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RELAZIONE GEOTECNICA (ai sensi delle NTC 2008 CAP. 6 e CIRCOLARE 617/2009 punto C6.2.2.5)

1. Generalità OGGETTO Realizzazione di un Bocciodromo in località Serralonga. COMUNE: Acri TIPOLOGIA STRUTTURALE Struttura intelaiata in cemento armato. TIPOLOGIA FONDAZIONI Fondazioni dirette a graticcio di travi rovesce in cemento armato e pali di fondazione NORMATIVA: D.M.14/01/2008 APPROCCIO VERIFICA GEO:

Approccio 1 PARAMETRI SISMICI

Latitudine: 39,5089 Longitudine: 16,4356 Classe d’uso: III Vita nominale:50 Categoria sottosuolo: C Categoria topografica: T1 Coefficiente cu: 1,5 Per quanto riguarda i contenuti riguardanti la descrizione del programma delle indagini e delle prove geotecniche, nonché planimetria e ubicazione delle osservazioni, si rimanda agli elaborati: relazione geologica, sulla pericolosità simica di base e prove, redatti a cura del Geol.Dott. Massimo Conforti.

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2. Premessa

La presente relazione, risulta parte integrante del progetto per la realizzazione di un Bocciodromo, da realizzarsi nel Comune di Acri (CS), in località Serralonga. Dalle indagini effettuate dal geologo si è messo in luce un quadro con le caratteristiche stratigrafiche e geotecniche dell’area di progetto del bocciodromo, cosi come riportata in figura in alto (modello geologico). La stratigrafia mette in evidenza la presenza di terreni con caratteristiche geotecniche scadenti superficiali e, migliori man mano che si va verso gli strati più profondi. Tale litotipo si estende ( per come mostrato nella seguente figura, muovendosi in senso trasversale da p1 verso p3)

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per buona parte sull’area di impronta della struttura, comportando nella scelta progettuale l’inserimento al di sotto delle travi rovesce, l’aggiunta di fondazioni profonde quali i pali di fondazione nell’area interessata, con il vantaggio di ridurre i cedimenti a lungo termine, potendo sfruttare la resistenza (sia per attrito che alla punta) degli strati di terreno profondi e adeguatamente portanti. I pali hanno una profondità variabile, in virtù della stratigrafia del sito e tale che, ogni palo sia in grado di trasmettere le sollecitazioni in fondazione agli strati geologicamente migliori, superando gli strati scadenti dal punto di vista geomorfologico e geotecnico.

L’ingombro massimo della struttura risulta essere di dimensioni in pianta pari a circa 42,40 ml x 13,10 ml. L’opera di fondazione del bocciodromo sarà costituita da un graticcio di travi rovesce in c.a. di sezione rettangolare, della dimensione di 60x80cm, dove per una parte sarà prevista l’inserimento di pali di fondazione del diametro di 60 cm. Gli elementi che costituiscono l’opera di fondazione le cui dimensioni, opportunamente verificate, vengono riportate negli elaborati grafici di progetto e nella “relazione sulle fondazioni” all’interno della quale sono riportati i valori delle sollecitazioni agenti sul piano di posa.

3. Caratterizzazione

Dalla Relazione Geologica redatta dal Geologo Dott. Massimo Conforti risulta che “nell’area in oggetto è presente un terreno costituito da una coltre superficiale di terreno costipato, da un sottostante substrato di terreno di riporto sciolto e terreno sabbioso poco addensato e da un’ulteriore substrato di terreno sabbioso di alterazione granitica. Nelle specifico, lo strato di posa del piano di fondazioni presenta i seguenti parametri geotecnici:

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1. Terreno di riporto costipato (coltre superficiale)

- Peso di volume naturale 1800 Kg/mc

- Angolo di attrito interno 28-29 DEG

- Coesione C 0 KPa

- Modulo di Young 137 kg/cm2

2. Complesso Granitico alterato e fratturato

- Peso di volume naturale 1470 KN/mc

- Angolo di attrito interno 23,5 DEG

- Coesione C 0 KPa

- Modulo di Young 149 kg/cm2

3. Sabbione di alterazione granitica

- Peso di volume naturale 2100 KN/mc

- Angolo di attrito interno 31-32 DEG

- Coesione C 5 KPa

- Modulo di Young 196-254 kg/cm2

- Costante (K) di Winkler 2,5

4. Carico limite

Nel calcolo delle fondazioni, si è tenuto conto dello strato sul quale poggia effettivamente la struttura e, della interazione del cuneo di spinta con lo strato (o gli strati) sottostanti. Il calcolo è effettuato considerando l’insieme costituito da fondazioni superficiali (travi rovesce con sezione rettangolare) e fondazioni profonde (pali trivellati). Si tratta pertanto di una tipologia di fondazioni miste. Il calcolo viene effettuato tenendo conto del complesso fondazioni superficiali - pali di fondazione. In virtù di quanto previsto e dettato dal paragrafo 6.4.3.3 delle NTC 2008, la verifica deve essere condotta con l’Approccio 2 considerando la combinazione (A1+M1+R3).

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5. Fondazioni superficiali

Le fondazioni superficiali, data la larghezza delle stesse e lo spessore degli strati, interagiscono direttamente sullo strato più superficiale. A vantaggio di sicurezza e, tenendo conto delle caratteristiche fisico meccaniche dei primi due strati, con lo strato inferiore meno resistente di quello superficiale, si tiene conto dei parametri geotecnici del primo strato, sensibilmente ridotti, di seguito riportati: Terreno di riporto costipato (coltre superficiale)

- Peso di volume naturale 1700 Kg/mc

- Angolo di attrito interno 27.5 DEG

- Coesione C 0 KPa

- Modulo di Young 140 kg/cm2

Il calcolo del carico limite qu è stato eseguito utilizzando la Formula di Hansen, in base al quale

qu = cNcscdcicgcbc + qNqsqdqiqgqbq + 0.5BγNγsγdγiγgγbγ

in cui dc, dq, dγ, sono i fattori di profondità; sc, sq, sγ, sono i fattori di forma; ic, iq, iγ, sono i fattori di inclinazione del carico; bc, bq, bγ, sono i fattori di inclinazione del piano di posa; gc, gq, gγ, sono i fattori che tengono conto del fatto che la fondazione poggi su un terreno in pendenza. I fattori Nc, Nq, Nγ sono espressi come: Nq = eπtgφKp Nc = (Nq - 1)ctgφ Nγ = 1.5(Nq - 1)tgφ I fattori vengono invece determinati in base alle guenti espressioni: Fattori di forma Nq B per φ>0 sc = 1 + ––––– ––––– Nc L B sq = 1 + ––––– tgφ L

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B sγ = 1 - 0.4 ––––– L Fattori di profondità Si definisce il parametro k come D D k = ––––– se ––––– <= 1 B B D D k = arctg ––––– se ––––– > 1 B I vari coefficienti si esprimono come per φ=0 dc = 0.4k per φ>0 dc = 1 + 0.4k dq = 1+2tgφ(1-sinφ)2k γ = 1 Fattori di inclinazione del carico Indichiamo con V e H le componenti del carico rispettivamente perpendicolare e parallela alla base e con Af l'area efficace della fondazione ottenuta come Af = B'xL' (B' e L' sono legate alle dimensioni effettive della fondazione B, L e all'eccentricità del carico eB, eL dalle relazioni B' = B-2eB L' = L- 2eL) e con η l'angolo di inclinazione della fondazione espresso in gradi (η=0 per fondazione orizzontale). I fattori di inclinazione del carico si esprimono come: H per φ = 0 ic = 1/2(1-√[1- –––––]) Afca 1 - iq per φ > 0 ic = iq - –––––––– Nq - 1 0.5H iq = (1 - ––––––––––––––––)5 V + Afcactgφ

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0.7H per η = 0 iγ = (1 - ––––––––––––––––)5 V + Afcactgφ (0.7-η°/450°)H per η > 0 iγ = (1 - –––––––––––––––––––––––)5 V + Afcactgφ Fattori di inclinazione del piano di posa della fondazione η° per φ=0 bc = ––––––––– 147° η° per φ>0 bc = 1 - –––––––– 147° bq = e-2ηtgφ bγ = e-2.7ηtgφ Fattori di inclinazione del terreno Indicando con β la pendenza del pendio i fattori g si ottengono dalle espressioni seguenti: β° per φ=0 gc = ––––––––– 147° β° per φ>0 gc = 1 - –––––––– 147° gq = gγ = (1-0.05tgβ)5 Per poter applicare la formula di Hansen devono risultare verificate le seguenti condizioni: H < Vtgδ + Afca β <= φ iq, iγ > 0 β + η <= 90°

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5.1 Risultati di calcolo secondo le NTC 2008 (D.M. 14 Gennaio 08)

Approccio 1

Verifiche nei confronti dello SLU

Ed ≤ Rd (Effetto delle azioni ≤ Resistenza di progetto)

Nel calcolo di Ed e Rd è necessario moltiplicare le azioni di progetto per il coefficiente parziale γF e

dividere i parametri di progetto per il coefficiente parziale γM, secondo le combinazioni fornite

dalla normativa in relazione a ciascuna opera geotecnica.

La resistenza di progetto Rd = (1/γR) · Rk

Combinazioni per l’utilizzo dei coefficienti parziali Verifiche

Combinazioni

Collasso per carico limite

Approccio2: Combinazione 1: (A1 + M1 + R3)

CARICHI EFFETTO coefficienti parziale

EQU (A1) STR

(A2) GEO

favorevole 0.9 1.0 1.0 Permanenti sfavorevole

γ G1 1.1 1.3 1.0

favorevole

0.0 0.0 0.0 Permanenti non

strutturali sfavorevole

γ G2

1.5 1.5 1.3 favorevole

0.0 0.0 0.0 variabili

sfavorevole

γQi

1.5 1.5 1.3

Tabella 1 – Coefficienti parziali per le azioni o per l’effetto delle azioni

PARAMETRO GRANDEZZA ALLA QUALE APPLICARE IL

COEFFICIENTE PARZIALE

coefficienti parziale γM

(M1)

(M2)

Tangente dell’angolo di resistenza a taglio

tan Φ’K γΦ’ 1.0 1.25

Coesione efficace c’k γC’ 1.0 1.25

Resistenza non drenata

cuk γCu 1.0 1.4

Peso dell’unità di volume

γ γγ 1.0 1.0

Tabella 2 – Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno

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Simbolo Pali infissi Pali trivellati

Pali ad elica continua

Resistenza

γR (R1) (R2) (R3) (R1) (R2) (R3) (R1) (R2) (R3) Base

γb 1.0 1.45 1.15 1.0 1.70 1.35 1.0 1.60 1.30

Laterale in compressione

γs 1.0 1.45 1.15 1.0 1.45 1.0 1.0 1.45 1.15

Totale γt 1.0 1.45 1.15 1.0 1.60 1.30 1.0 1.55 1.25

Laterale in trazione

γst 1.0 1.60 1.25 1.0 1.60 1.25 1.0 1.60 1.25

Tabella 3 – Coefficienti parziali da applicare alle resistenze caratteristiche

Verifica Coefficiente

parziale (R1)

Coefficiente parziale

(R2)

Coefficiente parziale

(R3)

Capacità portante γR = 1.0 γR = 1.8 γR = 2.3 Scorrimento γR = 1.0 γR = 1.1 γR = 1.1

Tabella 4– Coefficienti parziali γR per le verifiche agli S.L.U. di fondazioni superficiali

Coefficiente

parziale (R1)

Coefficiente parziale

(R2)

Coefficiente parziale

(R3)

γT = 1.0 γT = 1.6 γT = 1.3 Tabella 5– Coefficienti parziali γT per le verifiche agli S.L.U. dei pali soggetti a carichi trasversali

Applicando le NTC 2008 (D.M. 14 Gennaio 08), e tenendo conto dei parametri relativi alla Combinazione 1 dell’approccio 2 (A1+M1+R3), vengono effettuate le verifiche agli SLU, nei confronti dei meccanismi di rottura per carico limite. CALCOLO CAPACITÀ PORTANTE LIMITE: APPROCCIO 2 - COMBINAZIONE (A1+M1+R3) Calcolo capacità portante di una fondazione superficiale Metodo di Hansen

Capacità portante 644595 Kg

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Qult (Kg/cmq) 2.56

Rd = Qult/ γR = 2.56/2.3 = 1.11 (Kg/cmq)

Nc = 24.850 Nq= 13.936 Nga= 10.101

Fattori di forma

sc = 1.000 sq= 1.000 sga= 1.000

Fattori di profondità del piano di posa

dc = 1.393 dq= 1.296 dga= 1.000

Fattori di inclinazione del carico

ic = 0.783 iq= 0.799 iga= 0.728

Fattori di inclinazione del piano di posa

gc = 1.000 gq= 1.000 gga= 1.000

Fattori di inclinazione del pendio

bc = 1.000 bq= 1.000 bga= 1.000

Fattori di capacità portante corretti

Nc'= 27.108 Nq'= 14.429 Nga'= 7.351

5.2 Quadro riassuntivo dei risultati

Le NTC 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008), esaminano le verifiche di sicurezza secondo quanto previsto dagli Stati limiti ultimi che si riferiscono allo sviluppo di meccanismi di collasso determinati dalla mobilitazione della resistenza del terreno interagente con le fondazioni e al raggiungimento della resistenza degli elementi strutturali che compongono la fondazione stessa.

Nella fattispecie deve essere rispettata la condizione Ed ≤ Rd (Effetto delle azioni ≤ Resistenza di

progetto). Le azioni agenti sul terreno e riportati all’interno dell’elaborato “Relazione di calcolo strutturale ”, variano il loro effetto a secondo se calcolate attraverso l’approccio 1 o secondo l’approccio 2. Di seguito, all’interno della Tabella 6 vengono riportati i valori massimi relativi all’approccio 2, combinazione 1.

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Combinazione Asta N.in. N.fin. SigmaMax SigmaMin

kg/cmq 1 9003 197 41 0.93 0.26 2 9003 197 41 0.93 0.26 3 9003 197 41 0.93 0.26 4 9003 197 41 0.93 0.26 5 9003 197 41 0.99 0.26 6 9003 197 41 0.99 0.26 7 9003 197 41 0.99 0.26 8 9003 197 41 0.99 0.26 9 9003 197 41 0.91 0.26

10 9003 197 41 0.91 0.26 11 9003 197 41 0.91 0.26 12 9003 197 41 0.91 0.26

13-I-1 9003 197 41 0.61 0.17 13-I-2 9003 197 41 0.61 0.17 13-I-3 9003 197 41 0.61 0.17 13-I-4 9003 197 41 0.61 0.17

13-II-1 9003 41 198 0.61 0.17 13-II-2 9003 41 198 0.61 0.17 13-II-3 9003 41 198 0.61 0.17 13-II-4 9003 41 198 0.61 0.17 14-I-1 9003 197 41 0.51 0.17 14-I-2 9001 42 43 0.53 0.17 14-I-3 9003 197 41 0.51 0.17 14-I-4 9001 42 43 0.53 0.17

14-II-1 9003 197 41 0.64 0.17 14-II-2 9003 197 41 0.64 0.17 14-II-3 9003 197 41 0.64 0.17 14-II-4 9003 197 41 0.64 0.17 15-I-1 9003 197 41 0.61 0.17 15-I-2 9003 197 41 0.61 0.17 15-I-3 9003 197 41 0.61 0.17 15-I-4 9003 197 41 0.61 0.17

15-II-1 9003 41 198 0.61 0.17 15-II-2 9003 41 198 0.61 0.17 15-II-3 9003 41 198 0.61 0.17 15-II-4 9003 41 198 0.61 0.17 16-I-1 9001 42 43 0.53 0.17 16-I-2 9001 42 43 0.53 0.17 16-I-3 9003 197 41 0.51 0.17 16-I-4 9003 197 41 0.51 0.17

16-II-1 9003 197 41 0.64 0.17 16-II-2 9003 197 41 0.64 0.17 16-II-3 9003 197 41 0.64 0.17

Tabella 6 – Valori delle massime tensioni sul terreno delle fondazioni (Appr. 2 Comb. 1) Il confronto tra i valori agenti (Ed) e resistenti (Rd), vengono mostrati nella seguente Tabella 7

Approccio 2 Ed (Kg/cmq) Rd (Kg/cmq)

Combinazione (A1+M1+R3) 0.99 1.11 Tabella 7 - Verifica Capacità limite terreno fondazione

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Come si evince dai risultati mostrati nella Tabella7, la relazione Ed ≤ Rd (Effetto delle azioni ≤

Resistenza di progetto) viene rispettata per l’approccio 2. Pertanto la verifica degli Stati limiti ultimi applicata al calcolo del carico limite terreno fondazione viene pienamente soddisfatta.

5.3 Verifica agli SLE delle fondazioni superficiali Per quanto riguarda la verifica agli SLE e, in particolare ai cedimenti, in relazione ai carichi

agenti, la cui σmax sul terreno è pari a 0.99 kg/cm2 ed alla morfologia del terreno in questione, considerando un terreno di tipo elastico con costante di Winkler K pari a 3-4 kg/cm3 i cedimenti

risultano essere contenuti nel valore limite massimo di ε = =Kmaxσ 0,3 ÷ 0,4 cm.

Valori, la cui entità è pienamente ammissibile e compatibile con la natura e la funzionalità dell’opera in progetto.

6. Pali di fondazione

Modello di Calcolo del palo

Carico limite verticale

La valutazione del carico limite verticale del palo è effettuato attraverso le formule statiche. Ai fini del calcolo, il carico limite di un palo Qlim viene convenzionalmente suddiviso in due aliquote, la resistenza alla punta P e la resistenza laterale S:

dove con 'p' si indica la resistenza unitaria alla punta, con 's' la resistenza allo scorrimento all'interfaccia laterale palo-terreno, con 'd' il diametro e con 'L' la lunghezza del palo. La suddivisione è convenzionale in quanto gli sforzi laterali ed alla punta vengono mobilitati con il cedimento secondo leggi alquanto diverse e non necessariamente monotonicamente crescenti; pertanto non è detto che, a rottura, siano contemporaneamente agenti le resistenze massime P ed S. Nel calcolo di 'p' ed 's' si prescinde dall' interazione dei due fenomeni di rottura.

Resistenza alla punta

Come per le fondazioni dirette si pone:

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dove σvl rappresenta la tensione litostatica verticale alla profondità L, e cioè quella che agisce sul piano orizzontale passante per la punta del palo. Per Nc vale la formula di trasformazione:

Il valore di Nq è dato dall' abaco di Berentzantzev:

Esso è valido per pali di piccolo diametro.

Resistenza Laterale Detta σh=kσ'vz la tensione normale orizzontale agente alla profondità z si pone:

nella quale 'a' è un termine coesivo, μ un coefficiente di attrito tra palo e terreno, 'k' un coefficiente di spinta e σ'vz la tensione effettiva litostatica alla profondità z. Il coefficiente μ dipende dalla scabrezza dell' interfaccia tra palo e terreno ed ha come limite superiore tan(φ), I valori di 'k' adottati sono individuati nella tabella seguente:

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Tipo di palo Valori di k per stato di addensamento Sciolto denso

Valori di μ

Prefabbricato 1 2 tan(3φ /4) Gettato in opera 1 3 tan(φ )

Trivellato 0,5 0,4 tan(φ ) Trivellato - pressato con elica

continua 0,7 0,9 tan(φ )

Per il termine coesivo si assume:

s= α c con α dato da:

Tipo di palo Valori di c (kPa) Valori di α Battuto c<=25

25<c<70 c>70

1,0 1-0,011 (c-25)

0,5 Trivellato C<=25

25<c<70 c>70

0,7 0,7-0,008(c-25)

0.35

Carico limite di pali trivellati di grande diametro Per pali trivellati di grande diametro si adotta l'abaco ridotto delle norme AGI. Si è osservato che la resistenza laterale dei pali raggiunge il suo valore limite in corrispondenza di cedimenti del palo relativamente ridotti dell'ordine di 1-2 cm ed indipendenti dal diametro del palo. La resistenza alla punta al contrario si mobilita per spostamenti proporzionali al diametro pari a circa il 10% di questo per pali battuti ed al 25% per i pali trivellati. Nel caso di pali trivellati di grande diametro, pertanto, la resistenza alla punta si mobilita per spostamenti dell'ordine di 15-20 cm. In corrispondenza di spostamenti così elevati la resistenza laterale potrebbe addirittura assumere valori minori di quelli massimi, nel caso di andamento instabile. In ogni caso, applicando gli usuali valori dei coefficienti di sicurezza al carico limite calcolato come somma di P + S sotto i carichi di esercizio il palo avrebbe dei cedimenti troppo elevati. Per questi motivi il progetto dei pali di grande diametro è basato sulla considerazione di uno stato limite di servizio e non di rottura, pertanto, il carico limite del palo di grande diametro non è tanto quel carico che produrrebbe la rottura del terreno, ma quello che produrrebbe cedimenti troppo elevati incompatibili con la stabilità della struttura.

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Analogamente ai pali di piccolo diametro il valore di 'p' è dato dalla relazione:

In entrambi i casi, in condizioni non drenate, si porrà c = cu e φ =0. Per pali trivellati il valore dell'angolo φ da introdurre nei calcoli sarà φ =φ'-3°, dove φ' rappresenta l'angolo di attrito del terreno indisturbato.

Carichi orizzontali Il calcolo del carico limite orizzontale del palo è condotto attraverso la teoria di Broms, essa assume che il comportamento dell'interfaccia palo terreno sia di tipo rigido perfettamente plastico, inoltre il valore della pressione mobilitata sia indipendente dalla forma della sezione ma dipenda solo dalla dimensione trasversale 'd' (diametro del palo, lato di una sezione quadrata ecc.). Immaginando di imprimere una traslazione orizzontale al palo per effetto della resistenza mobilitata nel terreno, lungo il fusto del palo si destano momenti flettenti e la rottura del complesso terreno palo può presentare diverse caratteristiche anche in funzione del vincolo che si ha in testa al palo. Se il momento di plasticizzazione del palo è talmente grande che in nessun punto del fusto non è superato dal valore massimo del momento flettente, il comportamento è di ' Palo Corto ' ; se il palo è libero di ruotare in testa e se il momento massimo supera il momento di plasticizzazione della

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sezione del palo, lungo il fusto si forma una cerniera plastica ed il comportamento del palo è quello di ' Palo Lungo ' ; per i pali impediti di ruotare in testa può accadere che si formi una sola cerniera plastica in testa ed il palo ha comportamento di ' Palo Intermedio', ovvero si formano due cerniere plastiche una in testa e l'altra lungo il fusto, in questo caso il palo ha il comportamento di ' Palo lungo ' . La valutazione della pressione di contatto palo-terreno è valutata secondo la relazione:

il primo termine, costante, è esteso tra le profondità 1,5d ed L; il secondo variabile linearmente è esteso tra 0 ed L. Il valore di kp (coefficiente di spinta passiva) è dato dalla relazione kp=tan(45+φ/2). In condizioni non drenate si porrà c=cu e φ =0, quando si individua che φ =0 si trascura automaticamente il secondo termine (esso potrebbe essere trascurato imponendo γ =0, ma il calcolo automatico condurrebbe ad una errata valutazione del carico limite verticale), per terreni incoerenti si porrà c=0. Simbologia D Diametro del palo e Lunghezza fuori terra del palo L Lunghezza interrata del palo Hf profondità della falda Mu Momento ultimo della sezione del palo V Azione verticale in testa al palo

H Azione orizzontale in testa al palo/spessore strato

ηvAmm Coefficiente di sicurezza per carichi verticali

ηhAmm Coefficiente di sicurezza per carichi orizzontali

φ Angolo di attrito interno terreno c Coesione γ Peso specifico terreno γsat Peso specifico terreno saturo P Resistenza alla punta S Resistenza laterale

Namm Carico ammissibile del palo (P+S) / coeff. sicurezza

Hl Carico limite orizzontale del palo Hamm Carico ammissibile orizzontale del palo

Z0 Profondità del punto di rotazione (M=0 Teoria di Broms) del palo (solo per pali corti liberi e intermedi vincolati)

Zmax Profondità in cui si verifica il momento massimo (Teoria di Broms)

Mmax Momento corrispondente a Zmax(Teoria di Broms)

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Falda Assente GD = Palo di Grande diametro per D > Dg=0.60 [m] Tipologia palo Trivellato

Palo Testa GD D [m] e [m] L [m] Mu [kg*m] V [kg] H [kg] �vAmm �hAmm

1-5 Vinc No 0.60 0.00 8.00 28011 13674 38 2.3 2.3 1-(13+14)-V-2 Vinc No 0.60 0.00 8.00 28011 7175 157 2.3 2.3

2-5 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27904 13024 183 2.3 2.3 2-(13+14)-VII-3 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27904 7413 194 2.3 2.3

3-5 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27906 13034 225 2.3 2.3 3-5 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27906 13034 225 2.3 2.3 4-5 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27937 13225 214 2.3 2.3

4-(13+14)-VII-4 Vinc No 0.60 0.00 8.00 27937 7404 208 2.3 2.3 5-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27515 10677 335 2.3 2.3 5-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27515 10677 335 2.3 2.3 6-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27573 11028 332 2.3 2.3 6-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27573 11028 332 2.3 2.3 7-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27603 11210 104 2.3 2.3

7-(13+14)-V-1 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27603 6915 163 2.3 2.3 8-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27507 10629 289 2.3 2.3 8-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27507 10629 289 2.3 2.3 9-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27488 10514 374 2.3 2.3 9-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27488 10514 374 2.3 2.3

10-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27522 10721 322 2.3 2.3 10-5 Vinc No 0.60 0.00 6.00 27522 10721 322 2.3 2.3 11-5 Vinc No 0.60 0.00 4.00 26873 6838 572 2.3 2.3 11-5 Vinc No 0.60 0.00 4.00 26873 6838 572 2.3 2.3 12-5 Vinc No 0.60 0.00 4.00 26914 7084 511 2.3 2.3 12-5 Vinc No 0.60 0.00 4.00 26914 7084 511 2.3 2.3

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Palo P [kg] S [kg] Peso Palo [kg]

(*)Namm [kg] Hl [kg] Hamm

[kg]

Meccanismo di rottura

Z0 [m]

Zmax [m]

Mmax

[kg*m]

1-5 84085 24478 5655 44743 31886 13864 Lungo 2.71 28011

1-(13+14)-V-2 84085 24478 5655 44743 31886 13864 Lungo 2.71 28011

2-5 84085 24478 5655 44743 31807 13829 Lungo 2.71 27903

2-(13+14)-VII-3 84085 24478 5655 44743 31807 13829 Lungo 2.71 27903

3-5 84085 24478 5655 44743 31809 13830 Lungo 2.71 27906

3-5 84085 24478 5655 44743 31809 13830 Lungo 2.71 27906

4-5 84085 24478 5655 44743 31831 13840 Lungo 2.71 27937

4-(13+14)-VII-4 84085 24478 5655 44743 31831 13840 Lungo 2.71 27937

5-5 66261 12880 4241 32565 31518 13704 Lungo 2.69 27514

5-5 66261 12880 4241 32565 31518 13704 Lungo 2.69 27514

6-5 66261 12880 4241 32565 31562 13723 Lungo 2.70 27574

6-5 66261 12880 4241 32565 31562 13723 Lungo 2.70 27574

7-5 66261 12880 4241 32565 31585 13732 Lungo 2.70 27604

7-(13+14)-V-1 66261 12880 4241 32565 31585 13732 Lungo 2.70 27604

8-5 66261 12880 4241 32565 31513 13701 Lungo 2.69 27507

8-5 66261 12880 4241 32565 31513 13701 Lungo 2.69 27507

9-5 66261 12880 4241 32565 31498 13695 Lungo 2.69 27487

9-5 66261 12880 4241 32565 31498 13695 Lungo 2.69 27487

10-5 66261 12880 4241 32565 31525 13706 Lungo 2.69 27523

10-5 66261 12880 4241 32565 31525 13706 Lungo 2.69 27523

11-5 54582 6207 2827 25201 26239 11408 Interm. 3.30 2.41 14671

11-5 54582 6207 2827 25201 26239 11408 Interm. 3.30 2.41 14671

12-5 54582 6207 2827 25201 26250 11413 Interm. 3.30 2.41 14657

12-5 54582 6207 2827 25201 26250 11413 Interm. 3.30 2.41 14657

(*)Namm=(Plim-PesoPalo)/ηvAmm

Il valore della portanza di progetto Rd è pari a Namm in quanto ottenuto rapportando l’azione totale agente per un fattore di sicurezza posto pari a al valore di γR = 2.3

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6.1 Quadro riassuntivo dei risultati

Dall’esame di risultati, considerando il valore Rd della resistenza di progetto ottenuto e, il valore Ed dell’azione di progetto ottenuta dai calcoli e presente all’interno della “Relazione di calcolo strutturale”, emerge il seguente quadro di raffronto:

Palo Rd Ed Ed ≤ Rd 1 44743 19710 Verificato 2 44743 19050 Verificato 3 44743 19060 Verificato 4 44743 19250 Verificato 5 32565 15210 Verificato 6 32565 15570 Verificato 7 32565 15760 Verificato 8 32565 15160 Verificato 9 32565 15050 Verificato 10 32565 15260 Verificato 11 25201 9860 Verificato 12 25201 10110 Verificato

La verifica agli SLU mediante la formula Ed ≤ Rd, per ogni singolo palo di fondazione, è

soddisfatta

6.2 Verifica agli SLE dei pali L'analisi di interazione tra il terreno e la fondazione mista deve garantire che i valori degli spostamenti e delle distorsioni siano compatibili con i requisiti prestazionali della struttura in elevazione, nel rispetto della condizione Ed ≤Cd dove, Ed è il valore di progetto dell’effetto delle azioni e Cd è il valore limite prescritto. La verifica deve essere tale da confrontare i valori degli spostamenti con i valori attesi e compatibili con la natura dell’opera. Analizzando i valori degli spostamenti dei nodi sui quali agiscono i pali, il valore massimo di spostamento lungo l’asse Z è pari a 3,80 mm. Valore, la cui entità è pienamente ammissibile e compatibile con la natura e la funzionalità dell’opera in progetto.

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7. Conclusioni

Le verifiche sono soddisfatte sia nei riguardi del carico limite (SLU) sia nei riguardi dei cedimenti (SLE), per l’intero complesso fondazioni superficiali e pali trivellati. Acri (CS), 06/05/2013

I progettisti strutturali Ing. Natale Groccia

Ing. Gaetano Viteritti