6.1. Opere di sostegno dello scavo

6.1. Opere di sostegno dello scavo

Per la posizione centrale che occupa all’interno dell’area urbana del Comune di Forte dei Marmi l’intervento comporta una serie di problematiche apparentemente di non facile risoluzione. Tenendo conto infatti della presenza in superficie di un’area destinata al parcheggio nei giorni feriali e di pista da gioco nei giorni festivi; di un’area verde parco-giochi attiva 7 giorni su 7; di edifici storici e non nell’intorno dell’area e della presenza di un’importante arteria di scorrimento rappresentata dal viale Italico i disagi che possono essere causati in fase di cantiere sono molti, primi fra tutti eventuali danni arrecati agli edifici adiacenti preesistenti, l’occupazione per lunghi periodi di tempo degli spazi concessi per la realizzazione dell’autorimessa, con tutte le conseguenze legate ai diminuiti spazi per la circolazione dei mezzi, parcheggi, passaggi pedonali, esercizi commerciali, attività ricreative, etc. e i disagi dovuti alla contiguità di un cantiere di edilizia civile, come rumori e polveri derivanti da attività varie.

Data la necessità di ridurre al minimo le turbative al traffico veicolare della zona e di salvaguardare i manufatti adiacenti, l’ampiezza dello scavo verrà ridotta al minimo indispensabile. A tale scopo le pareti di scavo saranno verticali, sostenute da diaframmi in c.a.

Data l’impossibilità a realizzare i tiranti provvisionali lungo tutti e quattro i lati dell’edificio interrato, i contrasti dei diaframmi saranno realizzati con orizzontamenti costituiti da fasce di solette piene. L’edificio sarà quindi realizzato partendo dall’alto a scendere con un sistema costruttivo definito top-down.

Con il ricorso alla tecnica top-down viene rovesciata la procedura tradizionale, introducendo le fasi di lavorazione che verranno eseguite come da cronologia temporale riportata:

1. Realizzazione della struttura di contenimento delle terre;

Figura 28

3. Realizzazione del solaio di copertura con predisposizione del foro principale attraverso il quale si realizza la movimentazione per le attività che si svolgono “in talpa” e delle asole per i getti del calcestruzzo;

4. Sistemazione dell’area superficiale con nuova urbanizzazione e restituzione di essa alla cittadinanza in tempi rapidi;

5. Completamento “in galleria” dell’autorimessa.

Quest’ultima fase è composta a sua volta da un insieme di passi operativi che vengono descritti nel seguito.

Una volta realizzato lo scavo al disotto dell’impalcato posto a quota zero, la prima operazione da svolgere è quella di regolarizzare la parete di contrasto e posizionare su di essa uno strato impermeabilizzante, avendo cura di predisporre lo scavo di una trincea perimetrale allo scopo di poter interrare parzialmente lo strato impermeabile e poterlo così raccordare nella fase successiva allo strato impermeabilizzante del piano inferiore. Se così non fosse, infatti, il solaio rappresenterebbe un punto di discontinuità creando facili vie di ingresso di eventuali infiltrazioni. Segue il getto del secondo impalcato, con preventiva messa in opera dei ferri di armatura, opportunamente ancorati alla struttura di sostegno delle terre. Come per la fase 3 anche in questo caso vengono predisposte delle asole necessarie per il getto degli elementi verticali.

Segue una nuova fase di scavo fino alla quota del piano delle fondazioni con regolarizzazione della parete di supporto e posa dello strato impermeabilizzante a partire da un’altezza tale da poter opportunamente sovrapporre lo strato a quello che arriva dal livello superiore messo in evidenza dalle operazioni di scavo.

Si realizza il secondo impalcato con getto del calcestruzzo sulle armature preventivamente posate e ancorate alla parete di sostegno.

Giunti al piano delle fondazioni si procede come di consueto, regolarizzando il piano di posa con uno strato di magrone, posando su di esso uno strato impermeabilizzante e predisponendo i ferri d’armatura.

Figura 29

Una volta completate tutte queste operazioni si realizzano le strutture verticali: quelle di confinamento e i pilastri. Il getto di questi elementi avviene attraverso le asole che erano state collocate nelle precedenti fasi di realizzazione dei solai, previa posa delle armatura e successiva fase di casseratura.

Figura 30

Si vuole sottolineare come la tecnica top-down non crei soluzioni tecniche nuove ma intervenga nell’organizzazione e nella scansione di nuove tempistiche di cantiere e di nuove procedure di realizzazione. Cambiando le procedure, le operazioni di messa in opera aumentano sia in numero che in difficoltà.

La sequenza operativa è dunque sicuramente più laboriosa, presuppone uno sforzo finanziario notevole e determina un ampliamento dei tempi di realizzazione Ma in alcune situazioni il ricorso a questa tecnica è da preferire o addirittura inevitabile, come nel caso di cantieri disposti in prossimità di edifici o al di sotto di spazi pubblici.

Lo scavo in top down offre comunque dei notevoli vantaggi rispetto alla tecnica tradizionale: in termini di sicurezza, dato che le opere di contenimento del terreno sono subito puntellate e, di conseguenza, le loro deformate sono più contenute e si riducono i possibili cedimenti nei fabbricati esistenti posti nelle immediate vicinanze; di carattere logistico, dato che l’area in superficie potrebbe essere riconsegnata con largo anticipo rispetto al completamento delle opere e resa disponibile all’uso pubblico di transito veicoli o pedonale riducendo notevolmente i disagi cittadini; di carattere opportunistico, evitando di procurare fastidio alle

persone che abitano in edifici prossimi al cantiere: il completamento dell’autorimessa in galleria permette infatti di diminuire e quasi annullare i rumori e le polveri provenienti dalle attività di cantiere.

Inoltre ogni impalcato funziona da puntone, da elemento strutturale di contrasto che si oppone insieme alle strutture di sostegno alle sollecitazioni laterali e quindi partecipa a contenere lo scavo, riducendo le sollecitazioni che agiscono sulle opere di sostegno e consentendo di ridimensionarle: si impiegano minori quantitativi di calcestruzzo e acciaio, con notevole riduzione dei costi.

Le opere di contenimento saranno realizzate con diaframmi a pannelli lineari in c.a. Le fasi esecutive per la realizzazione dei diaframmi sono le seguenti:

- preparazione dell’area;

- realizzazione cordoli guida in c.a.: i cordoli assicurano il tracciamento e consentono alla macchina di operare secondo lo scavo necessario, senza deviazioni o errori. Tali elementi sono realizzati in calcestruzzo debolmente armato e demoliti alla fine dei lavori); Lo scopo dei muri guida è molteplice, infatti svolgono le seguenti funzioni: assicurarano la stabilità del terreno in superficie; costituiscono una guida per l’imbocco della benna o idrofresa; garantiscono l’allineamento di progetto; evitano problemi causati dalle fluttuazioni del livello superiore del fango bentonitico nello scavo; garantiscono la presenza di un adeguato battente di fango bentonitico a partire dalla profondità alla quale questo diventa portante e servono da supporto alle gabbie (che vanno tenute sollevate dal fondo dello scavo) sino all’indurimento del calcestruzzo.

Valori usuali della profondità della trincea dei muri guida sono tra gli 80 ed i 150 cm. I muri guida sono in generale armati e devono resistere ai colpi dell’utensile di scavo, ed ai carichi dei macchinari che si muovono in adiacenza a quest’ultimo, oltre che alle forze verticali di estrazione degli elementi di giunto.

E’ preferibile che i muri guida siano gettati contro terra, in caso di casseratura da entrambi i lati, è opportuno prevedere una forma ad L in modo da fornire un sostegno per il terreno di riempimento non costipato. In figura 31 sono riportati alcuni esempi tipologici di muri guida.

Figura 31

Figura 32

- scavo dei pannelli pari (o dispari) a sezione obbligata in profondità con benna, previa stabilizzazione delle pareti con fango bentonitico

Lo scavo può essere realizzato in continuo o, più frequentemente, per pannelli adiacenti. La dimensione massima del pannello va valutata in

funzione delle caratteristiche del terreno. Il minimo tecnologico è indotto dalla dimensione dell’utensile, un massimo pratico di larghezza è 6 m (ottenuto scavando due pannelli ibridi e la lingua di terreno nel mezzo). Evidentemente l’apertura di un pannello di maggiore lunghezza è più critica di uno di lunghezza minore, così come lo scavo di un pannello secondario è, in generale, meno critico di quello di un primario. La stabilità del setto va comunque verificata con i primi scavi. Lo scavo del setto non va iniziato prima dell’avvenuto indurimento del calcestruzzo e dello sviluppo di una resistenza sufficiente del/i pannello/i adiacente/i. Nel caso di scavo con benna l’impianto di cantiere è abbastanza semplice, oltre all’impianto per la bentonite (sili di stoccaggio, miscelatore, pompe di circolazione, distribuzione ai pannelli, impianto di ritorno, dissabbiatore e vasche di trattamento per scarico), occorre prevedere un escavatore per lo scavo ed uno di servizio (operazioni di getto e movimentazione sponde), una benna (idraulica o meccanica), dispositivi per la movimentazione degli elementi di giunto. Le benne mordenti possono essere a funzionamento idraulico o meccanico. La verticalità e posizione dell’utensile di scavo è possibile grazie ad inclinometri biassiali montati sulla benna e sensori sulla fune di movimentazione. In generale, salvo presenza di trovanti, la verticalità è assicurata dal corretto bilanciamento del peso dell’utensile. Piccole correzioni della verticalità sono possibili azionando le valve ad utensile sospeso sul fondo dello scavo. La verticalità in senso parallelo alla superficie della paratia è controllabile in modo analogo.

Lo scavo con benna mordente è eseguito in presenza di fango bentonitico in quiete. Durante la perforazione, il livello del fango è costantemente mantenuto in prossimità del piano di lavoro. La benna stessa è usata per portare in superficie il materiale scavato, per questo motivo la produttività (tempo di scavo per metro) si allunga all’aumentare della profondità dello scavo (l’utensile deve essere ritirato dallo scavo per depositare il materiale in superficie). In caso di blocchi o trovanti, questi devono essere demoliti per poter essere rimossi. Tale demolizione può effettuarsi con scalpello o con esplosivo. In entrambi i casi l’operazione, oltre a comportare ritardi nello scavo del pannello, può indurre sovraprofili di scavo significativi e maggiori consumi di calcestruzzo.

In caso di sottosuolo di maggiore durezza o qualora si preveda una forte incidenza di blocchi o trovanti una delle tecnologie disponibili è l’utilizzo di idrofresa. Di norma l’impiego dell’idrofresa è da prevedersi nella realizzazione di diaframmi di grande profondità e/o che interessano substrati di consistenza litoide.

L’impianto di cantiere è, in questo caso, più complesso del precedente, in particolare in quanto il sistema di estrazione rimozione del materiale di scavo, affidato alla circolazione dei fanghi bentonitici che riportano il materiale di scavo alla superficie in maniera continua. Dunque la produttività è la medesima all’interno della medesima litologia. Occorre dunque prevedere pompe di ricircolo dei fanghi bentonitici ed elevata capacità di volumi di fango trattati.

Nelle prime fasi di scavo è previsto un prescavo (da effettuarsi con benna o draga) fino al raggiungimento della profondità necessaria per il funzionamento della pompa di circolazione del fango incorporata nell’idrofresa. Nel caso di scavo con idrofresa, i giunti possono essere realizzati per parziale fresatura dei pannelli primari adiacenti.

Figure 33 e 34

- posa in opera della gabbia di armatura preassemblata e di eventuali sponde; Queste operazioni devono essere precedute dal dissabbio (o

dissabbiamento) del getto. Il dissabbio è necessario allo scopo di controllare l’ambiente in cui si va ad eseguire il getto. Il dissabbiamento viene fatto facendo circolare in un macchinario il fango bentonitico dello scavo prelevato sul fondo.

Le operazioni di dissabbio vengono dichiarate terminate al raggiungimento di una percentuale inferiore al 4%, misurata con un prelievo nel pannello o nella tubazione di mandata. Il dissabbiamento deve essere fatto prima dell’inserimento delle sponde o della gabbia. Qualora le sponde siano inserite prima, queste vanno pulite, prima del controllo dei contenuti in sabbia raggiunti, prima cioè di dichiarare terminate le operazioni di dissabbio. Nel caso di pannelli secondari od ibridi si effettua la pulizia dei giunti con elementi che riportano la forma negativa del giunto (maschio-femmina).

Figura 37

Una volta terminate le operazioni di dissabbiamento si procede alla installazione delle sponde e della gabbia. Gabbie in più elementi possono essere collegate con saldature o morsetti. In generale l’aderenza acciaio calcestruzzo non è sensibilmente modificata dalla bentonite. Le gabbie non devono essere poggiate sul fondo, ma tenute sollevate agganciate ai muri guida, allo scopo di garantire il completo ricoprimento delle armature con il calcestruzzo. E’ opportuno prevedere più punti di sollevamento della gabbia (uno in testa ed uno a circa 2/3 dell’altezza), in particolare per le fasi iniziali del sollevamento, qualora la rigidezza longitudinale della gabbia non sia sufficiente per gabbia tenuta orizzontale. È opportuno prevedere una serie di staffe d’estremità per consentire l’appoggio della gabbia sui muri guida durante le operazioni di giunzione dei vari pezzi e durante le operazioni di getto.

- getto del calcestruzzo nello scavo, dal basso verso l’alto, con recupero del

fango bentonitico. Il getto viene in genere effettuato a gravità, con tubi getto. Il tubo getto è in generalecostituito da segmenti di lunghezza variabile tra i 2 ed i 5 m, con imbuto all’estremità superiore. Il tubo getto è mantenuto sollevato con un escavatore di servizio che può essere utilizzato per

provocare una oscillazione verticale dell’ordine di 30 cm allo scopo di facilitare la fuoriuscita e la risalita del calcestruzzo. Il diametro minimo interno del tubo getto è dell’ordine dei 15 cm o 3 volte la dimensione massima dei grani. Il diametro esterno deve consentire il passaggio all’interno delle gabbie d’armatura. In generale il diametro esterno dei tubi è dell’ordine dei 25-30 cm.Per una larghezza di getto oltre 2.5 m è opportuno procedere al getto con due opiù tubi.

Figura 38

Il primo getto avviene con tubo sollevato di circa 10 cm sul fondo scavo. Poi il tubo va tenuto immerso nel calcestruzzo per almeno 3 m, per evitare fenomeni di segregazione o formazione di giunti orizzontali a causa della mescola di calcestruzzo e fango bentonitico. Il pelo libero del getto trasporta in superficie il fango bentonitico; a fine getto, su di una certa altezza il calcestruzzo potrebbe avere qualità scadente. A tal scopooccorre prevedere da un lato che il getto sia più alto della quota finale libera della paratia (eventualmente facendo traboccare il getto dallo scavo), sia la scalpellatura (scapitozzatura) dello strato superficiale peggiore. Tale scalpellatura vafatta ad indurimento completato e con utensili idonei a non asportare il calcestruzzosano o rovinare le armature.

- ripetizione delle operazioni per i pannelli dispari (o pari);

- realizzazione della trave di testa: ha la funzione di solidarizzare i vari elementi e di renderli collaboranti in direzione trasversale oltre a svolgere un’ importante funzione di ripartizione della azioni locali.

Verifiche Opere di Sostegno

Per le paratie la normativa prevede che si debbano considerare almeno i seguenti stati limite ultimi:

- SLU di tipo geotecnico (GEO):

- collasso per rotazione intorno a un punto dell’opera (atto di moto rigido); - collasso per carico limite verticale;

- sfilamento di uno o più ancoraggi;

- instabilità del fondo scavo in terreni a grana fine in condizioni non drenate; - instabilità globale dell’insieme terreno-opera;

- SLU di tipo idraulico (UPL e HYD):

- instabilità del fondo scavo per sollevamento; - sifonamento del fondo scavo;

- SLU di tipo strutturale (STR):

- raggiungimento della resistenza in uno o più ancoraggi;

- raggiungimento della resistenza in uno o più puntoni o di sistemi di contrasto; - raggiungimento della resistenza strutturale della paratia,

Nel caso corrente le verifiche si riducono a: - SLU di tipo strutturale (STR)

- raggiungimento della resistenza strutturale della paratia. - SLU di tipo idraulico (HYD):

- sifonamento del fondo scavo;

Verifica strutturale della paratia

Analisi dello stato di sollecitazione

Per la determinazione delle spinte agenti sulla parete è stata adottata la teoria di Rankine.

Tale teoria si basa sull’assunzione che lo stato di sforzo agente sulla parete sia quello esistente, in condizioni limite, sulla stessa giacitura, pensata appartenente al terreno indefinito e quindi la spinta agente sul paramento assume l’espressione seguente: 0 ' ' sin 1 ' sin 1 '_a

σ

_v

ϕ

ϕ

σ

⋅ + − =

che rappresenta il valore minimo che può essere attribuito alla tensione agente sul piano verticale. La spinta ha quindi una distribuzione triangolare e il rapporto a secondo membro prende il nome di coefficiente di spinta attiva Ka. Il valore massimo è rappresentato dalla resistenza passiva, data da:

0 ' ' sin 1 ' sin 1 '_p

σ

_v

ϕ

ϕ

σ

⋅ − + =

H

Sp= ' D Kp Sa= '(H+D) Ka Ssovr=Q Ka

Q

D

Figura 39

In presenza di un sovraccarico uniforme agente sulla superficie del piano campagna la spinta viene incrementata di una quantità pari al prodotto del sovraccarico moltiplicato per il coefficiente di spinta.

In base alla tipologia di paratia esistono diversi metodi per la determinazione delle caratteristiche della sollecitazione.

Nel caso di paratie a sbalzo la stabilità è garantita dalla mobilitazione della resistenza passiva sia a valle del diaframma nel tratto al disopra del punto O sia a monte nel tratto al di sotto di tale punto.

H D O Spm Sam Spv Sav Figura 40

Si utilizza in genere il metodo di Blum in cui si introduce un fattore di sicurezza per il coefficiente di spinta passiva che dipende dall’angolo di attrito efficace:

Fattore di sicurezza su Kp

φ

’

(gradi) Opere provvisorie Opere permanenti

20 1.20 1.50 25 1.35 1.65 30 1.50 1.80 35 1.75 2.00 40 2.00 2.25 Tabella 9

Nel caso in cui la parte fuori terra della paratia sia vincolata da un ancoraggio (o da un puntone) la stabilità dell’opera è garantita dall’azione del vincolo suddetto e dalla mobilitazione della resistenza passiva. L’analisi viene svolta in questo caso secondo due possibili alternative:

- Metodo dell’estremo libero; - Metodo dell’estremo fisso.

Per il caso in esame essendo la struttura vincolata con due livelli di contrasto sarà necessario esaminare le diverse fasi di costruzione.

Fleming et al. (1985) riassumono le varie fasi progettuali nel seguente modo:

Fase 1) – La parete viene assimilata ad una parete a sbalzo fino alla profondità di scavo corrispondente al livello del primo vincolo disposto più in alto. In questa fase la paratia viene progettata utilizzando il metodo di Blum;

Fase 2) – La parete viene calcolata come una struttura vincolata fino alla profondità corrispondente al secondo livello di vincolo e viene risolta con il metodo dell’estremo libero;

Fase 3) – Si ammette in questa fase che il tiro calcolato nella fase precedente per il vincolo superiore non si modifichi a seguito dello scavo nella fase successiva e dell’installazione del secondo livello di ancoraggi. Si considera la risultante (incognita) delle due reazioni nei vincoli e si assume come punto di applicazione di tale forza un punto arbitrario. La parete viene nuovamente calcolata utilizzando il metodo dell’estremo libero, imponendo l’equilibrio alla rotazione intorno al punto di applicazione di detta risultante. Una volta calcolata la risultante, il tiro nel secondo vincolo è automaticamente determinato per differenza, essendo noto il tiro nel vincolo superiore. Il metodo è iterativo in quanto il punto di applicazione della forza risultante scelto arbitrariamente difficilmente coinciderà con quello calcolato in base all’entità delle singole reazioni sui vincoli, pertanto si dovrà eseguire un nuovo iter di calcolo finché non si avrà la corrispondenza.

Fase 1)

In questa prima fase si considera una profondità di scavo pari a 1m, in corrispondenza della quale è situato il livello di contrasto posto più in alto.

Si assume che la paratia ruoti rigidamente intorno al punto O dando origine alla distribuzione di spinte rappresentata in figura 41. Si ipotizza inoltre l’assenza di falda dovuta alla presenza dei pozzi lungo il perimetro della paratia

La semplificazione di Blum ci permette allora di considerare la risultante della spinta attiva e della resistenza passiva al disotto del punto O con la forza R indicata nelle figura seguente.

H = 1 m

D

R

O

R

sov r.

R

sa

R

sp hp ha hso vr Figura 41

Dal momento che la valutazione della resistenza passiva comporta numerose incertezze, viene applicato a tale resistenza un coefficiente di sicurezza Fp pari a 2 come da tabella.

Caratteristiche del terreno

• φ’ = 35° angolo di resistenza al taglio

• Ka = ' sin 1 ' sin 1

ϕ

ϕ

+ −

= 0,27 coeff. di spinta attiva secondo Rankine

• Kp =

(

)

= ⋅ − + p F ' sin 1 ' sin 1

ϕ

ϕ

= 1,85 coeff. di resistenza passiva secondo Rankine

• γ = 20 kN/m3 peso del terreno naturale

(Tutte le grandezze calcolate sono riferite ad un metro di lunghezza di paratia). Dall’equilibrio alla rotazione intorno al punto O:

(

)

₀ 2 6 ) ( 6 2 3 3 = + ⋅ ⋅ − + ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ = ⋅ − ⋅ − ⋅ ⋅ D H K Q D H K D K h R h R h

R_{Sp p Sa a Sovr Sovr} γ _p γ _{a Sovr a}

si ottiene un’equazione di terzo grado nell’incognita D, dalla quale si ricava: D=2,333 m.

Con questo valore è possibile calcolare le risultanti delle spinte e dall’equilibrio alla traslazione di queste ottenere la R.

m

kN

d

K

R

_{Sp p}

100

,

69

2

2

=

⋅

⋅

=

γ

(

)

m

kN

d

H

K

R

_{Sa a}

29

,

99

2

2

=

+

⋅

⋅

=

γ

(

)

m

kN

d

H

K

q

R

_Sovr

=

_Sovr

⋅

_a

⋅

+

=

26

,

99

m

kN

R

R

R

R

=

_Sp

−

_Sa

−

_Sovr

=

43

,

71

Per conoscere il valore del massimo momento flettente agente nella paratia è necessario andare a determinare la sezione in cui si annulla il taglio.

Nel tratto di paratia sopra il fondo scavo il taglio è dato da:

0 2 2 = ⋅ + ⋅z S z L S Sovr a [0≤ z ≤ 1,0 m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 0 m. Nel tratto di paratia sotto il fondo scavo il taglio è dato da:

(

)

₍

₎

₀ 2 2 2 2 = ⋅ − + ⋅ + + ⋅ z D S z H S z H L S p Sovr a _[0 ≤ z _≤ 2,333m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 1,358 m. Il momento flettente massimo agente nella parete è dato da:

(

)

(

)

z _kN D S z H S z H L S m z M Sovr p a 88 , 18 6 2 6 ) 358 , 1 ( 3 2 3 max + ⋅ =− + ⋅ − + ⋅ − = =

Considerando i coefficienti da assegnare alle azioni o agli effetti di tali azioni previsti dalla normativa (A1) per le azioni permanenti, il momento viene incrementato del 30% per tenere in conto la variabilità delle grandezze in gioco e le incertezze relative alla affidabilità del modello di calcolo.

CARICHI EFFETTO COEFFICIENTE PARZIALE EQU (A1) STR (A2) GEO Favorevole 0,9 1,0 1,0 Permanenti Sfavorevole γG1 1,1 1,3 1,0 Favorevole 0,0 0,0 0,0 Permanenti non strutturali Sfavorevole γG2 1,5 1,5 1,3 Favorevole 0,0 0,0 0,0 Variabili Sfavorevole γQi 1,5 1,5 1,3 Tabella 10

Il momento flettente da considerare per la verifica è dunque pari a:

kN Mmax =−24,54

Segue foglio di calcolo del programma VcaSlu del Prof. Gelfi. La paratia è armata con 8 barre Ф20 disposte a passo di 12 cm.

Fase 2)

Nella seconda fase si considera una profondità di scavo pari a 4,4m in corrispondenza della quale è situato il secondo livello di contrasto. Si ipotizza ancora l’assenza di falda dovuta alla presenza dei pozzi lungo il perimetro della paratia e si assume che la paratia sia vincolata in corrispondenza del primo livello di contrasto; in questo modo è possibile svolgere l’analisi della parete ipotizzando per la parte inferiore del diaframma una condizione di vincolo di semplice appoggio prevista dal cosiddetto metodo dell’estremo libero.

Essendo in questo modo la struttura isostatica è possibile ricavare le incognite D (lunghezza infissione) e F1 (reazione nel vincolo) con le condizioni di equilibrio.

H = 4 ,4 m D Rso v r. Rsa Rsp ha hso v r F1 a = 1 ,0 m hp Figura 42

Dall’equilibrio alla rotazione intorno al punto di applicazione della reazione F1

0

=

⋅

−

⋅

−

⋅

⋅ p Sa a Sovr Sovr Sp

h

R

h

R

h

R

(

)

(

)

(

)

0 2 3 2 2 ) ( 3 2 2 2 2 =       − + ⋅ + ⋅ ⋅ −       − + ⋅ + ⋅ ⋅ −       − + ⋅ ⋅ ⋅Kp D D H a γ Ka H D H D a QSovr Ka H D H D a γ

si ottiene anche in questo caso un’equazione di terzo grado nell’incognita D, dalla quale si ricava:

D=2,500 m.

Con questo valore è possibile calcolare le risultanti delle spinte e dall’equilibrio alla traslazione ottenere la F1: RSp = 2 2 D K_p⋅ ⋅ γ = 115,625 kN/m RSa = 2 ) (H D 2 Ka + ⋅ ⋅ γ = 128,547 kN/m RSovr = QSovr⋅Ka⋅

(

H+D

)

= 55,890 kN/m F1 = RSa + RSovr - RSp = 68,812 kN/m

Per conoscere il valore del massimo momento flettente agente nella paratia è necessario andare ancora una volta a determinare la sezione in cui si annulla il taglio.

Nel tratto di paratia compreso tra il piano campagna e il primo livello di vincolo il taglio è dato da:

0 2 2 = ⋅ + ⋅z S z L S Sovr a _[0 ≤ z ≤ 1,0 m]

Nel tratto di paratia compreso tra il primo livello di vincolo e il fondo scavo il taglio è dato da:

(

)

₍

₎

₀ 2 1 2 = − + ⋅ + + ⋅ a z S a z F L S Sovr a _[0 ≤ z _≤ 3,4 m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 2,766 m. Nel tratto di paratia sotto il fondo scavo il taglio è dato da:

(

)

₍

₎

₀ 2 2 1 2 2 = − ⋅ − + ⋅ + + ⋅ z F D S z H S z H L S p Sovr a [0≤ z ≤ 2,5 m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 2,5 m ovvero della sezione di estremità.

Il momento flettente massimo agente nella parete è dato da:

(

)

(

a z

)

_{F z kN} S z a L S m z M a _Sovr 82 , 84 2 6 ) 766 , 2 ( ₁ 2 3 max + ⋅ = + ⋅ − + ⋅ − = =

Applicando il coefficiente di sicurezza γG1 si ottiene:

kN Mmax =110,27

Fase 3)

Nella terza ed ultima fase si raggiunge una profondità di scavo pari a 9m. Si ipotizza ancora l’assenza di falda e si assume che la paratia sia vincolata in corrispondenza del primo e del secondo livello di contrasto; come già detto si ammette in questa fase che la reazione F1 non si modifichi.

Si assume arbitrariamente come primo tentativo che la risultante delle due reazioni nei vincoli sia applicata ad una profondità di 3,0 m dal piano campagna. La parete viene nuovamente calcolata utilizzando il metodo dell’estremo libero.

H = 9 m

D

R

s o v r.

R

sa

R

sp ha hs o v r

F

1

a = 1 ,0 m

hp

F

2

b = 4 ,4 m

_F

_{1 + 2}

z

Figura 43

Dall’equilibrio alla rotazione intorno al punto di applicazione della risultante F1+2

0

=

⋅

−

⋅

−

⋅

⋅ p Sa a Sovr Sovr Sp

h

R

h

R

h

R

(

)

(

)

(

)

0 2 3 2 2 ) ( 3 2 2 2 2 =       − + ⋅ + ⋅ ⋅ −       − + ⋅ + ⋅ ⋅ −       − + ⋅ ⋅ ⋅Kp D D H z γ Ka H D H D z QSovr Ka H D H D z γ

si ottiene un’equazione di terzo grado nell’incognita D, dalla quale si ricava:

Con questo valore si calcolano le risultanti delle spinte e dall’equilibrio alla traslazione di queste si ottiene la F1+2:

RSp = 2 2 D K_p⋅ ⋅ γ = 372,96 kN/m RSa = 2 ) (H D 2 Ka + ⋅ ⋅ γ = 491,35 kN/m RSovr = QSovr⋅Ka⋅

(

H+D

)

= 109,27 kN/m F1+2 = RSa + RSovr - RSp = 227,66 kN/m

Essendo nota la F1 si determina la F2:

F2 = F1+2 - F1 = 227,66 kN – 68,812 kN = 158,85 kN/m

Il punto di applicazione della risultante delle reazioni nei vincoli si determina nel seguente modo: 2 1 2 1 + ⋅ + ⋅ = F b F a F z = 3,37m

Il valore appena calcolato sarà il valore di tentativo per la prossima iterazione di calcolo. Procedendo allo stesso modo, si raggiunge la convergenza del calcolo per:

z = 3,41 m

cui corrisponde una profondità di infissione pari a: D = 4,40 m RSp = 2 2 D K_p⋅ ⋅ γ = 354,911 kN/m RSa = 2 ) ( 2 D H K_a⋅ + ⋅ γ = 483,366 kN/m RSovr = QSovr⋅Ka⋅

(

H+D

)

= 108,378 kN/m

F1+2 = RSa + RSovr - RSp = 236,833 kN/m

Essendo nota la F1 si determina la F2:

F2 = F1+2 - F1 = 236,833 kN – 68,812 kN = 168,021 kN/m

Si procede ora alla determinazione delle sezioni in cui si annulla il taglio.

Nel tratto di paratia compreso tra il piano campagna e il primo livello di vincolo il taglio è dato da:

0 2 2 = ⋅ + ⋅z S z L S Sovr a _[0 ≤ z _≤ 1,0 m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 0 m.

Nel tratto di paratia compreso tra il primo livello di vincolo e il secondo il taglio è dato da:

(

)

₍

₎

₀ 2 1 2 = − + ⋅ + + ⋅ a z S a z F L S Sovr a [0≤ z ≤ 3,4 m]

Nel quale si ottiene un valore nullo del taglio in corrispondenza di z = 2,766.

Nel tratto compreso tra il secondo livello di vincolo e il fondo scavo il taglio assume la seguente espressione:

(

)

₍

₎

₀ 2 1 2 2 = − − + ⋅ + + ⋅ b z S b z F F L S Sovr a [0≤ z ≤ 4,6 m] e si annulla per z = 3,585 m.

Nel tratto al di sotto del fondo scavo si ha infine:

(

)

₍

₎

₀ 2 2 2 2 1 2 = ⋅ − − − + ⋅ + + ⋅ z D S F F z H S z H L S p Sovr a [0≤ z ≤ 4,4 m] Il taglio si annulla in corrispondenza della sezione finale:

Il momento flettente massimo agente nella parete viene calcolato per due sezioni:

(

)

(

)

kN z F z a S z a L S m z M Sovr a 82 , 84 2 6 ) 766 , 2 ( 1 2 3 max + ⋅ = + ⋅ − + ⋅ − = =

Che coincide con quello ottenuto nella fase 1, e:

(

)

(

b z

)

_F

₍

_{b a z}

₎

_{F z kN} S z b L S m z M a _Sovr 366,57 2 6 ) 585 , 3 ( _{1 2} 2 3 max + ⋅ − + + ⋅ = + ⋅ − + ⋅ − = =

Applicando il coefficiente di sicurezza γG1 si ottiene:

kN M_max =476,53

Calcolo degli sforzi nel sistema di contrasto

A mano a mano che si procede con lo scavo e con la realizzazione dei contrasti, le deformazioni nella struttura di contenimento operano una ridistribuzione degli sforzi con ricarico dei primi puntelli; ne consegue che lo stato di sforzo all’interno del terreno è diverso da quello prevedibile con la teoria di Rankine che è stata utilizzata per il dimensionamento e la verifica del diaframma.

In base al metodo “osservazionale” di Peck, il diagramma di spinta che deve essere applicato alla struttura è il diagramma inviluppo delle pressioni apparenti, ricavate da misure degli sforzi nei puntelli nelle varie sezioni, ottenute nel corso di numerosi scavi armati in sabbie. Per il dimensionamento dei puntoni si utilizza un diagramma di spinta semplificato, ottenuto assumendo per tutta l’altezza dello scavo il valore massimo misurato:

a

app

H

K

Si assegna a ciascun puntone la risultante della pressione apparente uniforme nel tratto che gli compete, compreso tra le mezzerie degli interassi e si affida una parte delle pressione al terreno di base.

Figura 44

A questa spinta si aggiunge poi quella dovuta al sovraccarico:

F1 1 ,0m F2 3 ,4 m 4 ,6 m 9 m 0 ,65· ·Ka·H 3 0·Ka F3 2,7 m 4 ,0 m 2,3 m Figura 45

L’intensità è pari a: 2

59

,

31

65

,

0

m

kN

K

H

S

_app

=

⋅

γ

⋅

⋅

_a

=

Da cui, sommando anche il contributo dovuto al sovraccarico, si ottengono gli sforzi F1, F2 ed F3 :

(

)

m

kN

m

S

S

F

₁

=

_app

+

_sovr

⋅

2

,

7

=

107

,

16

(

)

kN

_m

m

S

S

F

₂

=

_app

+

_sovr

⋅

4

,

0

=

158

,

76

(

)

m

kN

m

S

S

F

₃

=

_app

+

_sovr

⋅

2

,

3

=

91

,

29

.

Questi valori delle spinte sono stati inseriti nel programma di calcolo SAP2000 utilizzato per la verifica globale della struttura.

Verifica a sifonamento del fondo scavo

Secondo le NTC 2008 il controllo della stabilità al sifonamento si esegue verificando che il valore di progetto della pressione interstiziale instabilizzante (uinst,d) risulti non superiore al valore di progetto della tensione totale stabilizzante (

s

stb,d), tenendo conto dei coefficienti parziali indicati nella tabella 11:

uinst,d ≤

s

stb,d

CARICHI EFFETTO COEFFICIENTE PARZIALE SIFONAMENTO (HYD) Favorevole 0,9 Permanenti Sfavorevole γG1 1,3 Favorevole 0,0 Permanenti non strutturali Sfavorevole γG2 1,5 Favorevole 0,0 Variabili Sfavorevole γQi 1,5 Tabella 11

Per la determinazione della uinst,d è stato sfruttato il reticolo idrodinamico ricavato nel capitolo precedente per il calcolo del carico piezometrico.

4 18 43 62 17 64 60 61 69 15 16 44 98 95 96 97 134 130 131 132 133 128 129 1 2 3 31 32 29 30 46 45 63 65 66 67 68 99 100 101 102 103 135 136 22,5 13,5 233 234 235 229 230 231 232 227 228 22,5 22,5 22,5 13,5 13,5 13,5 13,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 5 6 7 19 20 21 33 34 35 47 48 49 57 58 59 92 93 94 125 126 127 224 225 226 22,5 22,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 73 72 71 70 107 106 105 104 140 139 138 137 239 238 237 236 Figura 46

Conoscendo infatti per ogni punto il valore di h e di z (altezza geometrica del punto rispetto al piano di riferimento) è facile applicare la:

z

u

h

w

+

=

γ

da cui

(

h

z

)

w

u

=

+

⋅

γ

I valori delle pressioni neutre per tutti i punti di riferimento sono riportati nella tabella seguente.

u1 19,17 u52 72,85 u103 52,42 u154 134,42 u205 120,51

u2 18,35 u53 76,33 u104 50,92 u155 140,84 u206 119,78

u3 17,55 u54 79,85 u105 49,87 u156 146,67 u207 119,54

u4 16,81 u55 83,30 u106 49,18 u157 152,17 u208 119,78

u5 16,17 u56 86,68 u107 48,79 u158 174,28 u209 120,51

u6 15,72 u57 108,40 u108 48,66 u159 168,41 u210 121,77

u7 15,55 u58 104,19 u109 48,79 u160 162,21 u211 123,65

u8 15,55 u59 99,80 u110 49,18 u161 155,50 u212 126,25

u9 15,72 u60 95,10 u111 49,87 u162 148,11 u213 129,71

u10 16,17 u61 90,03 u112 50,92 u163 139,91 u214 134,17

u11 16,81 u62 84,67 u113 52,42 u164 131,09 u215 139,75

u12 17,55 u63 80,32 u114 54,56 u165 122,65 u216 146,48

u13 18,35 u64 38,39 u115 57,62 u166 115,59 u217 154,13

u14 19,17 u65 34,88 u116 62,17 u167 110,01 u218 162,14

u15 43,34 u66 31,56 u117 69,57 u168 105,71 u219 169,94

u16 41,69 u67 29,18 u118 83,79 u169 102,46 u220 177,27

u17 40,06 u68 27,53 u119 98,56 u170 100,06 u221 184,08

u18 38,50 u69 26,38 u120 107,48 u171 98,34 u222 190,47

u19 37,14 u70 25,58 u121 114,26 u172 97,19 u223 196,56

u20 36,15 u71 25,03 u122 120,04 u173 96,53 u224 218,99

u21 35,77 u72 24,67 u123 125,28 u174 96,32 u225 212,83

u22 35,77 u73 24,46 u124 130,21 u175 96,53 u226 206,38

u23 36,15 u74 24,40 u125 152,17 u176 97,19 u227 199,54

u24 37,14 u75 24,46 u126 146,67 u177 98,34 u228 192,25

u25 38,50 u76 24,67 u127 140,84 u178 100,06 u229 184,59

u26 40,06 u77 25,03 u128 134,42 u179 102,46 u230 176,81

u27 41,69 u78 25,58 u129 127,08 u180 105,71 u231 169,38

u28 43,34 u79 26,38 u130 118,30 u181 110,01 u232 162,77

u29 65,00 u80 27,53 u131 107,66 u182 115,59 u233 157,20

u30 62,49 u81 29,18 u132 97,46 u183 122,65 u234 152,70

u31 59,98 u82 31,56 u133 89,94 u184 131,09 u235 149,18

u32 57,51 u83 34,88 u134 84,56 u185 139,91 u236 146,52

u33 55,24 u84 38,39 u135 80,67 u186 148,11 u237 144,58

u34 53,47 u85 80,32 u136 77,84 u187 155,50 u238 143,28

u35 52,72 u86 84,67 u137 75,79 u188 162,21 u239 142,53

u36 52,72 u87 90,03 u138 74,35 u189 168,41 u240 142,28

u37 53,47 u88 95,10 u139 73,39 u190 174,28 u241 142,53

u38 55,24 u89 99,80 u140 72,84 u191 196,56 u242 143,28

u39 57,51 u90 104,19 u141 72,67 u192 190,47 u243 144,58

u40 59,98 u91 108,40 u142 72,84 u193 184,08 u244 146,52

u41 62,49 u92 130,21 u143 73,39 u194 177,27 u245 149,18

u42 65,00 u93 125,28 u144 74,35 u195 169,94 u246 152,70

u43 86,68 u94 120,04 u145 75,79 u196 162,14 u247 157,20

u44 83,30 u95 114,26 u146 77,84 u197 154,13 u248 162,77

u45 79,85 u96 107,48 u147 80,67 u198 146,48 u249 169,38

u46 76,33 u97 98,56 u148 84,56 u199 139,75 u250 176,81

u47 72,85 u98 83,79 u149 89,94 u200 134,17 u251 184,59

u48 69,79 u99 69,57 u150 97,46 u201 129,71 u252 192,25

u49 68,15 u100 62,17 u151 107,66 u202 126,25 u253 199,54

u50 68,15 u101 57,62 u152 118,30 u203 123,65 u254 206,38

u51 69,79 u102 54,56 u153 127,08 u204 121,77 u255 212,83

u256 218,99

I valori delle tensioni totali nei punti sono stati determinati dal prodotto del peso per unità di volume del terreno per la profondità del punto in esame:

σ1 45,00 σ52 180,00 σ103 90,00 σ154 315,00 σ205 225,00 σ2 45,00 σ53 180,00 σ104 90,00 σ155 315,00 σ206 225,00 σ3 45,00 σ54 180,00 σ105 90,00 σ156 315,00 σ207 225,00 σ4 45,00 σ55 180,00 σ106 90,00 σ157 315,00 σ208 225,00 σ5 45,00 σ56 180,00 σ107 90,00 σ158 360,00 σ209 225,00 σ6 45,00 σ57 225,00 σ108 90,00 σ159 360,00 σ210 225,00 σ7 45,00 σ58 225,00 σ109 90,00 σ160 360,00 σ211 225,00 σ8 45,00 σ59 225,00 σ110 90,00 σ161 360,00 σ212 225,00 σ9 45,00 σ60 225,00 σ111 90,00 σ162 360,00 σ213 225,00 σ10 45,00 σ61 225,00 σ112 90,00 σ163 360,00 σ214 225,00 σ11 45,00 σ62 225,00 σ113 90,00 σ164 180,00 σ215 225,00 σ12 45,00 σ63 225,00 σ114 90,00 σ165 180,00 σ216 225,00 σ13 45,00 σ64 45,00 σ115 90,00 σ166 180,00 σ217 225,00 σ14 45,00 σ65 45,00 σ116 90,00 σ167 180,00 σ218 405,00 σ15 90,00 σ66 45,00 σ117 90,00 σ168 180,00 σ219 405,00 σ16 90,00 σ67 45,00 σ118 90,00 σ169 180,00 σ220 405,00 σ17 90,00 σ68 45,00 σ119 270,00 σ170 180,00 σ221 405,00 σ18 90,00 σ69 45,00 σ120 270,00 σ171 180,00 σ222 405,00 σ19 90,00 σ70 45,00 σ121 270,00 σ172 180,00 σ223 405,00 σ20 90,00 σ71 45,00 σ122 270,00 σ173 180,00 σ224 450,00 σ21 90,00 σ72 45,00 σ123 270,00 σ174 180,00 σ225 450,00 σ22 90,00 σ73 45,00 σ124 270,00 σ175 180,00 σ226 450,00 σ23 90,00 σ74 45,00 σ125 315,00 σ176 180,00 σ227 450,00 σ24 90,00 σ75 45,00 σ126 315,00 σ177 180,00 σ228 450,00 σ25 90,00 σ76 45,00 σ127 315,00 σ178 180,00 σ229 450,00 σ26 90,00 σ77 45,00 σ128 315,00 σ179 180,00 σ230 270,00 σ27 90,00 σ78 45,00 σ129 315,00 σ180 180,00 σ231 270,00 σ28 90,00 σ79 45,00 σ130 315,00 σ181 180,00 σ232 270,00 σ29 135,00 σ80 45,00 σ131 135,00 σ182 180,00 σ233 270,00 σ30 135,00 σ81 45,00 σ132 135,00 σ183 180,00 σ234 270,00 σ31 135,00 σ82 45,00 σ133 135,00 σ184 180,00 σ235 270,00 σ32 135,00 σ83 45,00 σ134 135,00 σ185 360,00 σ236 270,00 σ33 135,00 σ84 45,00 σ135 135,00 σ186 360,00 σ237 270,00 σ34 135,00 σ85 225,00 σ136 135,00 σ187 360,00 σ238 270,00 σ35 135,00 σ86 225,00 σ137 135,00 σ188 360,00 σ239 270,00 σ36 135,00 σ87 225,00 σ138 135,00 σ189 360,00 σ240 270,00 σ37 135,00 σ88 225,00 σ139 135,00 σ190 360,00 σ241 270,00 σ38 135,00 σ89 225,00 σ140 135,00 σ191 405,00 σ242 270,00 σ39 135,00 σ90 225,00 σ141 135,00 σ192 405,00 σ243 270,00 σ40 135,00 σ91 225,00 σ142 135,00 σ193 405,00 σ244 270,00 σ41 135,00 σ92 270,00 σ143 135,00 σ194 405,00 σ245 270,00 σ42 135,00 σ93 270,00 σ144 135,00 σ195 405,00 σ246 270,00 σ43 180,00 σ94 270,00 σ145 135,00 σ196 405,00 σ247 270,00 σ44 180,00 σ95 270,00 σ146 135,00 σ197 225,00 σ248 270,00 σ45 180,00 σ96 270,00 σ147 135,00 σ198 225,00 σ249 270,00 σ46 180,00 σ97 270,00 σ148 135,00 σ199 225,00 σ250 270,00 σ47 180,00 σ98 90,00 σ149 135,00 σ200 225,00 σ251 450,00 σ48 180,00 σ99 90,00 σ150 135,00 σ201 225,00 σ252 450,00 σ49 180,00 σ100 90,00 σ151 135,00 σ202 225,00 σ253 450,00 σ50 180,00 σ101 90,00 σ152 315,00 σ203 225,00 σ254 450,00 σ51 180,00 σ102 90,00 σ153 315,00 σ204 225,00 σ255 450,00 σ256 450,00

Si riporta di seguito la tabella riassuntiva della verifica a sifonamento per ogni punto del reticolo:

1 si 52 si 103 si 154 si 205 si 2 si 53 si 104 si 155 si 206 si 3 si 54 si 105 si 156 si 207 si 4 si 55 si 106 si 157 si 208 si 5 si 56 si 107 si 158 si 209 si 6 si 57 si 108 si 159 si 210 si 7 si 58 si 109 si 160 si 211 si 8 si 59 si 110 si 161 si 212 si 9 si 60 si 111 si 162 si 213 si 10 si 61 si 112 si 163 si 214 si 11 si 62 si 113 si 164 no 215 si 12 si 63 si 114 si 165 si 216 si 13 si 64 no 115 si 166 si 217 si 14 si 65 no 116 si 167 si 218 si 15 si 66 no 117 no 168 si 219 si 16 si 67 si 118 no 169 si 220 si 17 si 68 si 119 si 170 si 221 si 18 si 69 si 120 si 171 si 222 si 19 si 70 si 121 si 172 si 223 si 20 si 71 si 122 si 173 si 224 si 21 si 72 si 123 si 174 si 225 si 22 si 73 si 124 si 175 si 226 si 23 si 74 si 125 si 176 si 227 si 24 si 75 si 126 si 177 si 228 si 25 si 76 si 127 si 178 si 229 si 26 si 77 si 128 si 179 si 230 si 27 si 78 si 129 si 180 si 231 si 28 si 79 si 130 si 181 si 232 si 29 si 80 si 131 no 182 si 233 si 30 si 81 si 132 no 183 si 234 si 31 si 82 no 133 si 184 no 235 si 32 si 83 no 134 si 185 si 236 si 33 si 84 no 135 si 186 si 237 si 34 si 85 si 136 si 187 si 238 si 35 si 86 si 137 si 188 si 239 si 36 si 87 si 138 si 189 si 240 si 37 si 88 si 139 si 190 si 241 si 38 si 89 si 140 si 191 si 242 si 39 si 90 si 141 si 192 si 243 si 40 si 91 si 142 si 193 si 244 si 41 si 92 si 143 si 194 si 245 si 42 si 93 si 144 si 195 si 246 si 43 si 94 si 145 si 196 si 247 si 44 si 95 si 146 si 197 si 248 si 45 si 96 si 147 si 198 si 249 si 46 si 97 si 148 si 199 si 250 si 47 si 98 no 149 si 200 si 251 si 48 si 99 no 150 no 201 si 252 si 49 si 100 si 151 no 202 si 253 si 50 si 101 si 152 si 203 si 254 si 51 si 102 si 153 si 204 si 255 si 256 si

I punti del reticolo (e i loro simmetrici) in cui la verifica non è soddisfatta sono evidenziati nello schema seguente:

4 18 43 62 17 64 60 61 69 15 16 44 98 95 96 97 134 130 131 132 133 128 129 1 2 3 31 32 29 30 46 45 63 65 66 67 68 99 100 101 102 103 135 136 22,5 13,5 233 234 235 229 230 231 232 227 228 22,5 22,5 22,5 13,5 13,5 13,5 13,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 22,5 5 6 7 19 20 21 33 34 35 47 48 49 57 58 59 92 93 94 125 126 127 224 225 226 22,5 22,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 73 72 71 70 107 106 105 104 140 139 138 137 239 238 237 236 167 163 164 165 166 161 162 168 169 22,5 158 159 160 170 171 172 173 200 196 197 198 199 194 195 201 202 22,5 191 192 193 203 204 205 206 Figura 47

I risultati della verifica mettono in evidenza la necessità di dover provvedere ad abbassare la falda prima di effettuare le operazioni di scavo per la realizzazione dell’opera.

Questa procedura consente di evitare tutti i rischi legati all’esecuzione di uno scavo in falda nel quale si effettua il prosciugamento dell’acqua solo dall’interno mediante pompe e pozzetti di raccolta. Questo metodo infatti non sarebbe sufficiente a smaltire il flusso proveniente dal fondo poiché il terreno in questione è caratterizzato da un grado di permeabilità medio-alto, pertanto molto permeabile a filtrazioni di acqua con conseguente trasporto di materiale.

L’utilizzo dei pozzi drenanti, il cui dimensionamento è riportato nel capitolo precedente, soddisfa pienamente l’esigenza di mantenere il terreno all’asciutto anche al di fuori del perimetro dello scavo.