IPOTESI 1. Terreno omogeneo EPP ( 2. Criterio MC

IPOTESI 1. Terreno omogeneo RPP 2. Criterio MC 3. Problema piano (B/L = 0) 4. PP orizzontale 5. PC orizzontale 6. Carichi verticali 7. Carichi centrati

IPOTESI RIMOSSE 1. Terreno omogeneo EPP (ψ) 2. Criterio MC 3. Forma diversa da striscia (B/L ≠ 0) (ζ) 4. PP inclinato (α) 5. PC inclinato (β) 6. Carichi inclinati (ξ) 7. Carichi eccentrici (BR, LR)

cccccc

qqqqqq

⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅++⋅⋅⋅⋅⋅⋅+

+⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅=

50 γψξζβαψξζβα

γψξζβα

γγγγγγ,

R2cc1qqlim BNF5,0cNFDNFq ⋅γ⋅⋅⋅+⋅⋅+⋅γ⋅⋅= γγ

Terzaghi, 1943 Caquot & Kerisel, 1948, 1953 Meyerhof, 1951, 1953 Brinch Hansen, 1970 Vesic, 1973, 1975 ………………

Per 20° ≤ ϕ ≤ 40°

Nγ,Terzaghi ∼ (2-5) Nγ,Davis-Booker

ϕγ ⋅= 3,9e0663,0N

ϕγ ⋅= 6,9e1054,0N

(fondazione liscia – “smooth”)

(fondazione scabra – “rough”)

Randolph et al., 2003

κ = kB/cu0 o kD/cu0

Terreno non omogeneo: cu(z) = cum+kz

Carico verticale V ed eccentrico

Meyerhof, 1951; 1953 Vesic, 1973

Taiebat and Carter, 2000a, 2000b

----- Geometria modificata ----- 3D FEM

Conclusioni

• Teoria convenzionale di Terzaghi sufficientemente appropriata in condizioni semplici (ad es. carichi essenzialmente verticali, terreno relativamente omogeneo e sufficientemente rigido)

Conclusioni

• Teoria convenzionale di Terzaghi sufficientemente appropriata in condizioni semplici (ad es. carichi essenzialmente verticali, terreno relativamente omogeneo e sufficientemente rigido) • Il suggerimento di ricorrere ad una fondazione di geometria fittizia per tenere conto dell’eccentricità dei carichi appare ragionevole

Conclusioni

• Teoria convenzionale di Terzaghi sufficientemente appropriata in condizioni semplici (ad es. carichi essenzialmente verticali, terreno relativamente omogeneo e sufficientemente rigido) • Il suggerimento di ricorrere ad una fondazione di geometria fittizia per tenere conto dell’eccentricità dei carichi appare ragionevole • L’espressione per Nγ suggerita da Vesic (1975) dovrebbe essere abbandonata perché errata e non cautelativa

Conclusioni

• Teoria convenzionale di Terzaghi sufficientemente appropriata in condizioni semplici (ad es. carichi essenzialmente verticali, terreno relativamente omogeneo e sufficientemente rigido) • Il suggerimento di ricorrere ad una fondazione di geometria fittizia per tenere conto dell’eccentricità dei carichi appare ragionevole • L’espressione per Nγ suggerita da Vesic (1975) dovrebbe essere abbandonata perché errata e non cautelativa • In condizioni di carico generalizzate, è preferibile ricorrere agli inviluppi di rottura

La dipendenza di ϕ dal livello di tensione media a rottura p’f è

ben descritta dalla relazione semi-empirica suggerita da Bolton (1986): ϕ - ϕcv = m·IR IR = DR·[(Q – ln(p’

f)] Jamiolkowski et al. (2003)

qc, p’0 in kPa

C0 = 300; C1 = 0,46; C2 = 2,96

⋅⋅=

Per assegnati valori di ϕcv e DR, la tensione media a rottura p’f

può determinarsi in base alla relazione (De Beer, 1967):

σ’vo = tensione verticale efficace geostatica al piano di posa

'lim' vo

sentgp σ

ϕϕ⋅+

qc, p’0 [kPa]

C0 = 300; C1 = 0.46; C2 = 2.96

⋅⋅=

Jamiolkowski et al. (2003)

0 5 10 15 20 25 30Load [MN]

BR=18m

PIASTRA

SPERIMENTAZIONE vera grandezza Bustamante & Gianeselli, 1985 Franke, 1991 Alsamman, 1995 camera di calibrazione Ghionna et al., 1994 Jamiolkowski & Sarri, 2000 Fioravante, 1994 Fioravante et al., 1995 Jamiolkowski et al., 2003 centrifuga Murff et al., 1992

ANALISI NUMERICHE Frydman & Burd, 1997 Salgado & Lee, 1999 Sarri, 2001 Potts & Zdravkovic, 2001 Erickson & Drescher, 2002

w/D = 10%

w/D = 5%

0 5 10 15 20 25

0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 w [m]

0 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 w [m]

D = 2 m; φ = 35°; γ = 18kN/m3

w/2R=10%

w/2R=5%

w/D = 10%

w/D = 5%

0 5 10 15 20 25

0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 w [m]

0 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 w [m]

D = 2 m; φ = 35°; γ = 18kN/m3 w = 10 cm ↓

qmax/qlim ∼ 5% ↓

FS ∼ 20

w/2R=10%

w/2R=5%

Carico limite delle fondazioni superficiali

E’ evidente che, per fondazioni su terreni granulari, spesso il vero problema progettuale è la limitazione del cedimento

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

benchmark for optical survey

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) Centro Direzionale di Napoli Holiday Inn + Torre Uffici 2 torri H = 86,5 m 2 platee indipendenti: 40mx32,7m

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) q = Q/(BxL) = 0,16 MPa qlim = 0,5 x Fγ x Nγ x γ x B ∼ 1,7 MPa

FS > 10

⋅⋅

σ−⋅⋅⋅= C

7,0'vo321 IB

32qCCCw

w ∼ 200 mm

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) q = Q/(BxL) = 0,16 MPa qlim = 0,5 x Fγ x Nγ x γ x B ∼ 1,7 MPa

FS > 10

⋅⋅

σ−⋅⋅⋅= C

7,0'vo321 IB

32qCCCw

w ∼ 200 mm pali

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) pali CFA d = 0,6 m; L = 20 m Qlim = 2,2 MN FSP = 2,5 (D.M. 11.03.1988) QS = 0,9 MN

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) pali CFA d = 0,6 m; L = 20 m Qlim = 2,2 MN FSP = 2,5 (D.M. 11.03.1988) QS = 0,9 MN Nmin = 413 / 0,9 ∼ 470 pali

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) 637 pali CFA d = 0,6 m; L = 20 m

0 10 20 30 40

distance across slab [ m ]

Cedimenti misurati

40.00 m 47.10 m

Tower U Tower A

Un caso reale (Mandolini & Viggiani, 1992) w inutilmente piccolo ? (max 32 mm) FS inutilmente grande ?? FSPR ≥ FSP ∼ 10

Boussinesq (1885)

valori di ∆σz/q carico uniformemente distribuito intensità costante q area circolare di raggio a

coefficiente A di Skempton

coefficiente A di Skempton forma della fondazione

coefficiente A di Skempton forma della fondazione rigidezza della fondazione

coefficiente A di Skempton forma della fondazione rigidezza della fondazione rapporto H/B

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

ε1 [%]

q = σ

1 - σ

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

ε1 [%]

A = ∆

Eu ≅ 450 kPa A ≅ 0.22

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

ε1 [%]

q = σ

1 - σ

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

ε1 [%]

A = ∆

Eu ≅ 10750 kPa A ≅ 0.26

METODO DI DE BEER

Peso unità di volume

densità relativa

granulometria +

densità relativa

METODO DI DE BEER

granulometria +

densità relativa +

( ) ii,ed

E5.12.1E

⋅÷=

METODO DI DE BEER

granulometria +

densità relativa +

( ) ii,ed

E5.12.1E

⋅÷=

∆σz,i

METODO DI DE BEER

granulometria +

densità relativa +

( ) ii,ed

E5.12.1E

⋅÷=

∆σz,i +

∑ ∆⋅σ∆

i,z zE

METODO DI DE BEER

METODO DI SCHMERTMANN

a) e c): analisi numeriche FEM non lineari b) e d): risultati sperimentali

von qq 'σ−=

Forma della fondazione

Profondità piano di posa D

Scelta del tempo di riferimento

C1⋅qn

∆⋅⋅⋅⋅=

zin21 z

C1⋅qn

∆⋅⋅⋅⋅=

zin21 z

suggerimento dello chef (Schmertmann) il metodo è valido per sabbie sciolte

riduzione del 50% per terreni addensati

granulometria +

densità relativa +

( ) ii,ed

E5.12.1E

⋅÷=

∆σz,i +

∑ ∆⋅σ∆

i,z zE

METODO DI DE BEER

C1⋅qn

∆⋅⋅⋅⋅=

zin21 z

Suggerimento dello chef (Schmertmann): Il metodo è valido per sabbie sciolte.

Riduzione del 50% per terreni addensati

METODO DI TERZAGHI & PECK

1 10 100 1000

log(t) (anni)

PROVE CPT vs SPT

cedimento, w cedimento differenziale, δw

inflessione relativa, ∆ rapporto di inflessione, ∆/L

inclinazione, ω rotazione relativa, β

rotazione , θ distorsione angolare, α

cedimento w (medio, massimo) funzionalità (es.: impianti)

inclinazione, ω funzionalità (es.: abitabilità)

inclinazione , ω funzionalità (es.: fruibilità) statica (es.: muratura, stabilità)

edifici in muratura edifici in c.a.

rotazione relativa β, rapporto di inflessione ∆/L danno elementi strutturali e non strutturali

Skempton & McDonald

Fondazioni isolate su sabbie Fondazioni continue su sabbie

Fondazioni isolate su argille Fondazioni continue su argille

Grant et al

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

DANNI -strutturali (componenti portanti – travi, pilastri, ecc.) - non strutturali (componenti portati – tompagnature, intonaci, ecc.)

1/500 ÷ 1/200

1/2000 ÷ 1/500

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

danni non strutturali

danni strutturali

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

danni strutturali

N = 14 ( )

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

danni strutturali

N = 14 ( )

Per wmax ≤ 3 cm e βmax ≤ 5x10-4 non si sono mai verificati danni

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

danni strutturali

N = 14 ( )

Per wmax ≤ 3 cm e βmax ≤ 5x10-4 non si sono mai verificati danni Per βmax ≤ 1x10-3 è molto probabile che non si verifichino danni

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0.1 1.0 10.0 100.0 1000.0wmax [cm]

N = 142

Mandolini, 2003

danni strutturali

N = 14 ( )

Per wmax ≤ 3 cm e βmax ≤ 5x10-4 non si sono mai verificati danni Per βmax ≤ 1x10-3 è molto probabile che non si verifichino danni Per βmax ≥ 3x10-3 è probabile che si verifichino danni

- caratteristiche materiali - sequenza spaziale e temporale della costruzione - contributo degli elementi “portati” (tompagni, tramezzi, …) - interazione tra elementi “portati” e elementi “portanti” (travi, pilastri, ...) - reale intensità e distribuzione dei carichi - comportamento all’interfaccia tra diversi elementi - ………

fonti di incertezza nella modellazione strutturale

INTERAZIONE STRUTTURA-FONDAZIONE-TERRENO

Fjeld, 1963: Drammen (Norvegia) edificio in c.a. termine costruzione (1951)

momenti flettenti derivanti dagli spostamenti misurati

L/λ>π forza o coppia concentrate, sezione intermedia

L/λ>π forza o coppia concentrate, in una estremità

L/λ>π

forza concentrata in una sezione qualsiasi

w ⋅λ⋅⋅

PM ⋅

λ⋅=

'CPT ⋅=

b = L - a

f'C,'B,'A

Individua la trave

Individua la posizione della forza

Individua il punto nel

quale si vogliono valutare gli

effetti

-L/λ > 4 “trave di lunghezza infinita”

- A’, B’ e C’ per a/L > 0.5 (reciprocità)

forza concentrata in una sezione qualsiasi

un corpo immerso (totalmente o parzialmente) in un fluido riceve una spinta (detta forza di galleggiamento) verticale (dal basso verso l'alto) di intensità pari al peso del volume di liquido spostato.

Principio di Archimede

Archimede (287 a.c. – 212 a.c.) in un dipinto di Domenico Fetti (1620)

PROVA DI CARICO SU PIASTRA

Valori tipici di k1 [N/cm3] per argille

cu [kPa] k1 valore consigliato50÷100 18÷35 25100÷200 35÷70 50> 200 > 70 100

non saturo saturo

addensamento k1valore

consigliatovalore

consigliatosciolto 7÷20 15 10medio 20÷100 50 30denso 100÷350 175 110

Valori tipici di k1 [N/cm3] per sabbie

PIASTRA FONDAZIONE

Ω⋅b

Ω⋅B H

PIASTRA FONDAZIONE

∞ rigida ∞ flessibile

Metodo di Barden (1954)

Metodo di Koenig-Sherif (1975)

Preistoria: Palafitte di Ledro (TN)

IV a.C.

Primo riferimento storico: Erodoto (IV a.C.)

IV a.C.

Venezia (VIII d.C.)

VIII d.C.

X d.C.

Amsterdam (X d.C.)

IV a.C.

VIII d.C. Alessandro Mandolini - Lezione n. 3 - Pali di fondazione: Relazione tra tecnologia e comportamento

Anonimo (XVI d.C.)

XVI d.C.

X d.C.

IV a.C.

VIII d.C.

M. Heien (1712 – 1768)

XVIII d.C.

XVI d.C.

X d.C.

IV a.C.

VIII d.C.

XVIII d.C.

XVI d.C.

X d.C.

IV a.C.

VIII d.C.

XX d.C.

Situazione immutata fino agli inizi del secolo scorso, poi: - disponibilità attrezzature più potenti - tecniche per il sostegno del foro (tubazioni, fanghi bentonitici) - nuovi materiali (calcestruzzo)

pali con asportazione di terreno (pali trivellati)

ma anche

pali a spostamento di terreno (battuti) gettati in opera.

Alessandro Mandolini - Lezione n. 3 - Pali di fondazione: Relazione tra tecnologia e comportamento

XVIII d.C.

XVI d.C.

X d.C.

IV a.C.

VIII d.C.

XXI d.C.

XX d.C.

“ALCUNI” TIPI DI PALO (Swedish Geotechnical Society www.geoforum.com) Alpha Pile, Atlas Pile, Bade System, Benoto System, Brechtl System, Button-bottom Pile, Casagrande System, Compressol Pile, Continuous Flight Auger (CFA) System, Daido SS Pile, Delta Pile, Drill-and-drive Pile, Franki Composite Pile, Franki Excavated Pile, Franki Pile, Franki Pile with casing top driven, Franki VB Pfahl, Fundex Pile, Held-Franke System, Hochstrasser-Weise System, Hollow precast concrete pile with timber/steel core, Icos Veder System, Jointed Concrete Pile, Lacor Pile, Large diameter bored pile, Lind-Calweld Pile, Lorenz Pile, Mast System, Millgard Shell Pile, Mini pile, Monierbau Pile, Multiton Pile, MV-pile, Omega Pile, Pieux Choc, Precast Concrete Pile, Precast Reinforced Concrete Pile, Pressodrill, Prestcore, Prestressed Concrete Pile, Raymond Pile, Rolba Pile, Sheet Pile, Simplex System, Small diameter bored pile, Soilex System, Starsol Pile, Steel Box Pile, Steel pile, Steel Tube Pile, Steel-concrete (SC) Composite Pile, Steel-H Pile, SVB Pile, SVV Pile, Timber Pile, Tubex Pile, Westpile Shell Pile, Vibrex Cast-In-Situ Pile, Wolfholz System, X-pile, Zeissl System, ………….

Alessandro Mandolini - Lezione n. 3 - Pali di fondazione: Relazione tra tecnologia e comportamento

OGGI (XXI d.C.)

battuti infissi a spostamento di terreno

trivellati a sostituzione di terreno ad asportazione di terreno

GRANDE

PICCOLO

a spostamento

ad aspostazione

20 25 30 35 40

nte β

angolo di attrito, ϕ (°)

PALI A SPOSTAMENTO

GRANDE SPOSTAMENTO

PALI BATTUTI (pre-fabbricati)

Pali Steel box

Pali Icels

Pali Lacor

Pali Union

Pali Raymond

………..

PALI A SPOSTAMENTO

GRANDE SPOSTAMENTO

PALI BATTUTI (gettati in opera)

Franki

Vibrex

MacArthur pedestal

Western compressed

Western pedestal

Western button-bottom

Positive

West shell

………..

PALI A SPOSTAMENTO

GRANDE SPOSTAMENTO

PALI BATTUTI (gettati in opera)

Franki

Vibrex

MacArthur pedestal

Western compressed

Western pedestal

Western button-bottom

Positive

West shell

………..

PALI A VITE Omega

Berkel

Fundex

……..

PALI A SPOSTAMENTO

PICCOLO SPOSTAMENTO

PALI A VITE Omega

Berkel

Fundex

……..

PALI A SPOSTAMENTO

PICCOLO SPOSTAMENTO

PALI A VITE Omega

Berkel

Fundex

……..

PALI A SPOSTAMENTO

PICCOLO SPOSTAMENTO

PALI AD ASPORTAZIONE

PALI TRIVELLATI CLS prefabbricato

acciaio

CLS gettato in opera

acciaio

PALI TRIVELLATI

Infinità varietà derivanti dalle svariate combinazioni di: - Sistemi di trivellazione

MANUALE PERCUSSIONE ROTO-PERCUSSIONE ROTARY

PALI TRIVELLATI

MECCANICA IDRAULICA

PALI TRIVELLATI

Infinità varietà derivanti dalle svariate combinazioni di: - Utensili di perforazione

PALI TRIVELLATI

Infinità varietà derivanti dalle svariate combinazioni di: - Sostegno del foro (se necessario)

MECCANICO FLUIDO

BENTONITE

POLIMERI

ARIA COMPRESSA

TUBAZIONI

PALI TRIVELLATI

MECCANICO

TUBAZIONI

PALI TRIVELLATI

FLUIDO

BENTONITE

POLIMERI

ARIA COMPRESSA

PALI TRIVELLATI

0 0.4 0.8 1.2β = τslim/σ'v

Pali trivellati in sabbia D = 0.914 m L = 10 m

bentonite cake < 1 mm

polimeri no cake

bentonite cake ≈ 10 mm

Ata e O’Neill (1997)

Effetti dell’installazione sulla resistenza laterale

AD ELICA CONTINUA

Concepito in Olanda nei primi anni ’60 Notevole sviluppo in Europa, fortemente ostacolato negli USA

1984 1985 1986 1987 1988 1989 1990 1991 1992

non displ. pilesauger pilesdispl. piles

Trevisani, 1992

AD ELICA CONTINUA

Concepito in Olanda nei primi anni ’60 Notevole sviluppo in Europa, fortemente ostacolato negli USA

1984 1985 1986 1987 1988 1989 1990 1991 1992

non displ. pilesauger pilesdispl. piles

2000 2001 2002 2003 2004

Trevisani, 1992 Mandolini, 2004

10÷20Pali a secco-ad elica continua

0,5÷1

Pali con fango bentonitico-a rotopercussione con circolazione inversa-a rotazione con circolazione inversa-con bucket in fango statico

Pali con tubazione metallica-con morsa oscillante-con vibroinfissione

Velocità di perforazione (m / h)Tipo di palo trivellato

10÷20Pali a secco-ad elica continua

0,5÷1

Pali con fango bentonitico-a rotopercussione con circolazione inversa-a rotazione con circolazione inversa-con bucket in fango statico

Pali con tubazione metallica-con morsa oscillante-con vibroinfissione

Velocità di perforazione (m / h)Tipo di palo trivellato

2 platee rettangolari

8 platee circolari 2 edifici infrastrutture

≈ 1500 Pali CFA

≈ 1300 Pali CFA

≈ 200 Pali CFA

≈ 300 Pali CFA

2 platee rettangolari

8 platee circolari 2 edifici infrastrutture

≈ 1500 Pali CFA

≈ 1300 Pali CFA

≈ 200 Pali CFA

≈ 300 Pali CFA

≈ 3300 pali (60% dN = 0,8 m; 40% dN = 0,6 m), L = 24 m

LUNGHEZZA TOTALE ≈ 80 km, VOLUME TOTALE ≈ 33.000 m3

0.0 0.5 1.0CC [-]

10 20 30 40ϕ [°]

0 10 20 30qC [MPa]

Riporto Terreni alluvionali Formazione di base

indagini geotecniche su un’area di circa 10000 m2:

• 7 sondaggi CC fino a 50 m • 17 CPT • 7 CPTU • 4 Seismic CPTU (SCPTU) • 30 campioni indisturbati classe Q5 (prove laboratorio)

FASE 0 – caratterizzazione geotecnica

FASE I – Verifica del sistema di controllo

10 pali lunghezza ridotta successivamente estratti per misurare – con passo 0,5 m – la vera lunghezza e il vero diametro

FASE II – prove di carico statico su pali strumentati

3 pali pilota 2 × dN = 0,8 m + 1 × dN = 0,6 m QMAX = (3-4)×Qes

FASE III – Costruzione delle palificate

- per tutti i pali, misura parametri installazione - 9 prove collaudo d = 0,8 m - 300 controlli non distruttivi (20% del numero totale di pali)

d = 0,8 m L = 24 m

d = 0,6 m L = 22,5 m

d = 0,8 m L = 24,1 m

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

total loadshaft loadbase load

QMAX = 4,08 MN SMAX = 2,81 MN PMAX = 1,55 MN wMAX = 75,6 mm

QMAX = 5,30 MN SMAX = 3,94 MN PMAX = 1,36 MN wMAX = 22,8 mm

palo1 - L = 24,0 m, d = 0,8 m palo 3 - L = 24,1 m, d = 0,8 m

0 10 20

ω [r.p.m.]

VP [m/h]

0 10 20

ω [r.p.m.]0 25

VP [m/h]

0 10 20 30

qc [MPa]

0 10 20 30

qc [MPa]

Palo 1

VP < VP,CRIT lungo tutta la sup. lat.

“PAT” - asportazione

Palo 3

VP ≈ VP,CRIT per buona parte della sup. lat

“PST” - spostamento

0 50 100

QC [m3/h]

50 150

VR [m/h]

0 50 100

QC [m3/h]

50 150

VR [m/h]

Palo 1 dAV > dN

lungo tutta la sup. lat.

dS = 0,82 m; dB = 0,84 m

Palo 3 dAV > dN

lungo tutta la sup. lat.

dS = 0,85 m; dB = 0,94 m

pile n° 1

pile n° 2

pile n° 3

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

, s [k

-------- uncorrected

pile n° 1

pile n° 2pile n° 3

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

Geometria nominale

pile n° 1

pile n° 2

pile n° 3

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

, s [k

pile n° 1

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

Geometria nominale

pile n° 2

pile n° 1

pile n° 3

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

, s [k

_____ corrected-------- uncorrected

pile n° 2

0 20 40 60 80

settlement, w [mm]

_____ corrected-------- uncorrected

Geometria reale

20 prove di carico a rottura su pali pilota pali gettati in opera: trivellati, CFA, infissi(Franki) d = 0,35-2,00 m; L = 9,5-42,0 m; L/d = 16-61

20 prove di carico a rottura su pali pilota (Mandolini et al., 2005) Pali gettati in opera (trivellati, CFA, infissi) d = 0,35-2,00 m; L = 9,5-42,0 m; L/d = 16-61

Tipo di palo (Qlim/W)av COV(Qlim/W) Trivellato 12,1 (1) 0,26 CFA 37,5 (∼3) 0,25 Infisso 73,1 (∼6) 0,08 Qlim = valore del carico al 10%d

Beretzantsev

L/d = 20; ϕ = 30°

Riduzione del 40% per PAT Incremento del 260% per PST NqPST/NqPAT = 4.5

qs,lim

qb,lim

RIEPILOGO: formule statiche

( ) vovos K ''lim, σβσµτ ⋅=⋅⋅=

Lzv,qlimp, 'Nq =⋅= σ

Condizioni drenate

us c⋅=ατ lim,

Lzvuc =+⋅= ,limp,q σ9

Condizioni non drenate

qs,lim

qb,lim

RIEPILOGO: formule statiche

( ) vovos K ''lim, σβσµτ ⋅=⋅⋅=

Lzv,qlimp, 'Nq =⋅= σ

Condizioni drenate

us c⋅=ατ lim,

Lzvuc =+⋅= ,limp,q σ9

Condizioni non drenate

PALI TRIVELLATI

L/d=10 L/d=50

0 10 20 30 40

qc [MPa]

0 10 20 30 40

qc [MPa]

0 200 400 600

qLL [kPa]

1 10 100 1000

F = qc / qLL [-]

Stato di addensamento (terreno granulare)

qc [MPa] αs,PST [-]

Molto sciolto < 2 0.020

Sciolto 2÷5 0.015

Medio 5÷15 0.012

Denso 15÷25 0.009

Molto denso > 25 0.007

Tipo di palo Terreno K [-] Note Riferimento

PST prefabbricato

Sabbia 0,40÷0,45

Martin et al., 1987; Decourt, 1982

LimoLimo sabbioso 0,35 Martin et al., 1987

argilla 0,12÷0,20

Martin et al., 1987; Decourt, 1982

qualsiasi 0,30 Shioi & Fukuni, 1982

PST gettato in opera GG 0,15 qb ≤ 7,5 MPa Yamashita, 1987

PATGG 0,10

Shioi & Fukuni, 1982

GF 0,15

qb = K⋅NSPT qs = α + β⋅NSPT

Tipo di palo Terreno α [-] β [-] Note Riferimento

PST prefabbricato

GG 0 2 Meyerhof, 1956; Shioi & Fukui, 1982

Qualsiasi 10 3,3 3≤NSPT≤50qs ≤ 170 kPa

Decourt, 1982

GF 0 10 Shioi & Fukui, 1982

PST gettato in opera

GG30 2 qs ≤ 200 kPa Yamashita, 1987

0 5 Shioi & Fukui, 1982

GF0 5 qs ≤ 150 kPa Yamashita, 1987

0 10 Shioi & Fukui, 1982

GG0 1 Findlay, 1984; Shioi & Fukui, 1982

0 3,3 Wright & Reese, 1979; Shioi & Fukui, 1982

10 3,3Pali in FB:3≤NSPT≤50

qs ≤ 170 kPaDecourt, 1982

qb = K⋅NSPT qs = α + β⋅NSPT

0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00

carico, Q [MN]

ZAVORRA

PALI A TRAZIONE

APPLICAZIONE DEI CARICHI

MISURA DEI CEDIMENTI

APPLICAZIONE DEI CARICHI

Perché possa ritenersi NOTO il carico applicato, è necessario procedere all’applicazione dei carichi attraverso un martinetto posizionato in asse al palo e misurare i carichi con una cella di carico al di sopra della quale sia disposto uno snodo sferico.

MISURA DEI CEDIMENTI

Perché i cedimenti misurati possano ritenersi AFFIDABILI, è necessario disporre di travi portamicrometro sufficientemente rigide, con estremità sufficientemente lontane dal palo di prova (tipicamente 5 volte il diametro del palo) una delle quali libera di scorrere, il tutto non esposto a irraggiamento diretto.

settlement, w

load [MN]

settlement, w

load [MN]

d = 50 cm

settlement, w

load [MN]

d = 50 cm

0 5 10 15 20