Il metodo di Bustamante e Doix [1] costituisce uno dei riferimenti più noti e diffusi per la stima della capacità portante di tiranti di ancoraggio e micropali iniettati ed è tuttora largamente utilizzato nella pratica professionale. La sua ampia diffusione è legata alla capacità di ricondurre tale problema a uno schema di calcolo operativo molto semplificato, corredato da indicazioni esecutive direttamente utilizzabili nella pratica progettuale.
Il metodo si basa su una campagna sperimentale di notevole rilievo, sviluppata a partire da prove in scala reale e integrata con ulteriori evidenze tratte dalla letteratura tecnica. Si tratta di una base sperimentale significativa, ma non esaustiva rispetto alla variabilità dei terreni, delle tecnologie esecutive e dei casi applicativi che si riscontrano nella pratica. Nonostante ciò, il suo impiego risulta ormai ampiamente collaudato, anche se i progettisti, per prudenza, tendono spesso ad assumere valori cautelativi delle proprietà del terreno, sottostimando la capacità portante effettivamente mobilitabile.
L’attuale quadro normativo considera questi approcci di dimensionamento sufficientemente affidabili ai fini del progetto, ma richiede correttamente che il calcolo sia accompagnato, in corso d’opera, dall’esecuzione di specifiche prove di carico, necessarie per verificare il comportamento reale dell’opera una volta realizzata.
Il presente articolo si propone di rileggere il metodo di Bustamante–Doix, mettendone in evidenza l’impostazione di calcolo, la logica sperimentale e le implicazioni progettuali nel quadro delle NTC 2018. L’articolo è accompagnato da uno strumento di calcolo operativo, sviluppato appositamente per la verifica di micropali iniettati in stratigrafie multistrato, liberamente scaricabile tramite i link riportati nel paragrafo Strumenti per il dimensionamento.
I micropali: origine, comportamento e tecnologia
Origine e natura del micropalo
Il micropalo nasce in Italia, nel dopoguerra. Fernando Lizzi, ingegnere civile e direttore tecnico della Fondedile, ottiene i primi brevetti in Italia nel 1952, sviluppando quella che chiama palo radice: un elemento di piccolo diametro gettato in sito, concepito per sottofondare edifici e monumenti danneggiati dai bombardamenti senza disturbare le strutture esistenti. L’armatura era inizialmente costituita dalla classica gabbia con tondini di ferro; successivamente si adottò il tubolare metallico, che ne costituisce la naturale evoluzione sia tecnica che tecnologica. La tecnologia viene impiegata per la prima volta nel 1952 per la Scuola Angiulli di Napoli, e si diffonde nello stesso anno in Germania e in Grecia. Nella metà degli anni ’70 la tecnologia conosce un’importante diffusione negli Stati Uniti, che favorisce nuovi studi e pubblicazioni con ulteriori miglioramenti tecnici e metodologici.
Oggi, sotto la denominazione “micropalo” si intendono pali di piccolo diametro, ma in questa categoria ricadono tecnologie costruttive molto diverse tra loro — per tecnica di perforazione, tipo di armatura e modalità di iniezione della malta. Ciò che le accomuna è un principio fondamentale: nei micropali iniettati, la tecnica esecutiva non è un semplice dettaglio di cantiere, ma un parametro progettuale a tutti gli effetti, capace di modificare in modo significativo la capacità portante effettivamente mobilitabile.
Per approfondire le caratteristiche esecutive e vedere esempi applicativi, si rimanda alle schede tecniche di operatori specializzati come Trevi, Marchese Group e Pali Radice, e al riferimento normativo internazionale FHWA NHI-05-039, documento di sintesi sullo stato dell’arte della progettazione e costruzione dei micropali.
Meccanismo resistente
Nel calcolo tradizionale delle fondazioni profonde è usuale scomporre la resistenza verticale in due contributi distinti: portata laterale \(Q_s\) e portata di punta \(Q_p\). La prima è legata alle forze di attrito e aderenza che si sviluppano lungo il fusto del palo, all’interfaccia di contatto con il terreno; la seconda si sviluppa invece alla punta, per effetto della resistenza che il terreno oppone alla compressione nell’intorno della base. Il carico limite assiale è dato quindi dalla semplice somma:
$$ Q_L = Q_p + Q_s$$
Questa schematizzazione è utile sul piano operativo, ma non deve far perdere di vista che i due contributi non sono fisicamente separabili e non si mobilitano allo stesso modo. In generale, la portata di base richiede spostamenti relativamente elevati per essere pienamente attivata, dell’ordine del 10%–30% del diametro del palo — per un diametro tipico di 150 mm, si parla di 15–45 mm — mentre la resistenza laterale si mobilita per spostamenti molto più contenuti, tipicamente dell’ordine di 4–10 mm. Nelle formulazioni statiche più diffuse, spesso di natura empirica, la capacità portante del palo viene assunta come il massimo carico trasmissibile al terreno e ricondotta alla somma della massima portata di punta e della massima resistenza laterale, trascurando il reale comportamento deformativo del palo.
Nel caso dei micropali, l’elevato rapporto tra superficie laterale e superficie di base rende progressivamente dominante il trasferimento del carico lungo il fusto. Per i diametri comunemente impiegati nella pratica, la capacità portante è quindi affidata prevalentemente all’attrito laterale, mentre il contributo di punta assume in genere un ruolo secondario. La resistenza mobilitabile dipende dalle condizioni di contatto tra il bulbo di malta e il terreno circostante — scabrezza del fusto, pressione di contatto, geometria effettiva del bulbo — tutte grandezze direttamente condizionate dalla tecnica esecutiva. Nei micropali iniettati, l’iniezione può modificare non solo la geometria effettiva del bulbo, ma anche le caratteristiche meccaniche del terreno immediatamente circostante: per questo motivo la tecnica esecutiva non rappresenta un semplice aspetto costruttivo, ma una componente essenziale del comportamento resistente dell’elemento. Le formule sviluppate per i pali tradizionali non sono quindi facilmente estendibili a queste opere, che richiedono formulazioni specifiche come quella proposta da Bustamante e Doix.
Tecnologia di iniezione
Bustamante e Doix, nel loro lavoro [1], trattano i tiranti e i micropali distinguendo due principali famiglie di tecniche di iniezione: Iniezione Globale Unica (IGU) e Iniezione Ripetitiva e Selettiva (IRS).
Tipicamente, questi tipi di micropali vengono realizzati a partire da una fase iniziale comune, costituita da:
- perforazione del foro;
- eventuale rivestimento provvisorio;
- inserimento dell’armatura;
- formazione di un primo getto.
La malta iniziale viene normalmente immessa dal fondo del foro mediante tubo convogliatore. Le miscele più comuni sono costituite da:
- acqua e cemento, con rapporto a/c = 0.45–0.5;
- acqua, cemento e sabbia lavata, con rapporto sabbia/cemento = 1:1 – 2:1 e a/c ≤ 0.6.
Questa prima fase definisce il diametro iniziale del bulbo, assunto approssimativamente pari al diametro della perforazione \(D_d\).
La differenza tra i due sistemi emerge nella fase successiva di iniezione:
- nei sistemi IGU l’iniezione interessa in modo globale l’intero micropalo; la malta fuoriesce da apposite fessure e la ripresa dell’iniezione risulta in genere più limitata e meno controllabile; in generale, la pressione di iniezione \(p_i\) è compresa tra \(0.5 p_l\) e \(p_l\), essendo \(p_l\) la pressione limite del terreno misurata con il pressiometro Ménard;
- nei sistemi IRS l’iniezione viene invece eseguita su tratti localizzati, mediante dispositivi dedicati — tipicamente tubi a manchette, sistemi di otturazione o valvole di non ritorno — che consentono di ripetere l’intervento in posizioni selezionate e di realizzare vere e proprie sbulbature locali; in questo caso, \( p_i\) può raggiungere o superare \(p_l\). Il numero di fasi nelle IRS dipende dalla natura del terreno. Nei terreni alluvionali possono risultare opportune una o due fasi, mentre in casi particolari si può arrivare a tre o quattro; nei terreni molto compatti possono invece essere sufficienti due fasi. Per gli interventi in più fasi, Bustamante indica in via esemplificativa la ripartizione del volume totale iniettato con circa 1/2 nella prima fase e 1/4 nelle due successive, con intervalli dell’ordine di 6–12 ore e comunque inferiori a 48 ore.
La quantità totale di malta iniettata influenza il volume finale del micropalo e, in funzione della pressione di iniezione e della natura del terreno, determina una sbulbatura più o meno accentuata. Bustamante e Doix correlano la sbulbatura a valori caratteristici del coefficiente di sbulbatura \(\alpha\), mettendo in relazione il volume di malta iniettato \(V_i\), il volume teorico del bulbo \(V_s\) e il diametro medio del bulbo \(D_s\). In particolare, il diametro medio del bulbo \(D_s\) si stima mediante la relazione:
$$D_s = \alpha \cdot D_d\,.$$
Il volume teorico del bulbo di lunghezza \(L_s\) è pari a:
$$V_s = \pi \cdot D_s^2/4 \cdot L_s\,.$$
La Tabella 1 riporta, per le diverse categorie di terreno e per i sistemi IRS e IGU, i valori del coefficiente di sbulbatura \(\alpha\) e le corrispondenti quantità minime di malta \(V_i\). Assegnato \(D_d\), il valore di \(\alpha\) consente di stimare \(D_s\) e, quindi, di valutare il volume teorico del bulbo \(V_s\) a cui risultano associati i valori consigliati di \(Vi=k\cdot V_s\).
Dato il volume di perforazione \(V_{perf} = \pi D_d^2 / 4 \cdot L_s\), poiché \(V_s = \alpha^2 \cdot V_{perf}\), il rapporto fra il volume di malta iniettata e il volume di perforazione vale:
$$ \frac{V_i}{V_{perf}}=k\cdot \alpha^2$$
| Terreno | Coefficiente α | Quantità minima di malta consigliata Vi=kVs | |
|---|---|---|---|
| IRS | IGU | ||
| Ghiaia | 1.8 | da 1.3 a 1.4 | 1.5 Vs |
| Ghiaia sabbiosa | da 1.6 a 1.8 | da 1.3 a 1.4 | 1.5 Vs |
| Sabbia ghiaiosa | da 1.5 a 1.6 | da 1.2 a 1.3 | 1.5 Vs |
| Sabbia grossolana | da 1.4 a 1.5 | da 1.1 a 1.2 | 1.5 Vs |
| Sabbia media | da 1.4 a 1.5 | da 1.1 a 1.2 | 1.5 Vs |
| Sabbia fine | da 1.4 a 1.5 | da 1.1 a 1.2 | 1.5 Vs |
| Sabbia limosa | da 1.4 a 1.5 | da 1.1 a 1.2 |
(1.5 ÷ 2) Vs per IRS 1.5 Vs per IGU |
| Limo | da 1.4 a 1.6 | da 1.1 a 1.2 |
2 Vs per IRS 1.5 Vs per IGU |
| Argilla | da 1.8 a 2 | 1.2 |
(2.5 ÷ 3) Vs per IRS (1.5 ÷ 2) Vs per IGU |
| Marna | 1.8 | da 1.1 a 1.2 |
(1.5 ÷ 2) Vs per strato compatto (2 ÷ 6) Vs o più, se strato fratturato |
| Marno-calcare | 1.8 | da 1.1 a 1.2 | |
| Creta alterata o frammentata | 1.8 | da 1.1 a 1.2 | |
| Roccia alterata o frammentata | 1.2 | 1.1 |
(1.1 ÷ 1.5) Vs se strato finemente fessurato 2 o più, se strato fratturato |
Dal punto di vista meccanico, la differenza tra IGU e IRS è rilevante: a parità di terreno e geometria, i sistemi IGU migliorano il contatto malta-terreno lungo l’intero micropalo, mentre i sistemi IRS consentono in genere un maggiore controllo dell’iniezione, una modifica più energica del terreno circostante e prestazioni superiori. Le IRS comportano tuttavia costi più elevati e attività esecutive più complesse rispetto alle IGU.
Il metodo Bustamante–Doix
Impostazione generale del calcolo
Per i micropali soggetti a compressione, Bustamante e Doix osservano che il contributo di punta è generalmente modesto e, nella pratica corrente, non supera di norma il 15–20% del contributo laterale. In forma semplificata esso può quindi essere assunto pari a:
$$ Qp ≈ 0.15 \cdot Qs $$
Quando si voglia esplicitare il termine di punta in funzione delle caratteristiche geotecniche del terreno, gli Autori propongono la relazione:
$$ Qp = \pi \cdot D_s^2 / 4 \cdot K_p \cdot p_l$$
dove:
- \(K_p\) è un coefficiente di portanza dipendente dalla natura del terreno, pari a:
- 1.2 per sabbie e ghiaie,
- 1.6 per argille,
- 1.8 per terreni marnosi
- 1.5 per rocce alterate e fratturate;
- \(p_l\) è la pressione limite pressiometrica del terreno al di sotto della punta.
Il contributo laterale è invece espresso mediante la relazione:
$$Q_s = \pi \cdot D_s \cdot q_s \cdot L_s$$
dove:
- \(D_s\) è il diametro efficace del bulbo iniettato;
- \(q_s\) è l’attrito laterale unitario limite;
- \(L_s\) è la lunghezza sigillata, o lunghezza efficace di ancoraggio.
Il valore di \(q_s\) è ricavato mediante uno dei quattro abachi proposti dagli Autori, definiti in funzione della natura del terreno. Ciascun abaco riporta due curve, corrispondenti alle due modalità di iniezione considerate, IGU e IRS, e correla il valore di \(q_s\) alla \(p_l\), oppure, in via alternativa, al numero di colpi \(N_{SPT}\). Tali abachi saranno illustrati nel dettaglio nel paragrafo successivo.
Nel caso di micropalo impostato in un profilo stratigrafico multistrato, il contributo laterale può essere valutato sommando i contributi dei singoli tratti:
$$ Q_s=\sum_i \left( \pi\cdot D_{s,i} \cdot q_{s,i} \cdot l_{s,i} \right) $$
dove \(D_{s,i}\), \(q_{s,i}\) e \(L_{s,i}\) rappresentano, rispettivamente, il diametro efficace, l’attrito laterale unitario limite e la lunghezza del tratto sigillato relativi allo strato i-esimo.
Ai fini applicativi, il metodo introduce quindi una procedura di calcolo articolata nei seguenti passaggi:
- individuazione della categoria geotecnica del terreno di ancoraggio;
- definizione di \(D_d\) e della modalità di iniezione adottata, distinguendo tra sistemi IGU e IRS;
- stima del diametro efficace del bulbo \(D_s\) mediante \(\alpha\) e le corrispondenti quantità minime di malta \(V_i\);
- calcolo del valore di \(q_s\) mediante gli abachi di progetto;
- determinazione del contributo laterale \(Q_s\);
- determinazione del contributo di punta \(Q_p\), ove ritenuto necessario;
- valutazione della capacità portante complessiva del micropalo \(Q_L\).
Struttura e lettura degli abachi
Bustamante e Doix osservarono che \(q_s\) non dipende dal diametro del bulbo né da quello di perforazione — almeno nell’intervallo 95–242 mm coperto dalla campagna sperimentale — e non richiede riduzione all’aumentare della lunghezza di sigillamento, per lunghezze comprese tra 5 e 18 m. Correlando il valore dell’attrito laterale unitario limite \(q_s\) [MPa] alla pressione limite pressiometrica \(p_l\) [MPa], gli Autori costruirono quattro abachi — ciascuno riferito a una famiglia di terreni: sabbie e ghiaie (SG), argille e limi (AL), marne e calcari marnosi (MC), rocce alterate e frantumate (RA).
Per le categorie SG, AL e MC, dove le prove SPT risultano in genere eseguibili, gli Autori forniscono anche una correlazione indicativa tra \(N_{SPT}\) e \(p_l\), dotando gli abachi di un doppio asse x. Per la categoria RA, dove le prove SPT non sono tipicamente eseguibili, tale correlazione non è fornita.
Di seguito si riportano i quattro abachi, digitalizzati a partire dal lavoro originale [1], con i dati sperimentali raccolti direttamente dagli Autori e quelli reperiti in letteratura.
Origine sperimentale delle curve
Le curve degli abachi derivano dall’interpretazione di 120 prove in scala reale — 101 di strappo e 19 di carico — eseguite tra il 1974 e il 1985 in 34 siti sul territorio francese dai Laboratoires des Ponts et Chaussées, in collaborazione con imprese specializzate [1]. A questo nucleo si aggiungono risultati tratti dalla letteratura internazionale, richiamando in particolare i contributi di Fujita et al. [2], Koreck [3], Jones & Spencer [4], Jones & Turner [5], nonché dai lavori di Ostermayer [6] e Ostermayer & Scheele [7]. Nel complesso il database raccoglie 249 elementi tra tiranti, micropali e pali iniettati.
Dal punto di vista geotecnico, il metodo è calibrato principalmente sulla prova pressiometrica Ménard, assunta come riferimento fondamentale per la caratterizzazione dei terreni. Gli Autori evidenziano come il pressiometro risulti applicabile nella quasi totalità dei contesti investigati e presenti una chiara coerenza fisica con il meccanismo di espansione del bulbo indotto dall’iniezione. Nei siti investigati erano disponibili anche prove CPT, SPT e analisi di laboratorio, che hanno contribuito alla caratterizzazione geotecnica complessiva; tuttavia queste non sono utilizzate direttamente nel metodo di calcolo — ad eccezione delle prove SPT, impiegate per estendere l’applicabilità degli abachi mediante correlazione con \(p_l\).
Bustamante e Doix riportano i dati misurati direttamente nei grafici, sovrapposti alle curve di calcolo proposte. Le curve non vanno intese come regressioni medie dei dati sperimentali, ma come valori di riferimento cautelativi posti all’inviluppo inferiore dei dati, scelti dagli Autori con finalità progettuali.
La dispersione e il comportamento delle curve variano sensibilmente da un abaco all’altro:
- Per SG la dispersione è la più elevata, soprattutto per i sistemi IRS. I dati di Ostermayer & Scheele [7] e Koreck [3] mostrano valori anche sensibilmente superiori alla curva proposta: in terreni incoerenti ben caratterizzati e con esecuzione controllata è possibile mobilitare resistenze superiori a quelle indicate dall’abaco, ma anche che una qualità esecutiva non adeguata può portare a risultati inferiori.
- Per AL la dispersione è più contenuta e i dati si distribuiscono in modo più omogeneo. L’andamento delle curve è non lineare — segue una legge potenza — coerente con il comportamento dei terreni coesivi, dove la resistenza cresce in modo progressivamente meno rapido all’aumentare di \(p_l\).
- Per MC i dati sono esclusivamente di Bustamante et al. [1] e mostrano una buona aderenza alle curve. I valori di \(q_s\) sono sensibilmente più elevati rispetto agli abachi SG e AL: a parità di \(p_l\), le marne e i calcari marnosi mobilizzano resistenze laterali molto superiori ai terreni sciolti, a conferma dell’influenza della struttura e della rigidità del terreno sul meccanismo di trasferimento del carico.
- L’abaco RA merita una menzione a parte. I dati sono anch’essi esclusivamente di Bustamante et al. [1], ma con una particolarità importante: molti valori misurati corrispondono a condizioni in cui l’attrito limite non era stato completamente mobilizzato — le prove erano state interrotte prima della rottura. Le curve rappresentano pertanto valori minimi, e gli stessi Autori indicano esplicitamente che in molti contesti pratici è possibile e giustificato adottare valori più elevati, purché supportati da prove preliminari in sito.
Dal calcolo alla verifica: il raccordo con le NTC 2018
Il valore \(Q_s\) ottenuto con il metodo Bustamante–Doix è una stima della resistenza laterale limite. Non è ancora la resistenza di progetto: le NTC 2018 (§ 6.4.3) definiscono a tal fine tre livelli di elaborazione distinti:
$$Q_s \rightarrow Q_{s,k} \rightarrow Q_{s,d}$$
Il passaggio da \(Q_s\) a \(Q_{s,k}\) avviene applicando i fattori di correlazione \(\xi_3\) e \(\xi_4\), che dipendono dal numero di verticali di indagine geotecnica disponibili nel sito. Per ciascuna verticale si calcola separatamente la resistenza laterale; si estraggono poi il valore medio \(Q_{s,med}\) e il valore minimo \(Q_{s,min}\), e si determinano:
$$Q_{s,med,k} = \frac{Q_{s,med}}{\xi_3} \qquad Q_{s,min,k} = \frac{Q_{s,min}}{\xi_4}$$
La resistenza caratteristica è assunta pari al minore dei due valori:
$$Q_{s,k} = \min(Q_{s,med,k},\; Q_{s,min,k})$$
I fattori \(\xi_3\) e \(\xi_4\) sono riportati nella Tabella 6.4.IV delle NTC 2018. Per una singola verticale di indagine entrambi assumono il valore 1.70, mentre crescendo il numero di verticali si riducono progressivamente, fino a 1.40 e 1.21 rispettivamente per dieci o più verticali. Questo meccanismo premia la campagna di indagine estesa: più è approfondita la conoscenza del sottosuolo, più è possibile ridurre il margine di sicurezza implicito nel fattore di correlazione.
La resistenza di progetto si ottiene applicando a \(Q_{s,k}\) il coefficiente parziale \(\gamma_R\) della Tabella 6.4.II delle NTC 2018, secondo la combinazione A1+M1+R3 (Approccio 2) prescritta per le fondazioni su pali:
$$Q_{s,d} = \frac{Q_{s,k}}{\gamma_R}$$
In questa combinazione la normativa introduce i coefficienti di sicurezza in due punti principali della catena di calcolo: sulle azioni (A1, con \(\gamma_G = 1.3\) sui carichi permanenti e \(\gamma_Q = 1.5\) sui carichi variabili) e sulle resistenze (R3, con i coefficienti \(\gamma_R\)), mentre i parametri meccanici del terreno non vengono ridotti (M1, tutti i coefficienti pari a 1.0).In assenza di una categoria normativa specifica per i micropali iniettati IGU/IRS, nella pratica progettuale è usuale fare riferimento, con approccio cautelativo, ai coefficienti previsti per i pali trivellati. Il valore di \(\gamma_R\) applicabile alla resistenza laterale è 1.15 in compressione e 1.25 in trazione.
La verifica a Stato Limite Ultimo richiede che risulti: \(E_d \leq Q_{s,d}\).
È importante non confondere i tre livelli. Il valore \(Q_s\) è una stima della resistenza mobilitabile nelle condizioni ideali della campagna sperimentale su cui il metodo è calibrato. Il valore caratteristico \(Q_{s,k}\) incorpora l’incertezza legata alla variabilità spaziale del terreno e alla limitatezza delle indagini disponibili. La resistenza di progetto \(Q_{s,d}\) introduce infine il margine di sicurezza richiesto dallo stato limite considerato.
Strumenti per il dimensionamento
Per chi desidera applicare direttamente il metodo Bustamante–Doix, è disponibile un foglio di calcolo Excel che implementa l’intera procedura presentata in questo articolo: dalla stima del diametro del bulbo alla lettura degli abachi, fino alle verifiche secondo le NTC 2018.
I file sono disponibili in due modalità:
📥 Download diretto — scarica il pacchetto completo (ZIP): Scarica Micropali_BustamanteDoix_v1.0.zip
📁 Repository GitHub — per chi preferisce accedere ai singoli file o contribuire allo sviluppo del foglio di calcolo: Vai al repository
Il pacchetto contiene:
- Micropali_BustamanteDoix.xlsx — il foglio di calcolo senza macro, per chi vuole esaminare il contenuto prima di abilitare il Visual Basic for Applications (VBA);
- ModuloBustamanteDoix.bas — il modulo VBA con le funzioni di interpolazione degli abachi;
- Micropali_BustamanteDoix.xlsm — la versione con il modulo VBA già importato, pronta all’uso.
Per attivare le funzioni di calcolo, è necessario importare il modulo VBA nel file Excel: apri l’Editor di Visual Basic con Alt+F11, seleziona File > Importa file e scegli il file ModuloBustamanteDoix.bas. Una volta importato, le funzioni sono disponibili in tutto il foglio. Il file dovrà essere salvato in formato .xlsm per mantenere le macro attive.
Contributi, segnalazioni o suggerimenti sono benvenuti!
Considerazioni conclusive
Il metodo Bustamante–Doix rimane uno degli strumenti più efficaci e pratici per il dimensionamento dei micropali iniettati IGU e IRS. La sua forza non risiede soltanto nella semplicità operativa, ma nel legame diretto che stabilisce tra tecnologia esecutiva, caratteristiche geotecniche e resistenza mobilitabile lungo il bulbo.
Tuttavia, le incertezze legate alla comprensione del reale meccanismo resistente vanno tenute opportunamente in conto in fase di progettazione. I coefficienti prescritti dalle NTC 2018 per il passaggio da \(Q_s\) a \(Q_{s,d}\) forniscono un margine di sicurezza adeguato per il dimensionamento corrente, ma richiedono comunque l’esecuzione di specifiche prove di carico in corso d’opera, necessarie per verificare il comportamento reale dell’opera realizzata.
Quando la progettazione di tiranti o micropali deve essere realmente ottimizzata, può rivelarsi determinante affiancare al dimensionamento teorico una campagna sperimentale mirata, basata su ancoraggi preliminari o pali pilota. Questo approccio consente di calibrare il progetto sulle reali caratteristiche del terreno e sulla tecnologia esecutiva adottata, riducendo i margini di incertezza e permettendo, ove giustificato, un utilizzo meno conservativo e più razionale delle resistenze mobilitabili.
Solo attraverso prove sperimentali in campo — su ancoraggi preliminari o pali pilota — è possibile affiancare al dimensionamento teorico una calibrazione sulle reali condizioni del sito e pervenire a soluzioni più ottimizzate.
Bibliografia e Approfondimenti
- Bustamante M., Doix B. (1985). Une méthode pour le calcul des tirants et des micropieux injectés. Bulletin de Liaison des Laboratoires des Ponts et Chaussées.
- Fujita K., Ueda K., Kusabuka M. (1978). A method to predict the load–displacement relationship of ground anchors. Revue Française de Géotechnique, n. 3, Paris, pp. 58–62.
- Koreck W. (1979). Small diameter bored injection piles. Ground Engineering, May 1979.
- Jones D. A., Spencer I. M. (1984). Clay anchors. A Caribbean case history. Ground Engineering, vol. 17, n. 1, January 1984.
- Jones D. A., Turner M. J. (1980). Load tests on post-grouted micropiles in London clay. Ground Engineering, vol. 6, n. 13, September 1980.
- Ostermayer M. (1974). Construction, carrying behaviour and creep characteristics of ground anchors. Conference on Diaphragm Walls and Anchorages, Institution of Civil Engineers, London.
- Ostermayer H., Scheele F. (1977). Research on ground anchors in non-cohesive soils. Proceedings of the 9th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Tokyo.
L’articolo risulta molto interessante. Soprattutto le grafiche relative a Struttura e lettura degli abachi.
Grazie per il contributo scientifico.