Elementi di Progettazione Geotecnica

LIMITE SUPERIORE

Per SABBIE SCIOLTE G 200 ∙ [N ∙ σ′ ∙ p à

b

H ^

LIMITE INFERIORE

In assenza di misure dirette di G0 (argomento sul quale si ritornerà in seguito quando si

parlerà di prove CH o DH), (2009) suggerisce di utilizzare il limite inferiore. Da

Schnaid

notare che queste due equazioni appena scritte, sono adimensionali. In alcuni problemi

T $ ∙ ! % !

UP UM

applicativi (ad es. valutazione dei cedimenti), è possibile che è

,

pertanto necessario individuare valori operativi della rigidezza del terreno con i quali

G < G

0

procedere nei calcoli, in questo caso si preferisce usare il limite inferiore, per seguire una

logica cautelativa, in modo da sovrastimare i cedimenti. Dato che per stimare il livello di

deformazioni ho bisogno della rigidezza, che non conosco perché la sto cercando, in

particolare, a grandi deformazioni, quando la rigidezza non è costante, la risposta non lineare

del terreno costringe a valutare prima il livello di deformazione che sarà noto soltanto dopo

aver stimato la rigidezza, cosa chiaramente non fattibile e, si parla in questi casi di

“rigidezza che non è un parametro del terreno, ma un parametro che

operativa del terreno”

descrive la rigidezza in un certo campo di deformazioni, che in funzione del problema che mi

propongo di risolvere, vado a scegliere di conseguenza (vedi ad es. la rigidezza operativa E u

nel metodo si Skempton & Bjerrum). Le correlazioni su scritte per la rigidezza iniziale, si

possono utilizzare anche come strumento di verifica delle prove SPT, infatti se ho ottenuto i

valori di G0 attraverso le prove e questi non dovranno essere molto

down-hole cross-hole,

diversi, anzi affini, se escono molto diversi significa che una delle due prove è stata fatta

male. Quindi è sempre bene avere più informazioni sullo stesso dato, per un maggiore

controllo sul risultato. N 60

Il rapporto scritto per l’asse delle ordinate, rappresenta l’inverso del coefficiente globale di

⁄

cd e e

fgh ijh

sicurezza: . Si vede che in ambo le curve è logicamente verificato che il

valore più alto della rigidezza è quello iniziale e, al crescere del carico quindi all’avvicinarsi

man mano alla rottura, tendono a decrescere, come ci si aspetta dal legame costitutivo. È

evidente che al crescere del carico applicato rispetto al carico ultimo, la rigidezza dei terreni

si riduce in conseguenza della non linearità del comportamento dei terreni. Le due curve che

passano attraverso tutti i punti indicati danno un’ulteriore informazione, tanto per

cominciare, i punti neri sono relativi a sabbie e ghiaie NC, quelli bianchi a sabbie e ghiaie

OC. Se applico sul terreno ad esempio il 20% del carico che ne determinerebbe la rottura

(FS=2), la rigidezza è pari a due volte per un terreno OC mentre è proprio per un

N N

60 60

terreno NC. Tutti i punti rappresentati sono ottenuti tramite sperimentazioni nelle quali si

sono misurate le deformazioni del terreno al variare del livello di carico applicato, in altre

parole se rappresentassi una curva tensioni-deformazioni in termini di carico applicato-

rigidezza, avrei ottenuto proprio la curva di sopra, ma siccome i terreni granulari non sono

campionabili, la curva di sopra è stata fatta con delle sperimentazioni “ad che hanno

hoc”

mostrato, che al crescere del livello di carico la rigidezza si riduce, con leggi che dipendono

dalla storia tensionale del deposito. Si vede anche che:

m u#

nop

l P ⇒ 0 t w ~ /!

m v C

qrp

Tutte queste informazioni per il modulo valgono anche per il modulo poiché legati

E, G,

0

X quindi parlare di equivale a parlare di sulla coesione non

dalla relazione: , E G,

Cyz

c’è nulla da dire poiché i terreni granulari, sono sciolti e privi di legami di cementazione.

Tutte le correlazioni fornite fino ad ora riguardano esclusivamente terreni granulari sciolti

incoerenti (c = 0) di elevata permeabilità.

SPT per terreni a GF a ridotta permeabilità.

I tempi di esecuzione delle prove in sito (ed in particolare delle SPT, dinamiche) sono

sufficientemente ridotti se confrontati con i tempi di dissipazione delle il che determina

Δu,

l’instaurarsi di condizioni non drenate Impossibilità di operare in termini di tensioni efficaci.

Di conseguenza, le uniche informazioni desumibili saranno in termini di tensioni totali

(c , ).

E Questo perche???...leggi di seguito.

u u di ogni relazione che fornisca parametri efficaci (c’, …), infatti di

Diffidare E’,

ϕ’,

correlazioni che forniscono questi parametri, se ne possono trovare molte, ma la prova SPT è

una prova dinamica, poiché do delle forze impulsive alla batteria di aste e di conseguenza

delle variazioni istantanee di carico, se il terreno è a GF di ridotta permeabilità non ha

assolutamente il tempo di esibire una risposta in termini di tensioni efficaci perché la sua

risposta sarà condizionata da condizioni ND, che daranno luogo all’insorgere di di

Δu,

conseguenza quello che mi esprimerà il terreno in termini di resistenza all’avanzamento del

campionatore, sarà una ergo le uniche cose che può dare sono e quindi

resistenza ND, c E

u u

ovvero soltanto parametri in termini di tensioni totali. Solo dalle prove in laboratorio si

possono conoscere …poiché le le stiamo misurando e di conseguenza, lo stato

c’, E’,

ϕ’, Δu

tensionale efficace è noto, qui invece non le stiamo per niente misurando, come se stessimo

facendo una Tx.UU. Non compare assolutamente la poiché l’acqua non resiste agli sforzi

G u

0 X

n n

di taglio, in condizioni ND, , ovvero la rigidezza al taglio ND è praticamente uguale

0 n

a quella dello scheletro solido. Invece passa attraverso il coefficiente di Poisson che è

z !. M {q |. }, z  !. M {q |. }.

pari a

Grazie alla possibilità di prelevare campioni indisturbati:

da un lato è possibile determinare i parametri da opportune prove di laboratorio

• dall’altro, è possibile istituire correlazione più affidabili e calibrate (se lo si vuole) sito

• per sito:

A. eseguendo prove SPT a varie profondità.

B. eseguendo prove di laboratorio su campioni indisturbati.

Misurando alla profondità e, ad esempio, alla stessa profondità è possibile

N z (a) c (b),

SPT u

ottenere il rapporto per il proprio terreno. Quindi si possono ottenere delle

c /N

u SPT

correlazioni specifiche ed accurate per il proprio caso. Per esempio fornisce questa

Stroud

indicazione tra il rapporto (shear strength) in funzione ad esempio di una proprietà

s /N

u 60

indice del materiale in esame ad esempio l’indice di plasticità E, da come è possibile

I

P.

osservare, esiste, sempre nella dispersione di valori di questi parametri, una tendenza ovvero,

il rapporto tende a ridursi all’aumentare dell’indice di plasticità, da valori pari che

s /N

u 60

spaziano in:

La relazione su scritta, vale per una valutazione preliminare di massima per organizzare

eventualmente una campagna di indagini ancor più approfondita, con prove di laboratorio,

per sviluppare delle correlazioni relative al nostro sito. Ma resta che per argille di un certo I

P

si individuano valori della non molto diversi da valori che si ottengono dalla relazione di

s

u

Stroud, che quindi mi serve per un controllo. Per quanto riguarda la rigidezza in CND

E

u

(Butler, 1975):

Ricordando quanto detto per la rigidezza riscontriamo in questo caso una somiglianza,

E u

ovvero per elevati valori del livello di carico, l’inverso del coefficiente di sicurezza, si

avevano valori di questo ordine di grandezza. Quindi faccio la prova SPT, la correggo a ,

N 60

1 € 1.2

la moltiplico per ed ottengo il valore della rigidezza non drenata (stima).

Incrociando le due relazioni:

Ossia c’è una coincidenza con la meccanica dei terreni, com’è logico che sia se sono

equazioni valide, ovvero sono quei valori tipici dei terreni a GF di ridotta permeabilità, in cui

la rigidezza non drenata è in genere 200volte il valore della resistenza al taglio non drenata,

ovvero queste prove in sito, non possono che confermare quello che già conosciamo dalle

prove di laboratorio. PROVE SISMICHE IN FORO

Le prove in foro possono essere classificate in ragione della posizione della sorgente e dei

ricevitori. Si possono distinguere le indagini Down-Hole (DH), Up-Hole (UH) e Cross-Hole

(CH). Nelle prove DH la sorgente rimane in superficie e i geofoni vengono immessi nel

perforo. Nella prova UP la sorgente si inverte con i ricevitori mentre nella CH sia le sorgenti

che i ricevitori sono immessi nei fori. Una delle più importanti fasi per effettuare una prova in

foro è il condizionamento del foro stesso. Per condizionamento di un foro si intende un

processo di opere necessario per garantire il giusto accoppiamento tra il tubo di rivestimento

ed il profilo verticale di terreno incassante.

Condizionamento del foro di indagine.

Per effettuare una prova sismica in foro, in generale nel foro dove vanno alloggiati i sensori o

le sorgenti non distruttive, è necessario predisporre il foro di sondaggio verticale eseguendo

un rivestimento del perforo con tubazione in PVC od altro materiale ad alta impedenza alle

vibrazioni; il diametro interno del tubo deve essere compreso fra mm 80 e mm 125 e lo

spessore fra mm 5 e mm 10. Nello spazio anulare in corrispondenza tra le pareti del foro ed il

tubo di rivestimento, va effettuata una cementazione dal basso fino al rifluimento della miscela

cementizia in superficie, utilizzando valvola di fondo foro e qualora non sia possibile, utilizzare

un tubo calato nell’intercapedine fino a fondo foro. E’ compreso quanto altro occorre per dare

la predisposizione completa ad esclusione del pozzetto protettivo. Ovviamente è necessario

accertarsi che la cementazione occupi tutto lo spazio disponibile e che la prova venga

eseguita dopo non meno di 25-30 giorni di stagionatura della miscela di cemento.

PROVA DOWN-HOLE

Nella tecnica di indagine Down-Hole, (DH), si installa in superficie una sorgente ad impulsi

verticali e/o orizzontali e nel foro di misura con uno o più ricevitori a distanza nota ed

opportunamente orientati, il tempo di arrivo delle varie fasi P od S mediante diverse tec niche

di analisi (figura 1A).

E’ possibile spostare la sorgente dalla verticale del foro di 3-5 metri per attenuare l’effetto

delle onde di tubo (Figura 1B).

L’impulso alla sorgente produce lungo la direzion