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IndagineTeorico-Sperimentale su TirantiSubacqueiRealizzati con TecnologiaUnder WaterAnchors

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Il comfortglobale: la visione occidentale del TemporalDesign

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Ordine degliIngegneri della Provincia di BolognaCommissioneGiovaniPrimo Premio di Laurea

� Indagine Teorico-Sperimentale su Tiranti Subacquei Realizzati con Tecnologia Under Water Anchors LEONELLO SCIACCA - FAUSTO VAL -MORI - CESARE MELEGARI - FABIO MALETTI - MAURIZIO LENZI - PAOLA CAMPANA - VINCENZO PADOVANI � Il comfort globale: la visione occidentale delTemporal Design ALESSANDRO COCCHI - YOICHI ANDO � Ordine degli Ingegneri della Provincia di Bologna - Commissione Giovani - PrimoPremio di Laurea � Dall’Istituto di Istruzione Professionale Edile � Le aziende informano � NOTIZIARI: Associazione Ingegneri e Ar -chitetti della Provincia di Bologna - Ordine Inge gneri della Provincia di Bologna - Ancebologna - Asso � RUBRICHE: Corsi&Con vegni

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mensile di tecnica e informazione dell’associazione ingegneri e architetti e del collegio costruttori della provincia di bolognanotiziario del collegio regionale ingegneri e architetti dell’emilia-romagnanotiziario della federazione degli ordini degli ingegneri della regione emilia-romagna

INGEGNERI ARCHITETTI COSTRUTTORI71471

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PREMESSA

In ambito portuale l’approfondimento dei fondali costi-tuisce sempre più sovente un requisito prioritario, neces-sario per garantire l’operatività delle banchine a frontedel progressivo incremento di traffico e di stazza dellenavi mercantili e da crociera. E’ quindi ormai prassi che neipiani regolatori dei porti vengano previsti fondali dragatia profondità rilevanti rispetto al medio mare, dell’ordinedi -12.00 m per gli approdi esistenti e di -15.00 m per lebanchine di nuova costruzione. In questo contesto SAPIR Engineering ha redatto, su inca-rico dell’Autorità Portuale di Ravenna, il progetto diapprofondimento a quota -12.00 m dei fondali delle ban-chine del Terminal SAPIR e degli accosti limitrofi indivi-duando come soluzione alternativa alla infissione di nuovipalancolati il rinforzo strutturale delle banchine esistentimediante tiranti subacquei profondi. Questa soluzioneconsente infatti di inserire vincoli supplementari nellezone più cimentate e risulta idonea in relazione alla stra-tigrafia del terreno di sedime costituito da banchi di sab-bia fine e di sabbia limosa.Definita l’idea progettuale si è quindi posta l’esigenza disviluppare la tecnologia adeguata allo scopo ed a talriguardo SAPIR Engineering ha individuato nella tecnicadel MiniJet grouting, già utilizzata da Tecniwell per ese-guire tiranti in condizioni di controllo remoto, la tecnolo-gia potenzialmente idonea per l’utilizzo in ambito subac-queo. Si è pertanto deciso di operare la messa a punto el’evoluzione tecnica per l’ambiente marino dell’unitàrobotizzata e del relativo software di controllo remotoche comanda l’esecuzione del tirante, anche a seguito del-l’impulso impresso dall’appalto di lavori di consolidamen-to di banchine bandito dall’Autorità Portuale di Ravenna.Nell’ambito pertanto dello sviluppo di questa innovativatecnologia on-shore, con il coordinamento ed il supportologistico SAPIR e l’egida dell’Autorità Portuale, è statoapprontato all’interno del Porto Intermodale di Ravennain fregio all’accosto nr. 18 della Darsena San Vitale uncampo prove sperimentale (fig. 1) avente come obiettivo

l’esecuzione, il monitoraggio ed il collaudo di tiranti sub-acquei realizzati con tecnologia Tecniwell U.W.A., acroni-mo del termine Under Water Anchors. Scopo della speri-mentazione eseguita nel periodo giugno-luglio 2010 èstato quello di verificare e validare la fattibilità della solu-zione proposta e l’affidabilità di questi tiranti di nuovaconcezione tecnologica da utilizzare nel rinforzo e nellacostruzione di banchine portuali.Tracciato lo scenario di riferimento, la presente nota tec-nica illustra lo studio teorico e sperimentale dei tirantisubacquei trattando dapprima l’analisi teorica in camponon lineare dell’interazione tra tirante e terreno mirata

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Indagine Teorico-Sperimentale su Tiranti Subacquei Realizzati con Tecnologia Under Water AnchorsLeonello Sciacca(1), Fausto Valmori(1), Cesare Melegari(2), Fabio Maletti(3), Maurizio Lenzi(3), Paola Campana(4), Vincenzo Padovani(5)

(1) SAPIR Engineering, Ravenna - (2) TECNIWELL srl , Podenzano (PC) - (3) Autorità Portuale, Ravenna (4) ACMAR scpa, Ravenna - (5) Studio CAMPANA, Forlì - (6) Studio PADOVANI, Ravenna.

SOMMARIO

Nell’articolo si presenta il resoconto di un’indagine teori-co sperimentale riguardante l’ideazione e la messa apunto di una tecnologia on-shore operante in controlloremoto e che consente l’esecuzione da terra di tiranti sub-acquei da utilizzare per il consolidamento delle banchineportuali. Vengono illustrati il modello di interazione nonlineare tra tiranti subacquei e terreno, le varie fasi esecu-tive relative alla realizzazione di un campo prova speri-mentale ed infine i risultati ottenuti in fase di tesatura ecollaudo operando il confronto degli allungamenti misu-rati con le previsioni teoriche.

SUMMARY

In the paper the results of a theoretical analysis andexperimental tests concerning under water anchors(UWA) are illustrated. The tie-anchors are built by meansof an innovative on-shore technology which operates allthe executive steps in remote control. This technologycan be used especially in the rehabilitation of portbulkheads. The construction steps are illustrated togetherwith the comparison between the theoretical values ofthe elongations of the anchors provided by a non linearmodel and the experimental results of the load tests.

ad individuare la correlazione tra gli sforzi di trazioneapplicati ed i corrispondenti allungamenti oggetto dimisura. Vengono poi commentati i risultati di una serie diprove condotte con esito positivo sia al carico di eserciziodi 300 KN che al carico di rottura nominale di 630 KN. Leprove sono state effettuate su sette tiranti di cui tre ese-guiti a quota -5.00 m principalmente per testare l’affida-bilità del sistema operativo e di controllo remoto in pre-senza di una pressione idrostatica significativa e quattrorealizzati alla profondità di -8.00 m per verificare la capa-cità portante dei tiranti posizionati alla quota prevista dalprogetto SAPIR (fig. 2).

CARATTERISTICHE DEI TIRANTI

I tiranti subacquei oggetto dell’indagine presentano lapeculiarità di essere realizzati operando direttamentedalla superficie con una specifica attrezzatura posiziona-ta sul piazzale a tergo della banchina. Il sistema consta diun cingolato che opera la movimentazione della macchi-na che esegue il tirante e che è composta da un bracciomeccanico che sostiene, tramite un traliccio metallicotelescopico, l’unità robotizzata di perforazione/iniezioneposizionata alla quota di progetto e comandata a distan-za con controllo remoto continuo delle modalità operati-ve e dei parametri di iniezione (fig. 3). Nel caso in esame i tiranti di prova hanno una lunghezzadi 18.00 m essendo composti da 6 moduli lunghi 3.00 mgiuntati da manicotti filettati aventi una doppia guarni-zione di tenuta ed un diametro di 62 mm. I tiranti hannouna lunghezza attiva iniettata di 16.00 m mentre la partepassiva di 2.00 m consta della lunghezza del tratto chefuoriesce dalla banchina (0.40 m), dello spessore del dia-framma (0.60 m) e del franco di 1.00 m lasciato, nei tiran-ti di prova, appositamente non iniettato a ridosso dellasuperficie interna del diaframma. I tiranti sono realizzaticon la tecnica del jet grouting in avanzamento medianteuna perforazione di 90 mm di diametro effettuata a rota-zione da una punta a scalpello bilama sulla quale sonomontati due ugelli del diametro di 2.5 mm, disposti il

primo a 45° ed il secondo a 90° rispetto all’asse del tiran-te (fig. 4). Il bulbo viene eseguito iniettando attraverso idue ugelli ad una pressione di circa 400 bar una miscelacementizia avente un rapporto acqua/cemento pari a0.75, realizzando in tal modo una colonna orizzontale deldiametro dell’ordine di 40 cm con assorbimenti di cemen-to di circa 100 Kg/ml di tirante. Il legante utilizzato, inrelazione all’aggressività dell’ambiente marino, è cemen-to pozzolanico CEM IV-32.5 R. L’armatura dei tiranti sub-acquei è a sua volta costituita dalle stesse aste di perfora-zione/iniezione che presentano una sezione cava con dia-metro esterno di 51 mm, diametro interno di 33 mm edun’area della sezione resistente di 12 cm2. Le barre d’ar-matura sono in acciaio zincato, sono ad aderenza miglio-rata essendo filettate in continuo mediante rullatura epresentano un carico di snervamento di 630 KN ed un cari-co di rottura di 800 KN.

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La tecnologia U.W.A. prevede poi per i tiranti permanen-ti la protezione dalla corrosione della testata medianteuna guaina troncoconica coassiale al tirante e di una cuf-fia esterna, entrambe in polietilene, al cui interno vieneinserito il grasso di protezione ed un anodo di zinco. E’inoltre possibile operare la ritesatura del tirante, comeprevisto per i tiranti definitivi dalla normativa tecnicavigente, essendo la testata del tirante direttamente acces-sibile con la semplice rimozione della cuffia di protezione.

CARATTERISTICHE GEOTECNICHE DEL SITO

Il terreno di sedime ove sono stati ancorati i tiranti diprova é contraddistinto dalla presenza nella colonna stra-tigrafica di un banco di sabbia fine e di sabbia limosa dimedia densità che si estende dalla superficie sino ad unaprofondità di circa 15 m (fig. 5a). La resistenza alla punta

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nel tratto interessato dai tiranti é di 4.0¸5.0 MPa con valo-ri dell’angolo di attrito [ψ] dell’ordine di 30°÷32° e valoridel coefficiente di spinta a riposo [K0], ricavati da provedilatometriche, pari in media a 0.9.In relazione alla stratigrafia del sito sono stati quindiassunti i parametri geotecnici di seguito riportati percaratterizzare in termini di resistenza e di deformabilitàl’interazione elasto plastica tra tirante e terreno. Per latensione tangenziale limite di aderenza [τlim] è stato con-siderato come criterio di rottura il semplice meccanismoattivato per attrito dalla pressione efficace litostatica [σ’v]agente a quota tirante. Questo criterio fornisce per itiranti posti a quota -8.00 m un valore della tensione limi-te τlim = σ’v,eq× tanψ ≅ 50 KPa, corrispondente ad un caricoultimo di sfilamento della fondazione di 1000 KN, essen-do σ’v,eq = [(1+K0)/2]×σ’v. la tensione efficace media chetiene conto della distribuzione effettiva delle tensioniefficaci radiali lungo il perimetro del bulbo (fig. 5b). Perla rigidezza elastica iniziale [KH] del vincolo rappresenta-to dal terreno è stata invece utilizzata una correlazionetipica di letteratura funzione della resistenza tangenzia-le ultima e della natura dei terreni, KH = 400 τlim/φb = 50000KPa/m, essendo φb = 0.40 m il diametro esterno del bulboattivo.

ANALISI NON LINEARE - MODELLO A CURVE DI TRASFERIMENTO

Il modello preso a riferimento per la valutazione dellarisposta strutturale del tirante subacqueo è quello di unelemento a comportamento elastico lineare (la barrad’acciaio) vincolato mediante molle a comportamentoelasto-plastico che simulano la reazione mobilitata dalterreno circostante. La legge costitutiva della barra d’ac-ciaio è individuata pertanto dalla sua rigidità assiale, EAs,essendo Es il modulo elastico dell’acciaio ed As l’area dellasezione resistente della barra rullata.Il vincolo offerto dal terreno viene invece schematizzatomediante la tecnica delle curve di trasferimento nellequali il legame costitutivo non lineare tra la tensione tan-

1 - Planimetria della DarsenaSan Vitale – Area SAPIRRavenna.2 - Schema di rinforzo conTiranti Subacquei. U.W.A. -UNDER WATER ANCHORS.3 – Schema operativo deltirante subacqueo. A-B:Realizzazione di tiranti MiniJetsubacquei da banchinamediante sistema robotizzato.C-D: Particolare dell’unità diperforazione robotizzata concomando remoto.4 - Schema della batteria di iniezione e di perforazionedel tirante subacqueo.5 - a) Stratigrafia del sito - b) Distribuzione delle tensioniefficaci.

a cui corrispondono n=m+1 nodi consecutivi in cui ricer-care gli spostamenti incogniti. Tenuto conto che alle dif-ferenze finite le derivate computate nel nodo i-esimo (i =1, n) del modello (fig. 8) assumono la forma seguente:

e indicato con:

il parametro di interazione si deduce, per il nodo i-esimodel modello (i=1,n), l’equazione ricorrente:

Si ricava in tal modo, imponendo agli estremi del tirantele citate condizioni al contorno, il sistema di equazioniseguente nel quale i coefficienti della matrice del sistemacoincidono a meno del fattore EsAs/Δx con quelli dellamatrice di rigidezza del modello agli elementi finiti:

Una volta risolto per via iterativa, dipendendo i coeffi-cienti d’interazione ρi dal livello di spostamento ui mobili-tato, il sistema di equazioni fornisce per ogni livello delcarico gli spostamenti dei nodi (ed in particolare di quellodi applicazione del tiro) in base ai quali è poi possibile rica-vare la distribuzione delle tensioni tangenziali di aderen-za e degli sforzi normali lungo l’asse del tirante.

PARAMETRI DI PROGETTO E RISULTATIDELL’ANALISI NUMERICA

I parametri di progetto utilizzati per simulare la rispostadei tiranti subacquei sono riportati in Tab.I

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genziale applicata [τ] e lo scorrimento dell’interaccia [u]viene modellato con la funzione (fig. 6):

avendo indicato con:KH = rigidezza elastica iniziale del legame costituivoτlim = resistenza limite dell’interfaccia

La rigidezza secante del vincolo decresce pertanto in pro-porzione alla tensione tangenziale mobilitata con leggeKNL(u) = KH · [1 – τ(u)/τlim. All’interfaccia tra il bulbo ed il terreno, per la congruenzadei movimenti, lo scorrimento del tirante rispetto al ter-reno indisturbato circostante coincide con lo spostamen-to assiale u(x) della sezione corrente della barra d’acciaio.Si può infatti quantitativamente trascurare lo scorrimen-to relativo [ub= τ/Kb, Kb = 2Gc/φbLn(φb/φs)] indotto dalle ten-sioni tangenziali che trasferiscono il carico dalla superficieinterna a quella esterna del bulbo in virtù della significa-tiva rigidezza ad esso conferita dal modulo tangenziale[Gc] della colonna cementata. Ricordando poi la leggecostitutiva elastica che lega gli sforzi assiali e le deforma-zioni nella barra (N=EAsu’, u’=du/dx) ed indicato con πφb ilperimetro esterno della sezione del bulbo, l’equazione diequilibrio in direzione assiale (fig. 7).

assume allora la forma differenziale seguente:

che una volta integrata con le condizioni al contorno:

EsASu’(0) = 0 all’estremità libera del tirante EsASu’(L) = P nella sezione di applicazione del tiro

fornisce il campo di spostamenti ricercato. Trattandosi diun problema non lineare la soluzione va ricercata per vianumerica utilizzando, ad esempio, il metodo delle diffe-renze finite. Con tale tecnica la lunghezza L del tiranteviene suddivisa in m elementi finiti di lunghezza Δx = L/m

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6 - Modello costitutivo dell’interazione tirante-terreno.7 - Condizione di equilibrio del concio elementare di tirante.8 - Modello dell’interazione tirante - terrenoa curve di trasferimento.9 - Diagramma Carico – Allungamento teoricodella parte attiva dei tiranti U.W.A.

La resistenza del tirante è quindi individuata dal carico di630 KN di snervamento delle barre, valore assunto comesoglia di riferimento per le prove di carico. Il dimensiona-mento proposto stabilisce pertanto il rispetto di un crite-rio di gerarchie delle resistenze duttile essendo il caricolimite di sfilamento della fondazione superiore a quello disnervamento delle barre d’acciaio. Il risultato dell’analisi numerica, effettuata con il modellonon lineare utilizzando 32 elementi finiti, è riportato inTab. II ed in fig. 9. Come si può notare l’allungamentodella parte attiva del tirante risulta dell’ordine di 5.00 mmal carico di esercizio di 300 KN, corrispondente ad una rigi-dezza del vincolo di 60 KN/mm, e di 15 mm al carico mas-simo di prova di 630 KN. Questo risultato evidenzia il note-vole l’effetto irrigidente conseguito con il trattamentocolonnare e tipico di elementi portanti per attrito latera-le, effetto in virtù del quale l’allungamento del tirante siriduce al carico di esercizio a circa ¼ di quello un’asta libe-ra soggetta ad uno sforzo assiale costante.La distribuzione fornita dall’analisi non lineare per le ten-

sioni tangenziali di aderenza all’interfaccia tirante-terre-no è a sua volta riportata in fig. 10. Tale diagrammamostra come al carico di esercizio (300 KN) il comporta-mento non lineare del terreno coinvolga maggiormenteil tratto anteriore prossimo alla testata di tiro, dove lasoluzione elastica fornisce una forte concentrazione disforzi tangenziali in un tratto di introduzione di lun-ghezza limitata e con un’amplificazione rispetto al valo-re medio pari a

sforzi che vengono con la plasticizzazione ridistribuitinella zona retrostante. Viceversa al carico massimo diprova (630 KN) l’aliquota di deformazione plastica del ter-reno diviene significativa, come evidenziato anche dallatraslazione del punto di inversione della curvatura nel dia-gramma delle tensioni di aderenza che separa la zona acomportamento non lineare da quella ancora sostanzial-mente in campo elastico.

FASI REALIZZATIVE E PARAMETRI OPERATIVI DEI TIRANTI SUBACQUEI

a) Definito il quadro teorico di riferimento si passa nelseguito ad illustrare le fasi salienti della sperimentazionevera e propria che si è articolata in due fasi, la prima rela-tiva alla realizzazione dei tiranti subacquei e la secondarelativa alle operazioni di tesatura. La prima fase è stataespletata nel periodo compreso tra il 16-28/06/2010 men-tre la seconda ha avuto luogo nei giorni 29-30/07/2010.Per la realizzazione dei tiranti é stata utilizzata un’unitàdi perforazione subacquea robotizzata U.W.A. (Foto 1-2-3-4-5) alimentata, per mezzo di una motopompa periniezioni jetting ad alta pressione, da una unità di con-fezionamento della boiacca cementizia che miscelasecondo i rapporti in peso previsti dal mix-design l’acquacon il cemento, stoccato in polvere in un silo orizzonta-le. Le operazioni di realizzazione del tirante sono stateprogrammate eseguendo dapprima la perforazione

,

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Tab. I – Parametri di progetto dei tiranti subacquei del campo prove Sapir

Lunghezza totale del tirante LT 18.00 m Lunghezza attiva del tirante L 16.00 m Lunghezza passiva del tirante Lp 2.00 m Area della sezione resistente As 12x10-4 m2 Modulo elastico dell’acciaio Es 2.1x107 KPa Diametro del bulbo di fondazione b 0.40 m Resistenza limite dell’interfaccia lim 50 KPa Rigidezza elastica dell’interfaccia KH 50000 KPa/m Carico utile in esercizio Pe 300 KN Carico di collaudo in esercizio Pc 360 KN Carico di snervamento della barra d’acciaio Ry 630 KN Carico di rottura della barra d’acciaio Ru 800 KN Carico di sfilamento della fondazione Rd 1000 KN

Carico Allungamento Carico Allungamento [KN] [mm] [KN] [mm]

0 0.00 360 6.04 90 0,89 450 8.64

180 2.18 540 11.70 270 3.88 630 15.23

T ab. II - Valori degli allungamenti teorici in funzione del carico

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del diaframma in calcestruzzo con una punta idoneaallo scopo. Al termine di questa operazione il sistemaautomatico provvede ad inserire nel foro di perfora-zione le barre rullate prelevandole da un caricatore,operando poi l’avanzamento a rotazione con con-temporanea iniezione della miscela ed inserendo altermine della fase corrente il manicotto di accoppia-mento. L’ese cuzione dei tiranti é avvenuta con velo-cità di avanzamento [va] dell’ordine di 10÷15 mm/sec,con pressione di iniezione [pm] di circa 400 bar, velo-cità del fluido negli ugelli [vm] di 150 m/sec corri-spondente ad una portata di miscela [Qm] uscente daidue ugelli di circa 1.5 l/sec. Nella realizzazione deitiranti tutte le fasi del ciclo produttivo sono stateopportunamente monitorate con l’acquisizione incontinuo di diversi parametri operativi. A tale riguar-do si riportano in Tab. III i valori più significativi regi-strati nel corso della realizzazione dei tiranti subac-quei.b) In base ai parametri di iniezione così acquisiti è stataeffettuata la stima a posteriori del diametro dellecolonne orizzontali, valutando dapprima il volume dimiscela iniettato noto l’assorbimento di cemento ed ilpeso specifico della miscela e successivamente, me -diante un bilancio di massa descritto nel seguito, ilvolume del bulbo realizzato. Nel caso in esame il pesodella miscela di acqua e cemento risulta valere:

relazione nella quale:γm = peso specifico della miscela cementizia = 16.0 KN/m3

γc = peso specifico del cemento pozzolanico = 31.5 KN/m3

γw = peso specifico dell’acqua = 10.0 KN/m3

r = rapporto acqua/cemento (r = A/C) = 0.75 (-)v = volume spec. aria intrappolata (v = A’/V) = 0.02 (-)

Il volume di miscela iniettata si ricava a sua volta in baseal peso di cemento assorbito per metro lineare di tiran-te (C ≅ 1.00 kN/ml; r = A/C = 0.75) ed alla densità della

boiacca come rapporto tra il quantitativo iniettato[C×(1+r)] ed il peso specifico della miscela [γm], otte-nendo:

Per determinare invece il volume occupato dal bulbooccorre tenere presente che la formazione dellacolonna di jet grouting avviene sostanzialmente pererosione e miscelazione in sito del terreno con laboiaccca di acqua e cemento. In questa ipotesi, indi-cato con Vb il volume del bulbo e con n la porosità delterreno indisturbato, il bilancio di massa impone chela frazione utile di miscela che viene trattenuta dalterreno (αVm) vada a riempire il volume (nVb) dei vuotiiniziali del terreno, incrementato del volume delleparti solide (1-n)×βVb afferenti al volume βVb del ter-reno di sedime che viene rimosso dall’intorno deltirante dalla pressione del getto. Da tale bilancio siricava pertanto:

avendo assunto, in relazione alla pressione efficaceagente alla quota dei tiranti e dalla pressione di inie-zione, α≅0.70 per la percentuale utile di miscela trat-tenuta dal terreno che concorre a formare la colon-

738 inarcos

Tab.III - Parametri operativi di esecuzione dei tiranti subacquei Tirante

(nr) Quota del tirante [m]

Lunghezza tirante [m]

Data di esec. tirante

Pressione di iniez. [bar]

Cons. medio Cemento.[kg/m]

Tipo di Cemento

1/A -5.00 18.00 16/06/2010 400 95 CEM IV - 32.5 R

2/A -5.00 18.00 18/06/2010 250 90 CEM IV - 32.5 R

3/A -5.00 18.00 24/06/2010 250 105 CEM IV - 32.5 R

1/B -8.00 21.00 25/06/2010 400 100 CEM IV - 32.5 R

2/B -8.00 18.00 28/06/2010 400 105 CEM IV - 32.5 R

3/B -8.00 18.00 28/06/2010 400 95 CEM IV - 32.5 R

4/B -8.00 18.00 24/06/2010 250 90 CEM IV - 32.5 R

10 Foto 1 Foto 2

na, β≅0.30 per la percentuale di terreno rimosso dalgetto in pressione ed n ≅ 0.40 per la porosità inizia-le del terreno. Per il diametro del bulbo si ottienecosì:

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FASI OPERATIVE DELLA TESATURA DEI TIRANTISUBACQUEI

La tesatura dei tiranti è stata effettuata mediante unmartinetto idraulico azionato da una pompa bi-stadioposta in superficie sfruttando il contrasto offerto daldiaframma costituente il paramento a mare dellabanchina. Per ogni tirante si è dapprima provveduto,previa la regolarizzazione della superficie del dia-framma, alla posa di una piastra di ripartizione ed alsuo fissaggio con un dado serrato contro la parete.Sulla parte di barra del tirante fuoriuscente dal dia-framma è stato poi avvitato un manicotto di giunzio-ne munito di uno spezzone di barra filettata all’inter-no della quale è stato inserito il martinetto idraulicoavente la forma di un cilindro cavo facendolo scorre-re sino a fare appoggiare la sua base inferiore sullapiastra di ripartizione. Dalla parte della barra di giun-zione fuoriuscente dal cilindro del martinetto è statapoi inserita una seconda piastra ed un secondo dadodi bloccaggio, completando in tal modo l’assemblag-gio del dispositivo di tesatura (fig. 11). Lo sforzo ditrazione è stato quindi applicato nelle varie fasi di tiroutilizzando il contrasto esercitato dalle due piastremetalliche da un lato contro la parte fissa e dall’altrocontro la parte mobile del martinetto. Durante i ciclidi tesatura si è inoltre provveduto ad effettuare lamisura degli allungamenti del tirante per mezzo di uncalibro a nonio, utilizzando come riscontro la corsadel pistone del martinetto. Le operazioni subacqueesopraindicate sono state effettuate con l’assistenza diuna squadra di sommozzatori della Soc. MarineConsulting di Ravenna, con collegamento e registra-zione video in continuo e comunicazioni in temporeale via radio.

RISULTATI DEL CAMPO PROVE

I risultati ottenuti con la sperimentazione condottanel campo prove SAPIR sono riportati in forma grafi-

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10 - Distribuzione delle tensioni di aderenza lungo l’asse deltirante.Foto 1 – Vista d’insieme della macchinaFoto 2 – Particolare della unità U.W.AFoto 3 – Particolare della consolle di comando remotoFoto 4 – Fase di allineamento sull’asse di progetto del tirante.Foto 5 – Fase del posizionamento in acqua dell’unità U.W.A.

ca nelle fig. 12-13-14 che illustrano la correlazionetra gli sforzi applicati e gli allungamenti dei tiranti diprova nonché la sequenza di applicazione del carico.Nello specifico il programma di tesatura seguito, ovepossibile anche in relazione alle modalità di rotturaattivate, è stato il seguente:– pretensione di 90 KN in modo da consentire l’asse-stamento delle piastra di ripartizione sulla superficiedel diaframma, configurazione assunta come zero diriferimento per la misura degli allungamenti dei ciclisuccessivi;– esecuzione del 1° ciclo di carico portato per step di90 KN sino a 360 KN, ossia ad un carico pari a 1.20volte la portata esercizio del tirante in modo da simu-lare la tesatura di collaudo di un tirante definitivo;– scarico del 1° ciclo a 180 KN e poi a 90 KN;– esecuzione del 2° ciclo di carico portato sempre perstep successivi di 90 KN sino al carico nominale disnervamento delle barre di 630 KN, poi ridotto nelcorso delle prove a valori leggermente inferiori (600KN) in modo da poter eseguire un successivo 3° ciclodi carico;– scarico del 2° ciclo in tre fasi (360-180-90 KN);– esecuzione del 3° ciclo di carico per step successividi 90 KN sino alla rottura, ove avvenuta, del mani-cotto di accoppiamento.Il dettaglio dei risultati ottenuti in termini di resi-stenza a rottura nel corso delle prove di carico èriportato in Tab IV.Come si può notare nei diagrammi allegati i cicli dicarico sono risultati regolari, con allungamenti alcarico di esercizio in linea con le previsioni teoriche econ residui modesti allo scarico del 1° ciclo. Le areedei cicli di isteresi sono ridotte ed i rami di ricaricosono sostanzialmente elastici sino alla soglia dellosforzo raggiunto nel ciclo di carico precedente.Inoltre la rottura del tirante, ove avvenuta, ha inte-ressato il manicotto di accoppiamento con valoredello sforzo anche superiore al carico nominale disnervamento delle barre di 630 KN. Per sforzi di tra-

zione oltre a questa soglia gli incrementi di allunga-mento sono da ritenersi imputabili in larga misuraalle deformazioni plastiche delle parti meccaniche,barra e manicotto di accoppiamento. Per una corretta interpretazione degli allungamentidei tiranti occorre poi tenere presente che per lemodalità di misura adottate, le uniche oggettiva-mente ed operativamente possibili in ambiente sub-acqueo, i valori registrati risultano comprensivi oltreche dell’allungamento verso valle della parte attiva epassiva del tirante anche dello spostamento dellabanchina verso monte, non essendo possibile separa-re nella singola misura questi due contributi. Peraltrouna stima indiretta dello spostamento del diaframmaè stata effettuata mediante l’analisi strutturale dellabanchina, analisi che ha mostrato come lo sposta-mento verso monte del diaframma sia limitato a valo-ri millimetrici al carico massimo di prova.Per quanto attiene infine il giudizio complessivo sullavalidità e sull’affidabilità delle prove effettuate siriporta in fig. 15 per il tirante nr. 4/B realizzato aquota -8.00 m il confronto tra la le misure sperimen-tali degli allungamenti e la corrispondente curva teo-rica ricavata sommando alla deformazione fornitadall’analisi non lineare del tratto attivo del tirante(L=16.00 m) quella elastica del tratto libero (Lo=2.00m) e considerando un comportamento plastico incru-dente dell’acciaio oltre la soglia di snervamento.

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Tab. IV - Risultati della prova di carico dei tiranti subacquei

Tirante (nr)

Carico max di prova [KN]

Quota del tirante [m]

Lunghezza tirante [m]

Data di esecuzione della prova

Note

1/A 630 -5.00 18.00 30/07/2010 Tirante integro 2/A 630 -5.00 18.00 30/07/2010 Rottura manicotto 3/A 680 -5.00 18.00 30/07/2010 Tirante integro

1/B 630 -8.00 21.00 29/07/2010 Tirante integro 2/B 650 -8.00 18.00 29/07/2010 Tirante integro 3/B 630 -8.00 18.00 29/07/2010 Incurvamento barra 4/B 700 -8.00 18.00 29/07/2010 Rottura manicotto

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11 - Rappresentazione schematica del dispositivo di tesatura.

Come si può riscontrare, la curva di back-analysisriproduce con fedeltà l’inviluppo dei valori massimidegli allungamenti dei tre cicli di carico della curvasperimentale. I parametri di progetto adottati per lamodellazione con le curve di trasferimento dell’inte-razione tra il tirante ed il terreno [τlim=50 KPa;KH=50000 KN/m3] interpretano pertanto corretta-mente il comportamento del tirante subacqueo nelsedime di prova. Questa circostanza, congiunta con il risultato salien-te della verifica positiva in opera della capacità por-tante dei tiranti secondo la gerarchia delle resistenzeprevista in sede di progetto, rende congruo e coeren-te il quadro complessivo dei risultati ottenuti e sod-disfacente ed esaustivo l’esito delle prove.

CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE

Nella nota tecnica é stato illustrato il resoconto deirisultati di un campo prove sperimentale approntatoper testare i tiranti subacquei progettati da SAPIREngineering per l’approfondimento dei fondali delPorto Intermodale di Ravenna. Per la realizzazione

sotto battente di questi ancoraggi è stata utilizzatauna innovativa tecnologia denominata U.W.A. - UnderWater Anchors - messa a punto da Tecniwell e cheopera direttamente dalla superficie con la tecnica deljet grouting in avanzamento. Nella nota é stata poipresentata la back analysis dei risultati sperimentaliadottando un modello costitutivo del terreno nonlineare a curve di trasferimento per valutare la resi-stenza e la rigidezza che vengono attivate dalla inte-razione tra tirante e terreno ai vari livelli di carico.Il risultato saliente della sperimentazione è stato sia laconferma della corretta esecuzione dei tiranti che laverifica della loro capacità portante di 630 KN secon-do quanto previsto in sede di dimensionamento strut-turale e geotecnico. Si è avuto inoltre il riscontro chegli spostamenti assiali necessari per mettere in carico itiranti subacquei sono di pochi millimetri al carico diesercizio (5-6 mm a 300 KN) e di un paio di centimetrial carico massimo di prova (15-20 mm a 630 KN).Sostanziali sono quindi le differenze rispetto ai tiranticon trefoli, che essendo superficiali richiedono lun-ghezze della parte passiva ben maggiori e necessitanopertanto di una pretensione preventiva. Questa carat-teristica di limitata deformabilità del tirante subac-queo profondo ne consente pertanto l’utilizzo siacome vincolo elastico messo in carico dalla deforma-zione della struttura sia come vincolo attivo, essendopossibile effettuarne il pretensionamento. Va inoltresottolineato come il posizionamento in profondità deltirante ne consenta un impiego ottimale potendo for-nire le reazioni richieste laddove le sollecitazioni fles-sionali risultano massime. Inoltre la possibilità di rea-lizzare i tiranti in posizione più vicina al fondale com-porta che la parte del tirante interna al cuneo di spin-ta risulta avere lunghezza limitata, rendendosi cosìdisponibile una maggiore lunghezza utile della parteattiva a parità di lunghezza complessiva dell’ancorag-gio. Per quanto concerne gli sviluppi futuri ipotizzabiliper la tecnologia U.W.A. la sperimentazione ha mo -

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12 - Curva carichi – allungamenti del tirante 2/A posto a quota -5.00 m.13 - Curva carichi – allungamenti del tirante 1/B posto a quota -8.00 m.

strato come sia possibile in linea operativa eseguiretiranti con portate maggiori variando il diametrodelle barre d’armatura e la lunghezza della parteattiva. Tuttavia questa opzione va verificata in termi-ni realistici in relazione alla resistenza della strutturache è chiamata ad assorbire lo sforzo trasmesso dai

tiranti ed alla onerosità della struttura di ripartizioneche dipende marcatamente dalla tipologia costrutti-va della banchina oggetto di rinforzo. Lo sviluppo dicapacità portanti superiori o l’utilizzo di più ordini ditiranti subacquei può assumere invece interesse, pre-via s’intende valutazioni ad hoc sia strutturali chegeotecniche, per battenti d’acqua maggiori comequelli previsti per i fondali delle banchine di nuovacostruzione dai piani regolatori portuali. Tale valen-za offre quindi una gamma applicativa di indubbiointeresse per questa innovativa soluzione tecnologi-ca, anche alla luce della validazione fornita dai risul-tati del campo prove SAPIR.

Ravenna, 31/07/2010�

RIFERIMENTI NORMATIVI

[01] UNI EN 1537 – Esecuzione di lavori geotecnici spe-ciali: Tiranti di ancoraggio, Milano, 2002.

[02] UNI EN 12716 – Esecuzione di lavori geotecnici spe-ciali: Getti per iniezione (jet grouting), Milano, 2003.

[03] D.M. 14/01/2008 – Nuove Norme Tecniche per leCostruzioni, Ministero delle Infrastrutture, Roma,2008.

Scheda Tecnica della Attività Sperimentale del Campo Prove SAPIR

Ideazione e Sviluppo del Progetto dei Tiranti Subacquei: Ing. Leonello Sciacca, Geom. Fausto Valmori - SAPIREngineering - Ravenna

Sviluppo della Tecnologia U.W.A. per Tiranti Subacquei: Dott. Cesare Melegari, - Tecniwell s.r,l. - Podenzano (PC)

Coordinamento Attività:Ing. Fabio Maletti - Autorità Portuale di Ravenna

Consulenza Strutturale:Ing. Maurizio Lenzi - ACMAR Ravenna

Consulenza Geotecnica:Ing. Paola Campana - Forlì

Coordinamento Sicurezza:Ing. Vincenzo Padovani - Ravenna

Esecuzione Tiranti Subacquei:Tecniwell Srl - Podenzano (PC)

Assistenza Subacquea:Marine Consulting srl - Mezzano (RA)

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14 - Curva carichi – allungamenti del tirante 4/B posto a quota -8.00 m.15 - Confronto tra allungamenti teorici e sperimentalidel tirante campione 4/B posto a quota -8.00 m.