati = 0)La capacita' SLU dei supporti e' inclusa nella verifcia di stabilita' del pendioAngolo limite passivo non e' usatoAngolo limite attivo non e' usato8 intervallo di raggi e' usatoLa ricerca del raggio finisce alla base del modelloLa ricerca del raggio parte dalla base della paratia + 0 mAlto = 40 m, Basso = 0 m, Spaziatura verticale = 30Sinistra = -20 m, Destra = 20 m, Spaziatura orizzontale = 30Limiti dall'angolo in alto a sinistra della paratiaLarghezza massima concio = 2 mNumero massimo di iterazioni = 100, Tolleranza = 0.001%
Impostazioni stabilita' globale
30/31
Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità del pendio per ogni fase.
FASI DI SCAVO E VERIFICA DI STABILITA' DEL PENDIO
31/31
Analisi di stabilita' del pendio Design Section: 0: DM08_ITA: EQK - STR
Analisi di stabilita' del pendio Stage: 0Analisi di stabilita' del pendio eseguita per questo stage.
Punto critico a x = -49 z= 35 FS= 1.378
000002.51.1001.6030-32.290.632.532.5-47.0632.532.18-47.579
000005.32.2004.1030-21.830.5532.532.18-47.5732.531.97-48.088
000005.92.5005.2030-12.420.4932.531.97-48.0832.531.87-48.567
0000011.84.90011.5030-3.070.5432.531.87-48.5633.4431.84-49.16
0000018.87.90019.50306.520.5133.4431.84-49.134.3331.9-49.615
0000018.67.8002003014.810.434.3331.9-49.613532-504
0000034.614.50034.303024.760.73532-503532.29-50.633
0000025.610.70024.403036.870.643532.29-50.633532.67-51.142
00000239.60019.603049.830.793532.67-51.143533.28-51.651
0000015.96.7008.303073.51.83533.28-51.653535-52.160
kN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkN/mkPakPakN/mkPadegdegmmmmmmmNo.
UbFTRTLEiREiLNrtBaseubRubLWncFranDLZtLZsLx2ZtLZsLx1Slice
LEGENDAWall node=numero nodoEL=quotaSht L=pressione terreno orizzontale totale a sx paratiaSht R=pressione terreno orizzontale totale a dx paratiaShs L=pressione terreno orizzontale efficace a sx paratiaShs R=pressione terreno orizzontale efficace a dx paratiaq=pressioni dovute al sovraccaricoU L=pressione acqua a sx paratiaU R=pressione acqua a dx paratiaM=momento flettente (per metro)V=taglio (per metro)dx=spostamento orizzontaleMcapL=Momento ultimo lato sxMcapR=Momento ultimo lato dxVcapL=Taglio ultimo resistente lato sxVcapR=Taglio ultimo resistente lato dx
Verifica delle tubazioni principali in presenza di falda e
con esecuzione di rinterro eseguito senza compattazione