Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Comune di Grosio
Provincia di Sondrio
PROGETTO PER IL PIANO DI RECUPERO E CAMBIO
DESTINAZIONE D’USO DI UN FABBRICATO
ESISTENTE IN LOCALITA’ REDASCO
Foglio 20 – mappale 115, sub. 1 e 2
RELAZIONE GEOLOGICO-TECNICA
Data
Febbraio 2014
Committente
Sig. CIMETTI GIUSEPPE
Progettista
STUDIO TECNICO Ing. FRANZINI MARTINO
Via P. Foianini, 37/m - 23033 – GROSIO (SO)
Geologo
DA PRADA TIZIANA – Albo dei Geologi della Lombardia, n° 772
Via del Capitel, 22 – GROSOTTO (SO) - Tel/fax: 0342/848506
C.F.: DPRTZN68B50E200U – P.I.: 00656860145
1
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
SOMMARIO
1
PREMESSA ...........................................................................................................................................3
2
UBICAZIONE DELL’INTERVENTO ......................................................................................................3
3
DESCRIZIONE DEL PROGETTO .........................................................................................................3
4
METODOLOGIE DI INDAGINE .............................................................................................................5
5
CONTESTO GEOLOGICO ................................................................................................................. 12
5.1
DEPOSITI DI COPERTURA................................................................................................................. 12
5.1.1
Depositi morenici .................................................................................................................. 12
5.1.2
Depositi eluvio-colluviali ........................................................................................................ 12
5.2
SUBSTRATO ROCCIOSO................................................................................................................... 12
5.2.1
Gneiss del Monte Tonale ...................................................................................................... 13
5.2.2
Formazione di Valle Grosina ................................................................................................ 13
5.2.3
Assetto strutturale ................................................................................................................. 13
6
GEOMORFOLOGIA............................................................................................................................ 14
6.1
DISSESTI........................................................................................................................................ 15
7
ACQUE SUPERFICIALI E SOTTERRANEE ..................................................................................... 16
8.
GEOTECNICA .................................................................................................................................... 19
7.1
CARATTERIZZAZIONE FISICA E MECCANICA DEI TERRENI E DELLE ROCCE ............................................ 19
7.2
DEFINIZIONE DEI VALORI CARATTERISTICI DEI PARAMETRI GEOTECNICI............................................... 20
7.3
IDENTIFICAZIONE DEGLI STATI LIMITE................................................................................................ 21
7.4
VALORI DI PROGETTO DEI PARAMETRI GEOTECNICI ........................................................................... 22
7.5
MODELLO GEOTECNICO DEL SOTTOSUOLO ....................................................................................... 22
7.6
PARAMETRI SISMICI DEL SITO IN ESAME............................................................................................ 26
7.7
METODI DI ANALISI .......................................................................................................................... 28
7.7.1
Capacità portante e cedimenti .............................................................................................. 28
7.7.2
Stabilità fronti di scavo .......................................................................................................... 31
7.7.3
Spinta delle terre ................................................................................................................... 33
7.8
RISULTATI E CONCLUSIONI GEOTECNICHE ........................................................................................ 35
7.8.1
Capacità portante e cedimenti .............................................................................................. 35
7.8.2
Verifica fronti di scavo ........................................................................................................... 39
7.8.3
Spinta delle terre ................................................................................................................... 43
8
RISCHIO GEOLOGICO ...................................................................................................................... 47
9
INDICAZIONI PER LA REALIZZAZIONE DEL PROGETTO............................................................. 49
10
CONCLUSIONI ................................................................................................................................ 49
2
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
1
PREMESSA
In base alla legislazione vigente (L. 64/74, L.R. 33/88 e D.M.18/01/08) e a quanto previsto dalla
Componente Geologica al PGT viene prodotta la presente relazione a corredo del piano di recupero di un
fabbricato rurale in località Redasco in Val Grosina orientale, Comune di Grosio – Provincia di Sondrio.
Previa ubicazione del progetto e descrizione del medesimo e delle metodologie di indagine seguite,
nonché inquadramento nell’esistente panorama normativo, verranno quindi di seguito esaminate le
caratteristiche geologiche, geomorfologiche ed idrogeologiche del luogo di costruzione e delle zone
circostanti.
Saranno inoltre valutate tutte le problematiche geotecniche e/o geomeccaniche legate alla realizzazione
delle opere (capacità portante delle rocce sciolte e/o lapidee, eventuali cedimenti, stabilità dei fronti di
scavo).
Tutto ciò porterà alla definizione del rischio geologico e ad un parere sulla fattibilità del progetto.
2
UBICAZIONE DELL’INTERVENTO
Il fabbricato oggetto dell’intervento di recupero ed ampliamento è identificato dal mappale n. 155 del
Foglio 20 del Comune di Grosio (vedi estratto di mappa, di seguito riportato).
L’edificio è ubicato in località Redasco (in particolare Prato Slep), sul versante sinistro della Val Grosina
Orientale, ad una quota di 1810 m s.m. (vedi stralcio della Carta Tecnica Regionale, scala 1:10.000 –
Sezioni n° D2c3 e D2c2 – Sondalo e Cime Redasco, ri portato alla pagina seguente).
3
DESCRIZIONE DEL PROGETTO
I lavori in progetto consistono nella parziale demolizione dell’esistente edificio attualmente costituito da
due vani ad uso deposito a pianta irregolare di lato rispettivamente pari a circa 5 m e circa 3 m.
Il nuovo fabbricato sarà dotato di una intercapedine interrata della lunghezza di 13 m e larghezza di poco
superiore a 3 m che sarà destinata in parte a deposito ed in parte sarà utilizzata come spazio per i servizi
igienici.
Antistante alla stessa verrà realizzato un corpo avanzato con pianta ad L dove troveranno posto un
cucina con due camere.
Per la realizzazione dell’intervento è quindi prevista la formazione di nuove fondazioni la cui tipologia
ritenuta più idonea ad una corretta distribuzione dei carichi e quindi di seguito verificata è quella
nastriforme.
Per la posa delle stesse in corrispondenza dell’intercapedine dovrà essere realizzato uno sbancamento
dell’altezza di circa 3 m e a sistemazione finale dell’area saranno realizzati dei muri lateralmente al bagno
e alla lavanderia, aventi altezza massima fuori terra pari a 2.5 m
Il terreno proveniente dallo scavo verrà utilizzato per il livellamento dei mappali circostanti (144, 156 e
166).
Per ulteriori dettagli sul progetto, si consultino gli elaborati redatti dal tecnico incaricato.
3
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
N
Figura 1: stralcio della Carta Tecnica Regionale. Sezione n° D2c3-Sondalo e con ubicazione intervento.
N
Figura 2: estratto di mappa, scala 1:2.000
4
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
4
METODOLOGIE DI INDAGINE
Per la stesura della presente relazione sono state anzitutto verificate le previsioni degli strumenti
normativi esistenti a livello geologico.
Con l’entrata in vigore della L.R. 11 marzo 2005, n. 12 “Legge per il governo del territorio“ e della
successiva D.G.R. del 22 dicembre 2005 n. 8/1566 “Criteri ed indirizzi per la definizione della
componente geologica, idrogeologica e sismica del Piano di Governo del Territorio, in attuazione dell’art.
57, comma 1 della l.r. 11 marzo 2005, n. 12” gli studi geologici redatti secondo la D.G.R. n. 8/1566
costituiscono adeguamento ai sensi dell’art. 18 delle N.d.A. del PAI, una volta recepiti negli strumenti
urbanistici comunali con le modalità previste dalla L.R. 15 del 2005 e consentono l’aggiornamento del
quadro del dissesto di cui all’elaborato 2 del PAI.
Il Comune di Grosio ha già approvato la Nuova Componente Geologica al Piano di Governo del
Territorio, la quale nella Carta dei Vincoli, in scala 1:10.000 il cui stralcio è di seguito riportato unitamente
alla legenda, ove vengono indicati anche quelli derivanti dalla pianificazione di bacino, indica che l’edificio
oggetto di intervento è ubicato appena all’esterno della fascia di rispetto del reticolo idrico minore,
sottoposta a vincolo di polizia idraulica.
Figura 3: legenda della Carta dei Vincoli della Componente Geologica al PGT
5
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
N
Figura 4: stralcio della Carta dei Vincoli della Componente Geologica al PGT, scala 1:10.000
La Carta di Fattibilità della Componente Geologica al PGT, scala 1:10.000, il cui stralcio è di seguito
riportato unitamente alla legenda, indica per altro che l’edificio oggetto dell’intervento rientra nella classe
di fattibilità 3a comprendente zone situate su pendio con inclinazione superiore ai 20°, con buone
caratteristiche geotecniche dei terreni e potenzialmente interessate da fenomeni di scivolamento
superficiale.
6
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Per tali aree, l’art. 3 del Titolo 1 delle Norme Geologiche di PGT, indica anzitutto che “la classe
comprende le zone nelle quali si sono riscontrate consistenti limitazioni alla modifica delle destinazioni
d’uso dei terreni, per l’entità e la natura dei rischi individuati nell’area di studio o nell’immediato intorno.
L’utilizzo di queste zone e pertanto subordinato alla realizzazione di supplementi d’indagine …omissis…
per acquisire una maggiore conoscenza geologico-tecnica dell’area e del suo intorno, mediante
campagne geognostiche, prove in sito o di laboratorio, nonché mediante studi tematici specifici di varia
natura (idrogeologici, idraulici, ambientali, ecc.). Ciò dovrà consentire di precisare le idonee destinazioni
d’uso, le volumetrie ammissibili, le tipologie costruttive più opportune, nonché le opere di sistemazione e
bonifica.
N
Figura 5: stralcio della Carta di Fattibilità della Componente Geologica al PGT, scala 1:10.000
7
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Figura 6: legenda della Carta di Fattibilità della Componente Geologica al PGT
8
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Le porzioni di territorio ricadenti nella classe 3 sono quindi meno idonee alla futura urbanizzazione,
espansione residenziale e artigianale e/o alla localizzazione di strutture ricettive e dovranno essere
utilizzate qualora non vi siano altri spazi a disposizione.
Tutti i progetti di nuove opere dovranno essere accompagnati da Relazione Geologica che dimostri di
aver analizzato le diverse problematiche geologiche caratteristiche di ogni sottoclasse di fattibilità, come
di seguito specificato.
Relativamente al recupero del patrimonio edilizio esistente, secondo il comma c del suddetto art. 3,
“sono ammessi, senza integrazioni di tipo geologico, gli interventi di cui alle lettere a), b), c) dell’art. 31
della L.N. 457/78. Per gli interventi d) ed e) dell’art. 31 della L. 457/78 e comunque per gli interventi che
comportino cambiamenti di destinazioni d’uso con ampliamenti di superficie residenziale produttiva e
ricettiva, valgono, per ogni sottoclasse, le prescrizioni delle nuove edificazioni.
A loro volta, le prescrizioni per le nuove edificazioni (comma a del suddetto art. 3) indicano che la stessa
“è consentita con limitazioni, previa realizzazione di Relazione Geologica che analizzi le problematiche
geologiche presenti, nel rispetto delle condizioni proprie della sottoclasse di appartenenza (indicate
dettagliatamente nel seguito). Tale studio geologico dovrà inoltre stabilire il grado di rischio dell’area in
relazione all’intervento in progetto e fornire le indicazioni di competenza per la progettazione di eventuali
opere necessarie alla messa in sicurezza del nuovo edificio. Nel caso in cui lo Studio Geologico evidenzi
la necessità di realizzare opere di sistemazione idrogeologica si dovrà provvedere a:
· Progettazione delle opere di sistemazione necessarie, da allegare al Progetto dell’edificio come parte
integrante della documentazione per il rilascio del Permesso di Costruire.
· Ad opere ultimate per il ritiro della Licenza di abitabilità e/o agibilità dell’edificio dovrà essere prodotta al
Comune un’attestazione a firma di tecnico abilitato che attesti che tutte le opere prescritte sono state
eseguite e che indichi, a carico del soggetto titolare dell’opera, la periodicità dei controlli e degli interventi
di manutenzione delle opere di messa in sicurezza.
In particolare per la sottoclasse 3a “i progetti dovranno comprendere la verifica delle condizioni di stabilita
del pendio su cui andrà a realizzarsi l’opera intesa come verifica del sistema edificio-pendio e verifica
delle condizioni di sicurezza rispetto a dissesti idrogeologici (blocchi instabili, fenomeni di scivolamento
lento, crollo di murature di terrazzamento, deflussi idrici sotterranei ecc.) della parte di versante
interessato dall’opera. Dovranno pertanto essere realizzati: un rilievo geologico dettagliato della zona per
un intorno significativo al sito di progetto e la verifica di stabilita dei fronti di scavo previsti. Si dovranno
inoltre accertare mediante indagini in situ le caratteristiche geotecniche dei terreni di fondazione e le
eventuali interferenze con la falda freatica”.
Da ultimo, la Carta della Pericolosità Sismica Locale della Componente Geologica al PGT, per l’ambito di
intervento indica una zona Z4c – zona morenica con presenza di depositi granulari e/o coesivi, dalla
quale si evince una pericolosità H2 e la necessità di un livello di approfondimento 2.
Figura 7: legenda della Carta della Pericolosità Sismica Locale della Componente Geologica al PGT
9
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
N
Figura 8: stralcio della Carta della Pericolosità Sismica Locale della Componente Geologica al PGT, scala
1:10.000
Le Norme Geologiche di PGT, al titolo II – Norme per le aree a pericolosità sismica locale, indicano
sostanzialmente che la progettazione antisismica, per tutte le zone sismiche e per tutte le tipologie di
edifici, sarà regolata dal d.m. 14 gennaio 2008.
10
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Si premette per altro che limitatamente ai siti ricadenti in Zona 4 è ammesso il metodo di verifica alle
tensioni ammissibili e che comunque “solo per gli edifici il cui uso prevede affollamenti significativi,
per gli edifici industriali con attività pericolose per l’ambiente, per le reti viarie e ferroviarie la cui
interruzione provochi situazioni di emergenza e per le costruzioni con funzioni pubbliche o
strategiche importanti e con funzioni sociali essenziali di cui al D.D.U.O. 21 novembre 2003 n. 19904
“Approvazione elenco tipologie degli edifici e opere infrastrutturali e programma temporale delle verifiche
di cui all’art. 2, commi 3 e 4 dell’ordinanza p.c.m. n. 3274 del 20 marzo 2003, in attuazione della d.g.r. n.
14964 del 7 novembre 2003”, la progettazione dovrà essere condotta adottando i criteri antisismici
di cui alle Norme Tecniche per le Costruzioni definendo le azioni sismiche di progetto secondo le
metodologie dell’allegato 5 alla d.g.r. n. 8/1566/05, o utilizzando lo spettro previsto dalla normativa
nazionale per la zona sismica superiore.”
“Determinata la pericolosità simica di base sulla scorta dei parametri forniti dall'INGV, contenuti nelle
suddette norme tecniche e disponibili anche all'indirizzo http://esse1.mi.ingv.it sulla base delle coordinate
geografiche del sito di progetto, la progettazione dovrà quindi essere preceduta dall’applicazione del
secondo livello di approfondimento sismico finalizzato a determinare l’amplificazione sismica locale. Nel
caso il secondo livello di approfondimento determini un valore del fattore di amplificazione sismica locale
(Fa) superiore al valore di soglia fornito dal Politecnico di Milano sarà necessario applicare il terzo livello
di approfondimento sismico (vedi d.g.r. 22 dicembre 2005 n. 8/1566).
A tale scopo la documentazione di progetto dovrà comprendere i seguenti elementi:
● Indagini geognostiche per la determinazione delle caratteristiche geotecniche dei terreni di fondazione,
in termini di caratteristiche granulometriche e di plasticità e di parametri di resistenza e deformabilità,
spinte sino a profondità significative;
● Determinazione della velocita di propagazione delle onde di taglio nei primi 30 m di profondità al di
sotto del prescelto piano di posa delle fondazioni ottenibile a mezzo di indagini geofisiche in foro (downhole o crosshole), o di superficie (SASW – Spectral Analysis of Surface Wawes, MASW - Multichannel
Analysis of Surface Wawes o REMI – Refraction Microtremor for Shallow Shear Velocity), o attraverso
correlazioni empiriche di comprovata validità con prove di resistenza alla penetrazione dinamica o statica.
La scelta della metodologia di indagine dovrà essere commisurata all’importanza dell’opera e in ogni
caso dovrà essere adeguatamente motivata;
● Definizione, con indagini o da bibliografia (es. banca dati regionale), del modulo di taglio G e del fattore
di smorzamento D dei terreni di ciascuna unita geotecnica individuata e delle relative curve di
decadimento al progredire della deformazione di taglio γ;
● Definizione del modello geologico-geotecnico di sottosuolo a mezzo di un congruo numero di sezioni
geologico-geotecniche, atte a definire compiutamente l’assetto morfologico superficiale, l’andamento dei
limiti tra i diversi corpi geologici sepolti, i loro parametri geotecnici, l’assetto idrogeologico e l’andamento
della superficie piezometrica;
● Individuazione di almeno tre diversi input sismici relativi al sito, sotto forma di accelerogrammi attesi al
bedrock (es. da banca dati regionale o nazionale);
● Valutazione della risposta sismica locale consistente nel calcolo degli accelerogrammi attesi al suolo
mediante codici di calcolo bidimensionali o tridimensionali in grado di tenere adeguatamente conto della
non linearità del comportamento dinamico del terreno e degli effetti di amplificazione topografica di sito.
Codici di calcolo monodimensionali possono essere impiegati solo nel caso in cui siano prevedibili
unicamente amplificazioni litologiche e si possano escludere amplificazioni di tipo topografico;
● Definizione dello spettro di risposta elastico al sito ossia della legge di variazione della accelerazione
massima al suolo al variare del periodo naturale;
● Valutazione dei fenomeni indotti dall'azione sismica come indicati nella legenda della Carta della
pericolosità sismica locale in funzione della zona individuata e dei possibili effetti attesi.
In base a tutto quanto sopra esposto sono quindi stati effettuati rilievi e sopralluoghi che, unitamente alla
fotointerpretazione e alla consultazione della bibliografia e cartografia esistenti hanno anzitutto permesso
di descrivere il contesto geologico, geomorfologico ed idrogeologico del sito in esame, del quale è stato
inoltre valutato il rischio geologico, considerando anche le problematiche geotecniche e/o geomeccaniche
(capacità portante e cedimenti, verifica dei fronti di scavo) e di amplificazione sismica.
11
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
5
CONTESTO GEOLOGICO
Per la definizione del contesto geologico dell’area circostante il fabbricato rurale oggetto degli interventi di
ristrutturazione verranno di seguito esaminate le caratteristiche sia del substrato roccioso e del suo
assetto, sia quelle dei depositi di copertura presenti.
5.1
Depositi di copertura
Sono i depositi sciolti che ricoprono il substrato roccioso e nell’area in esame sono rappresentati da
accumuli morenici ed eluvio colluviali.
5.1.1 Depositi morenici
Ricoprono quasi per intero il medio-alto versante sinistro della Valgrosina orientale e sono quindi
arealmente molto estesi nella zona in esame.
Sono formati da un accumulo caotico di sabbia, ghiaia e trovanti mescolati con abbondante limo glaciale,
il cui spessore dell’ordine di qualche metro può localmente ridursi sino a permettere l’affioramento del
substrato roccioso o aumentare in corrispondenza dei cordoni morenici.
Presentano un medio grado di addensamento a causa dei successivi processi di diagenesi subiti nel
tempo e sono attualmente coperti da uno strato di suolo vegetale di almeno 30 cm che ne permette la
coltivazione a prato.
Spesso risultano colonizzati da nuclei rurali (rappresentano anche il terreno di fondazione del fabbricato
in esame).
5.1.2 Depositi eluvio-colluviali
Derivano dalla disgregazione del substrato roccioso operata dagli agenti atmosferici e, a causa delle non
eccessive inclinazioni dei pendii sui quali si originano, i materiali prodotti rimangono in posto (eluvio) o
subiscono solo un modesto rimaneggiamento da parte delle acque superficiali (colluvio) e proteggono
quindi il bed-rock dall’ulteriore disfacimento.
Le loro caratteristiche dipendono dalla roccia di origine e derivando in questo caso da litotipi
prevalentemente gneissici, gli accumuli eluvio-colluviali sono costituiti da sabbia e ghiaia con limo e
frammenti lapidei spigolosi. Presentano inoltre un discreto grado di addensamento e sono colonizzati da
bosco.
Occupano solamente modeste aree del versante in esame.
5.2
Substrato roccioso
Sul medio-basso versante sinistro della Valgrosina orientale il bed-rock è rappresentato dai litotipi
appartenenti alla Formazione degli Gneiss del Monte Tonale, mentre sull’alto versante ed in prossimità
dello spartiacque si hanno le rocce della Formazione di valle Grosina.
12
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
5.2.1 Gneiss del Monte Tonale
La formazione è costituita prevalentemente da gneiss e micascisti a due miche, in prevalenza biotitici,
sillimanitici e granatiferi iniettati da lenticelle quarzoso-feldspatiche. Tra i due tipi di rocce non esistono
sostanziali differenze (sebbene gli gneiss siano in media più ricchi di quarzo e feldspato ed i micascisti di
miche), se non il tipo di fratturazione: grossolana in lastre e cubetti nei primi e sottile e a scaglie nei
secondi. Ciò determina anche una maggiore alterabilità di questi ultimi.
Gli Gneiss del Monte Tonale sono inoltre ovunque interessati da intercalazioni lenticolari di anfiboliti e
anfiboliti gneissiche (rocce massive a grana media, di colore grigio verde, prive di piani di debolezza e
quindi poco alterabili), spesso intimamente associate a calcari, calcari dolomitici cristalli e calcefiri (litotipi
chiari, a grana fine, massivi, ma fragili e quindi molto fratturati, mediamente alterabili); più rare risultano le
quarziti micacee (rocce dure, massive, a grana media, di colore chiaro, poco fratturate e alterate). Tali
intercalazioni hanno carattere singenetico sedimentario; la loro presenza è infatti in rapporto a locali
variazioni della composizione litologica di un originario deposito arenaceo-argilloso, colpito dal
metamorfismo principale della formazione.
In Valle Grosina si riscontrano inoltre numerosi filoni di pegmatiti e di ortogneiss aplitici e pegmatitici:
rocce a struttura granoblastica, con tessitura più o meno distinta, in cui il quarzo è il componente
prevalente, seguito da feldspato potassico, plagioclasio, muscovite, nonché granato, tormalina ed ortite
come accessori. Le iniezioni aplitico-pegmatitiche sono spesso discordanti ed interessano talora le
intercalazioni di anfiboliti e di calcari cristallini; vanno quindi collegate ad un ciclo di manifestazioni
magmatiche successive al metamorfismo della formazione.
5.2.2 Formazione di Valle Grosina
E’ costituita da una vasta gamma di diversi litotipi, ma il tipo petrografico medio prevalente è uno gneiss
minuto biotitico intercalato da cospicue masse di rocce migmatiche. Le diverse facies litologiche sono
distinte in tre membri, solo due dei quali affioranti nelle vicinanze dell’area in esame: gli Gneiss del Monte
Storile e le Migmatiti di Vernuga.
Il primo è costituito da gneiss minuti, prevalentemente biotitici ed anfibolici, con granato, che passano
gradualmente a tipi quarzitici o micascistosi per un aumento percentuale rispettivamente di quarzo e
biotite; si riscontrano inoltre intercalazioni lenticolari di gneiss staurolitici. Si tratta comunque di rocce
poco consistenti, poiché molto scistose, a bancatura regolare e facilmente divisibili in lastre.
Il membro delle Migmatiti di Vernuga, che rappresenta il termine topograficamente più alto della
formazione, è invece formato da gneiss granitoidi compatti e gneiss occhiadini più o meno scistosi con
biotite e muscovite in larghe lamine ondulate, rocce compatte, poco scistose e debolmente alterabili.
5.2.3 Assetto strutturale
Dal punto di vista strutturale, va anzitutto sottolineata la presenza del contatto tettonico tra le due
formazioni precedentemente descritte, che decorre in senso N-S, parallelamente all’alveo del Torrente
13
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Roasco, su entrambi i versanti della Val Grosina orientale, per chiudersi pochi chilometri a monte del sito
in esame.
Sempre a Nord del medesimo, tra il Rio Barello ed il Rio Cassavruolo, si ha inoltre un’area interessata da
alcune fratture tra loro parallele, orientate NE-SW.
6
GEOMORFOLOGIA
Nell’area in esame, le forme del territorio sono prevalentemente dovute all’azione dei ghiacciai, del gelo e
della neve e limitatamente dello scorrimento delle acque superficiali.
I ghiacciai che un tempo occupavano la Val Grosina sono quelli che non solo hanno agito per primi, ma
hanno anche lasciato l’impronta maggiore, cioè la forma ad U tipicamente glaciale della valle (con fondo
largo e ripidi versanti coperti da accumuli morenici).
La stessa è stata per altro successivamente modellata dall’azione di ruscellamento delle acque
superficiali che hanno determinato un approfondimento del talweg, il quale ha localmente assunto un
profilo a V come quello osservabile sulle incisioni vallive laterali (Valle Cassavruolo, Rio Barello, Valle
Sfuriosa, ecc.)
Le forme di erosione ed i depositi criogenici e nivali sono infine i più recenti e sono rappresentati
rispettivamente da: soliflusso e da rock-glaciers e microforme quali cuscinetti erbosi e suoli strutturati.
Questi ultimi si formano nelle porzioni di versanti meno acclivi che rappresentano condizioni topografiche
favorevoli allo spostamento di terreno in senso verticale; ciò avviene per la formazione di ghiaccio che
provoca spinte ortogonali al suolo tali da sollevare i materiali più superficiali, i quali, una volta spostati,
difficilmente durante il disgelo riacquistano l’originaria posizione. Ne deriva la formazione di particolari
figure, il cui aspetto dipende dalla quantità e dalla granulometria del terreno coinvolto nel movimento, che
presenta comunque solitamente un alto tenore di umidità.
I rock glaciers sono invece depositi di forma allungata o a festoni, con superficie caratterizzata da
ondulazioni e contropendenze arcuate che testimoniano un movimento di tipo lento, dovuto allo
scioglimento del ghiaccio contenuto entro i detriti, che ne determina la mobilizzazione. Sono distinti in
attivi quelli attualmente soggetti a spostamento, ed inattivi, quelli nei quali non si ha più presenza di
ghiaccio. Sono comunque presenti a quote superiori a quelle dell’area ove è ubicato il nucleo rurale
oggetto del recupero.
Il soliflusso infine, è un fenomeno che si manifesta quando i terreni sciolti di copertura, imbibiti e fluidificati
dalle acque di disgelo, vengono mobilizzati verso valle dall’azione della gravità. I pendii interessati da tale
processo appaiono quindi generalmente caratterizzati da forme particolari quali lobi, terrazzette,
ondulazioni ed increspature spesso delimitate a monte da lacerazioni della cotica erbosa.
Il terrazzo morenico ove è presente il nucleo rurale in progetto presenta infine inclinazioni pari 20°-30° e,
ad esclusione delle microforme criogeniche e di alcune piccole incisioni vallive (una delle quali è, come
già accennato, adiacente al sito interessato dal progetto), non presenta particolari irregolarità
14
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
morfologiche. E’ per altro attraversato da mulattiere e su di esso sorgono alcune baite isolate e altri nuclei
rurali, che, unitamente alla strada per Redasco, rappresentano le forme antropiche del territorio in esame.
6.1
Dissesti
Nell’ambito di intervento non si rilevano dissesti in atto, così come indicato anche dalla Carta Inventario
delle frane e dei dissesti idrogeologici della Regione Lombardia, scala 1:10.000, il cui stralcio (sezione
D2c3) è di seguito riportato unitamente alla legenda.
Sul versante circostante sono per altro segnalati una localizzazione di un evento di dissesto e frane di
scivolamento quiescenti (con nicchia in cui è presente vegetazione, non sono evidenti sintomi morfologici
di attività ma sono riscontrabili evidenze di una sua possibile riattivazione ed accumulo caratterizzato da
scarsa freschezza, presenza di vegetazione e di una certa struttura della rete di drenaggio) e relitte (con
nicchia poco riconoscibile in cui è presente vegetazione, non sono evidenti sintomi morfologici di attività e
non sono riscontrabili evidenze di una sua possibile riattivazione ed accumulo soggetto a rimodellamento,
con forme deboli ; si tratta infatti di frane anche di grosse dimensioni, ma in cui il fenomeno non può più
essere riattivato dalle sue cause originarie).
Il versante in esame è infatti interessato da localizzate lesioni nella cotica erbosa in particolare in
prossimità delle emergenze idrica poste immediatamente a valle delle Baite dei Ross nonché da limitate
erosioni lungo gli impluvi che lo solcano, uno dei quali è adiacente al sito di progetto.
N
Figura 9: stralcio della Carta inventario delle frane e dei dissesti della Regione Lombardia, scala 1:10.000
15
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Figura 10: legenda della Carta inventario delle frana e dei dissesti idrogeologici della Regione Lombardia
E’ da segnalare inoltre la presenza di un evento valanghivo, censito anche dal SIRVAL (Sistema
Informativo Regionale Valanghe) così come visibile dallo stralcio della corrispondente cartografia, di
seguito riportato.
La perimetrazione dello stesso, le cui caratteristiche sono riassunte nella scheda alle pagine seguenti,
lambisce l’edificio oggetto degli interventi, il quale risulta comunque esterno alla medesima.
Si tratta di una valanga propriamente detta che si verifica su un versante aperto caratterizzato dalla
presenza di prato o pascolo, originandosi da creste e pendii in quota con esposizione e Ovest; presenta
periodicità irregolare e nessuna opera di difesa.
7
ACQUE SUPERFICIALI E SOTTERRANEE
La circolazione idrica superficiale dell’area circostante il fabbricato rurale interessato dell’intervento è
costituita dai tributari del Torrente Roasco, che solcano il versante in oggetto.
Si tratta di due valli di importanza maggiore (il Rio Barello che scorre circa 500 m a Nord e della Valle
Sfuriosa, che si trova circa 900 m a Sud del sito di progetto) e di almeno quattro vallecole minori che non
rappresentano dei veri e propri impluvi, ma lungo le quali si concentra una debole circolazione idrica.
16
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Le stesse, originatasi da sorgenti di emergenza sparse sul versante, sono ubicate rispettivamente circa
poco più di un centinaio di metri a nord e poco più di una decina di metri, poco meno di 200 m, 370 e 450
m a sud dal luogo dell’intervento.
N
Figura 11: stralcio della Carta del SIRVAL (Sistema Informativo Regionale Valanghe) , scala 1:10.000
17
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
18
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Tali solchi di ruscellamento minori si originano da sorgenti di emergenza (determinate dall’emergenza
della falda di versante alla superficie del suolo a causa di irregolarità della superficie topografica –
sorgente di pendio, di conca o di terrazzo) sparse a varie quote a testimoniare la presenza di una
superficie piezometrica piuttosto continua e poco profonda, verosimilmente impostata al contatto tra
depositi sciolti di copertura e substrato roccioso.
Questi può essere infatti considerato praticamente impermeabile nei loro confronti (anche se interessato
da una debole circolazione idrica per fratturazione); per gli accumuli morenici ed eluvio-colluviali si può
-2
-4
invece presupporre un coefficiente di permeabilità k variabile da 10 a 10 cm/s (tipico di sabbie e ghiaie
con limo).
La sorgente più evidente, avente una portata stimata in 5-7 l/s, è quella situata a valle delle Baite dei Ros
(quota 1850 m s.m.) e convogliata tramite una tubazione al di sotto dell’esistente strada per Redasco.
8. GEOTECNICA
Tra i dati geotecnici necessari per il progetto dell’opera vengono in particolare presi in considerazione la
successione stratigrafica, il regime delle pressioni interstiziali e le caratteristiche meccaniche dei terreni,
al fine di giungere ad una caratterizzazione dei terreni interessati dal progetto, per poi passare alla
valutazione della capacità portante e dei cedimenti, nonché ad una stima della spinta delle terre sulle
opere di contenimento e ad una valutazione della stabilità dei fronti di scavo.
Sarà quindi di seguito descritta la caratterizzazione e la modellazione geotecnica dei terreni interagenti
con l’opera, nonché riassunti i risultati delle analisi svolte per la verifica delle condizioni di sicurezza e la
valutazione delle prestazioni nelle condizioni d’esercizio del sistema costruzione-terreno.
Previa caratterizzazione fisica e meccanica dei terreni e delle rocce e definizione dei valori caratteristici
dei parametri geotecnici, si passerà poi all’identificazione degli stati limite, alla valutazione dei valori di
progetto dei parametri geotecnici ed al modello geotecnico del sottosuolo con definizione dei metodi di
analisi ed infine al riassunto e commento dei risultati.
Si ricorda comunque da ultimo che nel caso di costruzioni o di interventi di modesta rilevanza, che
ricadano in zone ben conosciute dal punto di vista geotecnico, la progettazione può essere basata
sull’esperienza e sulle conoscenze disponibili, ferma restando la piena responsabilità del progettista su
ipotesi e scelte progettuali.
7.1
Caratterizzazione fisica e meccanica dei terreni e delle rocce
La prima caratterizzazione che si riporta è relativa alla categoria di terreno da introdurre per valutare la
risposta sismica locale.
19
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Pur non osservando l’affioramento del substrato roccioso nelle immediate vicinanze della zona
interessata dagli interventi, si ritiene con buona approssimazione di poter attribuire una categoria di
terreno di tipo E.
La stessa come di seguito specificato risulta essere caratterizzata da terreni di tipo C (depositi di terreni a
grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti, con spessori
superiori a 30 metri, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la
profondità e da valori di Vs30 compresi fra 180 e 360 m/s con 15< Nspt,30<50 nei terreni a grana grossa e
70< cu30<250 kPa nei terreni a grana fina) o D (depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati
oppure di terreni a grana fina scarsamente consistenti, con spessori superiori a 30 metri, caratterizzati da
un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30<180 m/s, con
Nspt,30<15 nei terreni a grana grossa e cu30<70 kPa nei terreni a grana fina) per spessore non superiore a
20 m, giacenti su un substrato di riferimento (Vs30>800 m/s).
Siamo quindi in presenza di depositi di copertura con spessore variabile 10-30 m, medio grado di
addensamento e caratterizzati da granulometrie prevalentemente sabbioso-ghiaiose con limo, con un
medio contenuto d’acqua.
7.2
Definizione dei valori caratteristici dei parametri geotecnici
Si determinano qui di seguito i valori caratteristici dei parametri della resistenza al taglio del terreno,
coesione e angolo di attrito interno, nonché un valore del peso di volume (dato dalla formula γ = 1,5 +
Vs/1000); per valore caratteristico s’intende quel valore al quale è associata una prefissata probabilità
di non superamento; assumere, per esempio, un valore caratteristico di 30° dell’angolo di attrito del
terreno con una probabilità di non superamento del 5%, vuol dire ipotizzare che ci sia una probabilità del
cinque per cento che il valore reale dell’angolo di attrito sia inferiore a 30°.
I valori caratteristici di c e ϕ sono determinabili con la seguenti relazioni:
ϕ k = ϕ m (1 + χVϕ )
c k = c m (1 + χVc )
dove:
ϕk
= valore caratteristico dell’angolo di attrito interno;
ck
= valore caratteristico della coesione;
ϕm
= valore medio dell’angolo di attrito;
cm
= valore medio della coesione;
Vϕ
= coefficiente di variazione di ϕ, definito come il rapporto fra lo scarto quadratico medio e la media dei
valori di ϕ;
= coefficiente di variazione di c, definito come il rapporto fra lo scarto quadratico medio e la media dei
valori di c;
= parametro dipendente dalla legge di distribuzione della probabilità e dalla probabilità di non
superamento adottata.
Vc
χ
20
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
L’Eurocodice 7 fissa, per i parametri della resistenza al taglio, una probabilità di non superamento del 5%,
alla quale corrisponde, per una distribuzione di tipo gaussiana, un valore di χ uguale a –1,645. Di
conseguenza le relazioni precedenti diventano:
ϕ k = ϕ m (1 − 1,645Vϕ )
c k = c m (1 − 1,645Vc )
La granulometria, il grado di addensamento ed il contenuto d’acqua dei depositi di versante sui quali si
basa la caratterizzazione geotecnica degli stessi permette di presupporre i seguenti parametri:
- angolo d’attrito (φ)
30°-33°
- peso di volume allo stato naturale (γ)
1.7 t/m
- modulo di elasticità (ES)
20-25 MPa
- coesione (c)
0.1-0.3 t/m
3
2
Riguardo a quest’ultima grandezza, pur essendo i depositi interessati dal progetto prevalentemente
costituiti da sabbie e ghiaie, incoerenti, la presenza di una frazione fine (limosa), l’addensamento e la
leggera cementazione dovuta ai processi di diagenesi e alla percolazione delle acque gli conferiscono
una debole coesione.
7.3
Identificazione degli stati limite
Le verifiche per le fondazioni, vengono effettuate nei confronti dei seguenti stati limite:
- SLU di tipo geotecnico (GEO)
- collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno
- collasso per scorrimento sul piano di posa
- stabilità globale che non è necessario in questo caso considerare non essendo la fondazione
posizionata su o in prossimità di pendii naturali o artificiali
- SLU di tipo strutturale (STR)
- raggiungimento della resistenza negli elementi strutturali
Le verifiche per le opere di contenimento, vengono effettuate nei confronti dei seguenti stati limite:
- SLU di tipo geotecnico (GEO e di equilibrio di corpo rigido (EQU)
- stabilità globale del complesso opera di sostegno – terreno
- scorrimento sul piano di posa
- collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno
- ribaltamento
- SLU di tipo strutturale (STR)
- raggiungimento della resistenza negli elementi strutturali
21
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Le verifiche di stabilità dei fronti di scavo vengono effettuate sia allo stato limite di esercizio (SLE) sia allo
stato limite ultimo (SLU).
Le verifiche saranno effettuate tenendo conto dei coefficienti parziali, rispettivamente per le azioni (A1 e
A2), per i parametri geotecnici (M1 e M2) e per le resistenze globali (R1, R2 e R3).
Verrà inoltre considerata la combinazione 2 dell’approccio 1: A2+M2+R2 (dove + indica combinato con) e
dove A2 = 1 (carichi permanenti), M2 risulta essere pari a 1,25 per la coesione e per l’angolo d’attrito e
R2 = 1,8 per la capacità portante, R2 = 1,1 per lo scorrimento.
7.4
Valori di progetto dei parametri geotecnici
Per tenere conto delle cause d’indeterminazione, ai valori caratteristici dei parametri geotecnici come
precedentemente riportati, si applicano dei coefficienti di sicurezza parziali in funzione dello stato limite
considerato; s’introducono i valori così ridotti di c e ϕ in una delle formula di calcolo della portanza
disponibili in letteratura (Brinch Hansen, Vesic, Terzaghi, Meyerhof, ecc.), ricavando la portanza della
fondazione; al valore ottenuto si applica un ulteriore coefficiente di sicurezza, da considerare sulla base
della combinazione adottata, come precedentemente indicato.
I valori di progetto di c e ϕ da adottare nel calcolo si ottengono dividendo i valori caratteristici per un
coefficiente riduttivo parziale secondo quanto indicato nelle Nuove Norme Tecniche. In pratica, in
problemi connessi al raggiungimento dello stato limite ultimo del terreno, si ottengono come segue:
tgϕ p =
dove:
ϕp
cp
cup
7.5
tgϕ k
1,25
cp =
ck
1,25
cu p =
cu k
1,40
= angolo di attrito di progetto;
= coesione drenata di progetto;
= coesione non drenata di progetto.
Modello geotecnico del sottosuolo
Per modello geotecnico, si intende uno schema rappresentativo delle condizioni stratigrafiche, del regime
delle pressioni interstiziali e della caratterizzazione fisico-meccanica dei terreni e delle rocce comprese
nel volume significativo, finalizzato all’analisi quantitativa di uno specifico problema geotecnico.
Da sottolineare l’importanza della presenza della falda, ragionevolmente ubicata in corrispondenza del
substrato roccioso e soggetta a delle oscillazioni stagionali.
Nel caso di sollecitazioni indotte da un evento sismico è indispensabile valutare la risposta sismica locale
(amplificazione di sito), che in occasione di tali eventi può determinare una significativa diminuzione della
stabilità dell’opera.
22
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Vesic e Sano & Okamoto hanno proposto di quantificare il problema introducendo nel calcolo della
portanza un angolo d’attrito ridotto (ϕ dinamico).
Secondo il secondo criterio, Sano propone di diminuire l'angolo d'attrito degli strati portanti di una quantità
data dalla relazione:
 ag 
∆ϕ = arctg 

 2
dove ag è l'accelerazione sismica orizzontale massima al piano di posa delle fondazioni.
Questo criterio, rispetto a quello di Vesic, ha il vantaggio di prendere in considerazione anche l'intensità
della sollecitazione sismica.
Il valore ag (accelerazione massima orizzontale al piano di posa delle fondazioni), si ricava dalla seguente
relazione:
a g = S s S t a bedrock
dove abedrock è l’accelerazione sismica orizzontale al bedrock.
Questi valori devono essere moltiplicati per un fattore correttivo Ss (amplificazione stratigrafica) e per un
fattore St (amplificazione topografica).
Per il calcolo del fattore Ss vengono identificate 5 classi, A, B, C, D e E.
Lo schema indicativo di riferimento per la determinazione della classe del sito, secondo il
D.M.14/01/2008, è il seguente:
Classe
Descrizione
Ss
A
Ammassi rocciosi affioranti o terreni 1,00
molto rigidi caratterizzati da valori di
superiori
a
800
m/s,
Vs30
comprendenti eventuali strati di
alterazione superficiale di spessore
massimo pari a 3 m.
B
Rocce tenere e depositi di terreni a 1,00≤1,40-0,40F0abedrock≤1,20
grana grossa molto addensati o
terreni a grana fina molto consistenti,
con spessori superiori a 30m,
caratterizzati
da
un
graduale
miglioramento
delle
proprietà
meccaniche con la profondità e da
valori di Vs30, compresi fra 360 m/s e
800 m/s (Nspt,30>50 nei terreni a grana
grossa o cu30 >250 kPa nei terreni a
grana fina).
23
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
C
Depositi di terreni a grana grossa 1,00≤1,70-0,60F0abedrock≤1,50
mediamente addensati o terreni a
grana fina mediamente consistenti,
con spessori superiori a 30 metri,
caratterizzati
da
un
graduale
miglioramento
delle
proprietà
meccaniche con la profondità e da
valori di Vs30 compresi fra 180 e 360
m/s (15< Nspt,30<50 nei terreni a grana
grossa, 70< cu30<250 kPa nei terreni
a grana fina).
D
Depositi di terreni a grana grossa 0,90≤2,40-1,50F0abedrock≤1,80
scarsamente addensati oppure di
terreni a grana fina scarsamente
consistenti, con spessori superiori a
30 metri,
caratterizzati da un
graduale
miglioramento
delle
proprietà
meccaniche
con
la
profondità e da valori di Vs30<180 m/s
(Nspt,30<15 nei terreni a grana grossa,
cu30<70 kPa nei terreni a grana fina).
E
Terreni di tipo C o D per spessore 1,00≤2,00-1,10F0abedrock≤1,60
non superiore a 20 m, giacenti su un
substrato di riferimento (Vs30>800
m/s).
F0 è l’amplificazione spettrale massima, su bedrock orizzontale, e ha un valore minimo di 2,2; si ricava,
come abedrock, dalla tabella allegata al D.M.14 gennaio 2008.
Per Vs30 s’intende la media pesata delle velocità delle onde S negli strati fino a 30 metri di profondità dal
piano di posa della fondazione, calcolata secondo la relazione:
Vs 30 =
30
hi
∑
i =1, N V si
Analogamente per Nspt30 e cu30:
N spt ,30 =
30
hi
∑
i =1, N N spt ,i
cu 30 =
30
hi
∑
i =1, N cu i
Nel caso non siano disponibili le misure di Vs per i primi 30 metri e i terreni siano costituiti da alternanze
di terreni a grana grossa e fina, si procede calcolando le classi corrispondenti per Nspt,30 e cu30,
assumendo quindi la classe peggiore fra le due calcolate.
In generale il fenomeno dell’amplificazione sismica diventa più accentuato passando dalla classe A alla
classe E.
24
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Il fattore di amplificazione topografica, con il D.M.14/01/2008 St si ricava dalla seguente tabella, dalla
quale si evince, nel caso in esame, la categoria topografica T2.
Categoria
topografica
Caratteristiche della superficie topografica
T1
Superficie pianeggiante,
inclinazione media i≤15°.
T2
Pendii con inclinazione media i>15°.
T3
Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e Cresta del rilievo
inclinazione media 15°≤i≤30°.
1,20
T4
Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e Cresta del rilievo
inclinazione media i>30°.
1,40
pendii
e
rilievi
Ubicazione
dell’opera
isolati
St
con Sommità
pendio
1,00
del 1,20
Nel caso in esame l’accelerazione massima orizzontale al bedrock è pari a 0,128, il fattore di
amplificazione spettrale massima (f0) è di 2,544 ed il periodo di inizio di velocità costante (Tc) è di
0,271 s (come ricavato dalle mappe sismiche ufficiali).
Si ottiene quindi un valore di ag massimo pari a 0,245.
Il coefficiente sismico orizzontale si ottiene infine moltiplicando il valore di ag per un fattore correttivo β:
khk = β ag
Il parametro β, secondo le istruzioni per l’applicazione del D.M.14/01/2008, va ricavato dalla seguente
tabella; nel caso in esame si ha un valore pari a 0,24 (essendo abedrock pari a 0,128 ed essendo in
presenza di un sottosuolo di categoria E):
Categoria del sottosuolo
A
B,C,D,E
β
β
0.2<ag≤0.4
0.30
0.28
0.1<ag≤0.2
0.27
0.24
ag≤0.1
0.20
0.20
La componente orizzontale della sollecitazione sismica conduce ad una risultante del carico inclinata
rispetto alla verticale.
L’inclinazione della risultante da inserire nel calcolo della portanza, nell’ipotesi che in condizioni statiche il
carico sia perfettamente verticale, può essere valutata in modo conservativo con la relazione:
θ = arctg (a g )
dove:
ag = accelerazione sismica orizzontale massima al piano di posa delle fondazioni;
25
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Un modo più corretto di valutare l’inclinazione del carico dovuta al sisma è quello che passa per la stima
dello spettro di progetto dell’opera. Inizialmente si calcola il periodo di vibrazione fondamentale della
struttura con la relazione:
3
T1 ( s ) = C1 H 4
in cui C1 è un fattore che dipende dalla tipologia costruttiva e H l’altezza dell’edificio rispetto al piano di
posa delle fondazioni.
Tipologia
C1
Costruzioni con struttura a telaio in acciaio
0,085
Costruzioni con struttura a telaio in calcestruzzo armato
0,075
Costruzioni con qualsiasi altro tipo di struttura
0,050
La relazione è valida per edifici con H non superiore ai 40 metri e massa distribuita,
approssimativamente, in maniera uniforme lungo l’altezza.
Quindi si entra nello spettro di progetto orizzontale, leggendo sull’asse delle ordinate il valore di khi che
corrisponde al periodo T1 lungo l’asse delle ascisse.
L’inclinazione del carico dovuto al sisma è dato, in questo caso, dalla relazione:
θ = arctg (k hi )
7.6
Parametri sismici del sito in esame
Vengono di seguito riassunti i parametri sismici di sito.
Parametri sismici determinati con GeoStru PS http://www.geostru.com/geoapp
Le coordinate geografiche espresse in questo file sono in ED50
Tipo di elaborazione: Stabilità dei pendii e fondazioni
Sito in esame:
latitudine: 46,360543 [°]
longitud ine: 10,260550 [°]
Classe d'uso: II. Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, senza contenuti pericolosi per
l’ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali. Industrie con attività non pericolose per
l’ambiente. Ponti, opere infrastrutturali, reti viarie non ricadenti in Classe d’uso III o in Classe d’uso IV, reti
ferroviarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza. Dighe il cui collasso non provochi
conseguenze rilevanti.
Vita nominale: 50 [anni]
Tipo di interpolazione: Media ponderata
26
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
27
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
7.7
Metodi di analisi
Vengono di seguito riassunti i metodi di analisi utilizzati per la stima della capacità portante e dei
cedimenti, nonché per la verifica della stabilità dei fronti di scavo e per la stima della spinta delle terre
sulle opere di contenimento.
7.7.1 Capacità portante e cedimenti
Per la capacità portante, la formula di calcolo utilizzata tra quelle proposte da diversi autori è quella di
Brinch-Hansen:
Qlim = c x Nc x sc x dc x ic x bc x gc + sq x y1 x D x Nq x dq x iq x bq x gq + 0.5 x y2 x B x Ny x sy x dy x
iy x by x gy (per Phi>0);
dove:
qlim = capacità portante limite;;
c = coesione del terreno;
Nc = coefficiente di portata = (Nq-1)∗cotanφ, con φ = angolo di attrito del terreno;
sc = fattore di forma della fondazione = 1 + (Nq/Nc) x (B/L) per φ>0, con B = larghezza della fondazione in
metri e L = lunghezza della fondazione in metri;
dc = fattore di profondità della fondazione = 1 + 0.4 x k, dove k=D/B per D/B<=1 e k=atang(D/B) per
D/B>1;
q = γ∗D, con γ = peso di volume del terreno di riporto;
2
Nq = coefficiente di portata = eπtanφtan (45°+ φ/2);
sq = fattore di forma della fondazione = 1 + (B/L) x tgφ
sγ = fattore di forma della fondazione = 1 – 0.4 x (B/L);;
dq = fattore di profondità della fondazione = 1 + 2 x tg(Phi) x [1 - sen(Phi)]2 x k
dγ = fattore di profondità della fondazione = 1;
γ = peso di volume del terreno di fondazione;
Nγ = coefficiente di portata = 1.5 x (Nq –1) x tgφ.
28
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Va per altro considerato come tutte le equazioni per il calcolo della capacità portante si basano sul
presupposto che il terreno di fondazione abbia un comportamento descrivibile dalla legge di Coulomb:
T = c + Pef x tg(Phi);
in cui: T=resistenza al taglio del terreno;
Pef=pressione efficace del terreno.
I dati sperimentali confermano che il campo di validità è limitato all'intervallo di Qammissibile che va da 0 a
4.5 kg/cmq circa. Oltre i 4.5 kg/cmq la relazione sforzi - resistenza al taglio non è più di tipo lineare, come
nell'equazione di cui sopra, ma assume una forma più complessa. L'uso delle formule per il calcolo della
portanza fuori dal campo di validità conduce a valori della Qlim sovrastimati.
Terzaghi (1943) ha proposto una correzione da applicare ai parametri coesione e angolo d'attrito del
terreno, nei casi in cui risulti dal calcolo una Qamm>4.5 kg/cmq, per tener conto della non linearità della
relazione sforzi - resistenza al taglio. In pratica ha suggerito di utilizzare nel calcolo valori ridotti di Phi e c,
calcolati come segue: c' = (2/3) x c; Phi' = atang[(2/3) x Phi].
L'applicazione del sovraccarico della fondazione conduce ad una variazione dello stato tensionale del
terreno. Il carico applicato tende a diffondersi fino al suo completo assorbimento. Generalmente si
ammette che il sovraccarico si annulli ad una profondità, sotto il piano di posa della fondazione, variabile
da 1 a 4 volte B (B=lato corto della fondazione).
E' importante eseguire una stima di come il carico si diffonde negli strati di fondazione, in quanto
indispensabile per il successivo calcolo dei cedimenti.
Fra i procedimenti proposti per la valutazione della diffusione del sovraccarico nel terreno viene di seguito
utilizzato il metodo di Newmark.
Questi si basa sul presupposto che il terreno di fondazione possa essere assimilato ad uno spazio
semiinfinito a comportamento perfettamente elastico, omogeneo e isotropo. Deriva dall'integrazione su
un'area rettangolare o quadrata di dimensioni B x L (B=lato corto della fondazione, L=lato lungo della
fondazione) delle equazioni di Boussinesq.
In pratica l'incremento di pressione netta indotta dal carico applicato dalla fondazione alla quota z sotto il
piano di posa, lungo la verticale che passa per uno degli angoli dell'area BxL, è dato da:
pz = [Q/(4 x Pi)] x (m1 + m2);
in cui: m1=[2 x M x N x sqr(V) x (V + 1)] / [(V + V1) x V];
m2=atang[(2 x M x N x sqr(V))/(V1 - V)]; dove
M=B/z; N=L/z; V=M2 + N2 + 1; V1=(M x N)2;
Pi=Pi greco.
Per stimare la diffusione del sovraccarico nel terreno lungo più verticali, occorre dividere l'area B x L in
più rettangoli o quadrati con gli spigoli coincidenti al punto di passaggio della verticale, calcolare e quindi
sommare i contributi delle singole aree.
29
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Il metodo di Newmark basato sulle equazioni di Boussinesq è ampiamente utilizzato e fornisce
generalmente risultati a favore della sicurezza. In alcuni casi però, in particolare in terreni stratificati
incoerenti o con alternanze di strati coesivi e incoerenti, dove cioè ci si allontana notevolmente da un
comportamento perfettamente elastico del terreno, i valori ottenibili con Boussinesq risultano
eccessivamente cautelativi. In questi casi si consiglia di utilizzare il metodo di Westergaard.
Anche se la pressione esercitata sul terreno di fondazione non supera il valore calcolato, si possono, in
alcuni casi, manifestare delle deformazioni nel terreno non tollerabili dall’opera.
I cedimenti sono dovuti alla deformazione elastica e plastica del terreno e, nel caso di terreni poco
permeabili (argille e limi), al processo di lenta espulsione dell’acqua contenuta al loro interno
(consolidazione).
Poiché le caratteristiche geotecniche del terreno variano da punto a punto, così come spesso variano da
punto a punto anche le condizioni di carico, i cedimenti possono assumere localmente valori differenti.
Il cedimento calcolato in un punto prende il nome di cedimento assoluto; la differenza fra i cedimenti
assoluti misurati in due o più punti prende il nome di cedimento differenziale.
Il cedimento assoluto totale è dato dalla somma di tre componenti:
Stot= Simm + Scon + Ssec;
in cui:
Simm=cedimento immediato, dovuto alla deformazione iniziale, senza variazione di volume, del terreno
caricato; è prevalente nei terreni incoerenti(coesione=0), trascurabile in quelli coesivi (coesione>0);
Scon=cedimento di consolidazione, legato alla variazione di volume del terreno saturo, in seguito alla
lenta espulsione dell’acqua contenuta al suo interno; è dominante nei terreni coesivi, poco permeabili, e
trascurabile in quelli incoerenti (da mediamente a molto permeabili);
Ssec=cedimento secondario, dovuto alla deformazione viscosa dello scheletro solido del terreno;
normalmente trascurabile in tutti i tipi di terreno.
Proprio per le differenti modalità con cui si manifestano i cedimenti nei terreni coesivi ed incoerenti, i due
casi vanno trattati separatamente.
Per i terreni incoerenti come nel caso di progetto, viene utilizzato il metodo di Schmertmann(1970), ideato
per calcolare il cedimento immediato e secondario di terreni incoerenti utilizzando direttamente i dati delle
prove penetrometriche statiche (CPT). Ha la seguente espressione:
Stot = C1 x C2 x Q x DH x sommatoria(Iz/E);
in cui:
Q=carico netto applicato sulla fondazione;
C1=fattore correttivo per tener conto dell'approfondimento della fondazione: (99) C1 = 1 - 0.5 x (P/Q);
dove P=Pressione efficace al piano di posa della fondazione;
30
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
C2=fattore correttivo per tener conto del cedimento secondario: C2 = 1 + 0.21 x Log ( T/0.1); dove:
T=tempo di calcolo del cedimento in anni; DH=spessore dello strato; E=modulo di deformazione dello
strato; i valori di E consigliati da Schmertmann sono i seguenti: E=2 x Rp (sabbie fini e limo); E=3.5 x Rp
(sabbie medie); E=5 x Rp (sabbia grossolana); E=6 x Rp (sabbia e ghiaia); con Rp=resistenza alla punta
media dello strato;
Iz=fattore d'influenza per tener conto della diffusione del carico netto applicato sulla fondazione nel
terreno; ha una distribuzione di tipo triangolare che dipende dalla geometria della fondazione: fondazioni
nastriformi: Iz=0.2 per z=0 - Iz=0.5 per z=B - Iz=0 per z=4xB; fondazioni quadrate: Iz=0.1 per z=0 - Iz=0.5
per z=B/2 - Iz=0 per z=2xB; fondazioni rettangolari: si risolvono i due casi precedenti e si prende un
valore interpolato.
Il procedimento di Schmertmann fornisce risultati attendibili purché si utilizzino i valori di E proposti
dall'Autore e venga impiegato per fondazioni rigide. Il cedimento calcolato va visto come il massimo
cedimento teorico prevedibile in funzione del carico netto applicato.
7.7.2 Stabilità fronti di scavo
Le procedure di analisi di stabilità per un fronte di scavo sono analoghe a quelle utilizzate per un pendio
in terra, attraverso la valutazione dell'equilibrio limite e consistono nella stima di un coefficiente di
sicurezza alla traslazione e/o alla rotazione del volume di terra compreso fra la superficie del versante ed
una superficie di taglio potenziale imposta.
La procedura di calcolo prende in considerazione tutte le forze e/o i momenti agenti lungo il piano di
taglio, fornendo una valutazione della stabilità globale attraverso le equazioni d'equilibrio fornite dalla
statica.
Il coefficiente di sicurezza globale del pendio viene calcolato attraverso il rapporto fra la resistenza di
taglio massima disponibile lungo la superficie di rottura e gli sforzi tangenziali mobilitati lungo tale piano:
Fsic = Tmax / Tmob;
con
Fsic= coefficiente di sicurezza; Tmax= resistenza di taglio massima; Tmob= sforzo tangenziale mobilitato.
All'equilibrio(Tmax=Tmob) Fsic deve essere ovviamente uguale a 1.
Il pendio potrebbe essere considerato in teoria stabile, quando Fsic risulta maggiore di 1 (Tmax>Tmob),
instabile in caso contrario (Tmax<Tmob). In realtà, per tener conto dell'incertezza introdotta dalle ipotesi
semplificatrici nella procedura di calcolo e soprattutto dell'approssimazione con cui sono noti i parametri
geotecnici del terreno, per Legge e per consuetudine pratica la stabilità può dirsi raggiunta solo nel caso
in cui Fsic sia maggiore di 1,1 (D.M.14.01.2008) in condizioni statiche e maggiore di 1,0
(D.M.14.01.2008) in presenza di sisma.
31
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Nell'applicare le equazioni della statica al problema dell'analisi di stabilità di un pendio in terra occorre
ipotizzare che siano verificate le seguenti condizioni:
a) la verifica va eseguita prendendo in esame una striscia di versante di larghezza unitaria (solitamente di
1 metro), trascurando l’interazione laterale fra tale striscia ed il terreno contiguo;
b) la resistenza al taglio lungo la superficie potenziale di rottura deve essere esprimibile attraverso la
legge di Coulomb: Tmax = c + γ h tg ϕ; con Tmax = resistenza di taglio massima del terreno; c= coesione
del terreno; γ= peso di volume del terreno; h= profondità della superficie di rottura; ϕ = angolo di
resistenza al taglio del terreno.
c)la precisione con cui vengono stimati in sito o in laboratorio i parametri geotecnici coesione e angolo di
resistenza al taglio deve essere la stessa: in caso contrario la resistenza al taglio mobilitata dovrebbe
essere espressa nel seguente modo: Tmob = (c/Fsicc) + (γ h tg ϕ/Fsicp); con Fsiic =coefficiente di
sicurezza legato a c; Fsicp =coefficiente di sicurezza legato a ϕ;
introducendo nel calcolo due coefficienti di sicurezza invece di uno, con ovvie complicazioni nella
risoluzione analitica del problema;
d) deve aversi una distribuzione omogenea degli sforzi tangenziali mobilitati (Tmob) lungo la superficie
potenziale di rottura. Questo significa che in ogni punto del piano ipotetico di scivolamento i parametri
dell'equazione di Coulomb c, ϕ, γ ed h devono avere lo stesso valore.
Per limitare l'errore introdotto nel calcolo da quest’ultima ipotesi, la superficie di scivolamento viene, nella
maggior parte delle procedure di calcolo note in letteratura, suddivisa in più settori (conci), all'interno dei
quali si considera realizzata la condizione di omogeneità di Tmob. Nella pratica i limiti dei conci vengono
fatti cadere dove vi sia una variazione significativa di γ, c e ϕ del terreno o in corrispondenza di variazioni
significative nel profilo topografico del versante.
Questo modo d'impostare il problema conduce però all'introduzione nella risoluzione analitica di nuove
incognite che esprimono il modo in cui interagiscono fra loro, lungo le superfici divisorie, i vari conci.
In definitiva nel calcolo del valore di Fsic intervengono le seguenti incognite(n=numero dei conci preso in
considerazione):
a) le forze normali (N) agenti sulla base del concio ( n incognite);
b) le forze tangenziali (T) agenti sulla base dei conci ( n incognite);
c) i punti, sulla base del concio, di applicazione delle forze normali e tangenziali (n incognite);
d) le forze orizzontali agenti lungo le superfici di separazione dei conci ( n-1 incognite);
e) le forze verticali agenti lungo le superfici di separazione dei conci (n-1 incognite);
f) i punti di applicazione, sulle superfici di separazione dei conci, delle forze d) ed e) (n-1 incognite);
g) il coefficiente di sicurezza Fsic (1 incognita).
In totale il problema comporta l'introduzione di 6n-2 incognite. Per la sua risoluzione sono disponibili:
a) 3n equazioni d'equilibrio;
b) n equazioni del tipo: T = (c l + N tg ϕ)/Fsic; con l = lunghezza del concio; che collegano fra loro, per
ogni concio, le incognite N, T ed Fsic.
c) n equazioni ottenute ponendo che il punto di applicazione di N e T cada a metà della base del concio.
In totale quindi sono disponibili 5n equazioni per la soluzione analitica del problema.
Perché si possa arrivare alla determinazione di Fsic occorrerebbero ovviamente tante equazioni quante
sono le incognite.
32
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
In realtà perché il problema sia staticamente determinato, e quindi risolvibile, mancano ancora n-2
equazioni (la differenza fra il numero delle incognite,6n-2, ed il numero delle equazioni disponibili, 5n).
Le equazioni mancanti possono essere ottenute introducendo nell'analisi ulteriori ipotesi semplificatrici.
Tali ipotesi riguardano generalmente la distribuzione delle forze lungo le superfici di separazione dei
conci.
Le
varie
procedure
di
risoluzione
del
problema
differiscono
essenzialmente
per
la
schematizzazione che viene fatta di questa distribuzione.
La superficie di rottura viene supposta, con modesto errore, come circolare e suddivisa in più settori
(conci), per ognuno dei quali i parametri geotecnici del terreno hanno gli stessi valori.
Si ha quindi una distribuzione omogenea degli sforzi tangenziali mobilitati lungo la medesima.
La verifica, i cui risultati sono di seguito riportati, è stata effettuata con i metodi proposti in letteratura su
diverse superfici di scivolamento individuando in tal modo quella con minore coefficiente di sicurezza,
cioè quella che dà minori garanzie di stabilità.
7.7.3 Spinta delle terre
La verifica di stabilità delle opere di contenimento viene calcolata mediante il calcolo di spinta attiva e
passiva del terreno.
Nel caso in esame spinta attiva e passiva sono state calcolate mediante il metodo proposto da MullerBreslau.
Per il calcolo della spinta attiva non viene posta la condizione che gli sforzi agenti sul piano orizzontale e
su quello verticale siano sforzi principali. La spinta totale del terreno risulterà quindi inclinata di un certo
angolo uguale all’angolo d’attrito terra-diaframma.
Posto:
·
·
·
·
·
β = inclinazione del paramento interno dell’opera rispetto alla verticale;
ρ = inclinazione della superficie di rottura del terreno;
δ = angolo d’attrito terra-diaframma, di solito posto uguale a arctg[2/3 x tg(ϕ)];
ε = inclinazione del versante a monte dell’opera di sostegno;
ϕ = angolo di resistenza al taglio del terreno;
il coefficiente di spinta attiva assume la seguente forma:
Ka=cos2(ϕ-β)/[cos2β cos(δ+β)( 1 + √Rp)2]
con
Rp=sen(ϕ+δ)sen(ϕ-ε)/[cos(δ+β)cos(ε-β)];
Il coefficiente di spinta passiva è invece dato dalla
Kp=cos2(ϕ+β-θ)/[cos θ cos2β cos(δ-β+θ)( 1 - √Rp)2]
con
Rp=sen(ϕ+δ)sen(ϕ+ε-θ)/[cos(δ-β+θ)cos(ε-β)];
33
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Il metodo è applicabile alla maggioranza dei casi pratici, con un errore contenuto entro il 5% rispetto a
procedimenti più elaborati, purché sia verificata la condizione δ ≤ ϕ/3.
E’ possibile in prima approssimazione valutare, noto Ka, la spinta attiva orizzontale del terreno con la
relazione: Ph = Pv Ka.
Nel caso di un terreno omogeneo, privo di coesione ed in assenza di falda, sul quale agisca solo la forza
di gravità, si potrà essere scrivere:
Ph = γ z Ka;
con γ = peso di volume del terreno; z = profondità dal piano campagna.
Il prodotto γ z corrisponde in pratica al peso della colonna litostatica alla profondità z.
Integrando su tutta l’altezza del muro si ottiene: Sa = 0.5 H2 γ Ka;
con Sa = spinta attiva del terreno.
La spinta è applicata ad una altezza dal piano di posa del muro uguale a: l = H/3.
Alla relazione per la stima di Sa andranno aggiunte altre componenti di spinta, se presenti, dovute alla
presenza di: terreni multistrato; falda; terreni coesivi; sovraccarichi esterni; azioni sismiche; pendii a
monte con profilo spezzato;
Nel caso in esame si considera un terreno multistrato; il calcolo della spinta attiva dovrà procedere nel
seguente modo:
·
si applica la relazione per il calcolo si Sa ad ogni strato, sostituendo ad H il valore dello spessore
dello strato e a γ il peso di volume dello strato e a Ka il valore corrispondente al ϕ dello strato; il punto di
applicazione sarà dato da: ls = Hs/3 + Σ(da H1 a Hs-1) H;
·
si calcola il contributo come sovraccarico di ogni strato rispetto a quelli sottostanti; quindi il
contributo totale alla spinta attiva dato dallo strato n.1 (il più profondo) sarà: Sa1’=0.5 H12Ka3 γ3
(contributo dello strato 1); Sa1”=(γ2H2+γ3H3)H3 Ka3 (contributo strati 2 e 3 come sovraccarico sullo
strato 1); con un punto d’applicazione dato da: l1=[(H1/3)Sa1’+(H1/2)Sa1”]/(Sa1’+Sa1”).
Analogamente per lo strato 2 e 3: Sa2’=0.5 H22Ka2 γ2(contributo dello strato 2); Sa2”=(γ3xH3)H2
Ka2(contributo strato 3 come sovraccarico sullo strato 2); Sa3’=0.5 H32Ka3 γ3(contributo dello strato 3);
Sa3”=0;l2={[(H2/3)+H1]Sa2’+[(H2/2)+H1]Sa2”}/(Sa2’+Sa2”);l3={[(H3/3)+H2+H1]Sa1’+[(H1/2)+H2+H1]Sa
1”}/ (Sa1’+Sa1”).
La spinta attiva totale sarà data quindi da:
Sa=(Sa1’+Sa1”)l1+(Sa2’+Sa2”)l2+(Sa3’+Sa3”)l3/(Sa1’+Sa1”+Sa2’+Sa2” +Sa3’+Sa3”).
In presenza di falda la relazione per il calcolo di Sa, per gli strati immersi, si modifica come segue:
Saw=0.5 γ‘ Ka Hw2; con γ‘=peso di volume immerso del terreno; Hw=altezza della falda rispetto al piano
di posa del diaframma; con un punto di applicazione della spinta dato da law = Hw/3.
34
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Per gli strati sopra falda al posto di H va introdotto H-Hw, cioè l’altezza fuori falda del terreno. Il punto
d’applicazione della spinta per il terreno non immerso è dato da: l = Hw + (H-Hw)/3.
Vanno inoltre considerati il contributo alla spinta attiva totale dato dalla spinta idraulica: Sw = 0.5 Hw2 γw,
con punto di applicazione: lw = Hw/3, e quello costituito dal sovraccarico indotto dalla porzione di terreno
non immersa su quella immersa: Sa’ = (H-Hw)γ Hw Ka, con γ = peso di volume del terreno sopra falda e
punto d’applicazione dato da: la’ = Hw/2.
7.8
Risultati e conclusioni geotecniche
Vengono di seguito riportati e riassunti i risultati delle verifiche geotecniche effettuate per la capacità
portante e cedimenti, sul calcolo della spinta delle terre sulle opere di contenimento, nonché sulla verifica
di stabilità dei fronti di scavo.
7.8.1 Capacità portante e cedimenti
Per la fondazione considerata, nastriforme di larghezza pari a 1 m ad altezza di 0.5 m, si è ottenuto un
2
valore della portanza pari a 1.9 kg/cm e un cedimento inferiore a 1 cm.
Coordinate del profilo topografico e dello strato n. 1
Ascisse X (m)
0
10
10
11
11
12
12
13
13
23
Ordinate Y (m)
0
0
-0,5
-0,5
-1
-1
-0,5
-0,5
2,5
5,18
Coordinate del profilo del tetto dello strato n. 2
Ascisse X (m)
0
23
23
0
Ordinate Y (m)
-5
-1
-10
-10
Parametri geotecnici del terreno di fondazione
Strato n.
1
Descrizione litologica:
Sabbia molto addensata
Angolo di attrito (°):
32
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
70
0
1800
2000
300
0,35
1
35
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Indice di compressione:
Indice di compressione secondaria:
Indice di ricompressione:
Indice dei vuoti iniziale:
Coefficiente di consolidazione verticale (cmq/s):
Numero di colpi Spt medio:
Resistenza alla punta media (C.P.T.)(kg/cmq):
R.Q.D. (%)
Limite di liquidità (%):
Contenuto naturale d'acqua (%):
Fattore di portanza Nq:
Fattore di portanza Nc:
Fattore di portanza Ny:
Comportamento meccanico:
Caratteristiche idrogeologiche:
0
15,13
28,26
8,79
Livello incoerente
Livello permeabile
Strato n.
2
Descrizione litologica:
Roccia fratturata
Angolo di attrito (°):
45
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
Indice di compressione:
Indice di compressione secondaria:
Indice di ricompressione:
Indice dei vuoti iniziale:
Coefficiente di consolidazione verticale (cmq/s):
Numero di colpi Spt medio:
Resistenza alla punta media (C.P.T.)(kg/cmq):
R.Q.D. (%)
Limite di liquidità (%):
Contenuto naturale d'acqua (%):
Fattore di portanza Nq:
Fattore di portanza Nc:
Fattore di portanza Ny:
Comportamento meccanico:
Livello incoerente
Caratteristiche idrogeologiche:
Livello permeabile
70
1
2400
2400
1000
0,25
1
0
0
0
0
Coordinate del profilo del tetto della falda n. 1
Ascisse X (m)
Ordinate Y (m)
0
23
-5
-1
Geometria della fondazione
Fondazione n. 1
Larghezza o diametro base B (m):
Lunghezza della base L (m):
Profondità di posa lato destro d1(m):
Profondità di posa lato sinistro d2(m):
Profondità scavo destro s1(m):
Profondità scavo sinistro s2(m):
Inclinazione pendio a valle a(°):
Inclinazione pendio a monte b(°):
Distanza bordo scavo destro x1(m):
Distanza bordo scavo sinistro x2(m):
Inclinazione base lato B(°):
Inclinazione base lato L(°):
Inclinazione carico lato B da sisma ib(°):
1
10
0,5
0,5
3
0,5
0
15
1
1
0
0
13,81
36
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Inclinazione carico lato L da sisma (°):
Eccentricità carico su B in condizioni statiche(m):
Eccentricità carico su L in condizioni statiche(m):
Eccentricità carico su B in condizioni sismiche(m):
Eccentricità carico su L in condizioni sismiche(m):
Peso di volume del cls (kg/mc):
Peso di volume terrapieno (kg/mc):
Altezza del terrapieno Ht (m):
Larghezza sommità terrapieno Ls(m):
Tipologia fondazionale:
13,81
0
0
0
0
2500
1800
0
0
Nastriforme
Riassunto del calcolo della portanza delle fondazioni
Secondo il D.M. 14.01.2008 App.I Comb.2 condizioni drenate Combinazione delle azioni: fondamentale
Fondazione n. ....................................................... 1
Larghezza della fondazione (m): 1
Lunghezza della fondazione (m): 10
Profondità di posa lato destro (m): 0,5
Profondità di posa lato sinistro (m):
0,5
Metodo di calcolo:
Terzaghi stato limite ultimo
Fattori di forma
Sc: 1
Sq: 1
Fattori di profondità
Sy: 1
Dc: 1
Dq: 1
Fattori inclinazione carico da sisma
Dy: 1
Ic: 1
Iq: 1
Fattori inclinazione pendio
Iy: 1
Gc: 1
Gq: 1
Fattori inclinazione base
Gy: 1
Bc: 1
Bq: 1
By: 1
Fattori correttivi per gli effetti cinematici del sisma
Zc: 1
Zq: 1
Zy: 1
RISULTATO
Coefficiente di sicurezza parziale per l'angolo di attrito:
Coefficiente di sicurezza parziale per la coesione: 1,25
Coefficiente di sicurezza globale:..........
1,8
Correzione di Terzaghi: non applicata
Capacità portante S.L.U. (kg/cmq):
1,89
Profondità del cuneo efficace (m): 0,9
Accelerazione sismica orizzontale (g):
0,246
1,25
Andamento dell'incremento di pressione indotto nel terreno
Quota dal p.c. (m)
Sollecitazioni indotte(kg/cmq)
-1,2
-1,4
-1,6
-1,8
-2
1,83208
1,65041
1,41228
1,20084
1,03023
37
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
-2,2
-2,4
-2,6
-2,8
-3
-3,2
-3,4
-3,6
-3,8
-4
-4,2
-4,4
-4,6
-4,8
-5
-5,2
-5,4
-5,6
-5,8
-6
-6,2
-6,4
-6,6
-6,8
-7
-7,2
-7,4
-7,6
-7,8
-8
-8,2
-8,4
-8,6
-8,8
-9
-9,2
-9,4
-9,6
-9,8
-10
Profondità di calcolo dal p.c.(m):
10,0
Passo di calcolo (m):
0,2
Sezione di calcolo:
Sezione centrale
0,89529
0,788
0,70151
0,63066
0,5717
0,52192
0,47932
0,44244
0,41017
0,38167
0,3563
0,33356
0,31303
0,29441
0,27744
0,26191
0,24764
0,23448
0,22232
0,21105
0,20058
0,19084
0,18176
0,17327
0,16534
0,1579
0,15093
0,14438
0,13822
0,13242
0,12696
0,12181
0,11695
0,11236
0,10802
0,1039
0,10001
0,09632
0,09282
0,08949
Coordinata X di calcolo (m):
Metodo di calcolo:
Boussinesq
Coordinata Y di calcolo (m):
11,5
5,0
Riassunto del calcolo dei cedimenti
Fondazione n. ....................................................... 1
Verifica allo Stato Limite d'Esercizio
Larghezza della fondazione (m): 1
Lunghezza della fondazione (m): 10
Carico applicato sulla fondazione (kg/cmq):
1,89
Livelli incoerenti
Metodo di calcolo dei cedimenti nei livelli incoerenti:
Tempo di calcolo dei cedimenti secondari (anni):
30
Carico statico o pulsante (Burland e Burbridge):
n.c.
Nspt crescente o decrescente (Burland e Burbridge):
Vertice sinistro
Cedimento immediato (mm):
Cedimento secondario (mm):
Somma ced. incoerenti (mm):
0
0
0
Livelli coesivi
Metodo di calcolo dei cedimenti nei livelli coesivi:
Schmertmann
n.c.
Punto centrale
4,9
2,4
7,3
Vertice destro
0
0
0
Teoria dell'elasticità
38
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Tempo di calcolo cedimenti di consolidazione(anni):
Vertice sinistro
20
Punto centrale
Ced.di consolidazione (mm):
0
0
Cedimento secondario (mm):
0
0
Somma ced. coesivi (mm):
0
0
Cedimenti complessivi (incoerenti+coesivi)
Vertice sinistro
Punto centrale
Cedimento complessivo (mm):
Max cedim. differenziale(mm):
Massima distorsione (%):
Fondazione rigida o flessibile:
0
0
0
Fondazione rigida
Verifica allo Stato Limite di Danno
Cedimento indotto dal sisma (mm):
0
7,3
Vertice destro
0
0
0
Vertice destro
0
7.8.2 Verifica fronti di scavo
Per il fronte di scavo necessario alla realizzazione dell’intervento, con la geometria di seguito considerata
(altezza di poco superiore a 4 m ed inclinazione di 70°) è stato ottenuto un fattore di sicurezza pari a
1.04, il quale indica stabilità sebbene in una condizione di equilibrio limite.
Coordinate del profilo topografico e dello strato n. 1
Ascisse X (m)
0
3.5
4.3
8.3
Ordinate Y (m)
0
0
3
3.5
Coordinate del profilo del tetto dello strato n. 2
Ascisse X (m)
0
8.3
8.3
0
Ordinate Y (m)
-3
-1
-5
-5
39
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Parametri geotecnici degli strati
Strato n.
1
Descrizione litologica:
Sabbia molto addensata
Angolo di attrito (°):
32
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
Angolo di attrito residuo (°)
Coefficiente di pressione neutra:
Modulo dinamico di taglio (kg/cmq):
Comportamento meccanico:
Livello incoerente
Caratteristiche idrogeologiche:
Livello permeabile
70
0.07
1800
2000
300
0.3
1
0
0
0
Strato n.
2
Descrizione litologica:
Roccia fratturata
Angolo di attrito (°):
45
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
Angolo di attrito residuo (°)
Coefficiente di pressione neutra:
Modulo dinamico di taglio (kg/cmq):
Comportamento meccanico:
Livello incoerente
Caratteristiche idrogeologiche:
Livello permeabile
70
1
2400
2400
1000
0.25
1
0
0
0
Coordinate del profilo del tetto della falda n. 1
Ascisse X (m)
0
8.3
Ordinate Y (m)
-3
-1
Analisi di stabilità: riepilogo dei coefficienti di sicurezza
Numero
1
2
3
4
5
6
7
8
9
X valle
m
Y valle
m
3.54
3.54
3.54
3.57
3.57
3.57
3.61
3.61
3.61
0.14
0.14
0.14
0.27
0.27
0.27
0.41
0.41
0.41
X monte Y monte
m
m
Fellenius
5.63
6.97
8.3
5.63
6.97
8.3
5.63
6.97
8.3
3.17
3.33
3.5
3.17
3.33
3.5
3.17
3.33
3.5
1.321
1.258
1.369
1.084
1.296
1.4
1.365
1.324
1.476
Bishop
Janbu
G.L.E.
Sarma
Spencer
1.222
1.274
1.391
1.139
1.31
1.425
1.276
1.341
1.493
1.467
1.242
1.34
1.039
1.28
1.369
1.499
1.305
1.449
-0.028
1.263
1.394
1.106
1.303
1.426
1.47
1.329
1.503
0
1.62
2.237
1.445
1.746
2.349
1.147
1.832
2.654
0
0
0
1.249
0
0
0
0
0
Accelerazione sismica orizzontale (g):.....................................
Coefficiente beta.......................................................................:
Accelerazione sismica verticale (g):.....................................
0.25
0.24
0.12
Analisi di stabilità: riepilogo delle forze agenti sui conci
Superficie Concio
1
10
Forze
stabilizzanti(kg)
1142.35
Forze
instabilizzanti(kg)
349.88
Deficit di forza(kg)
Somma deficit(kg)
-792.47
-792.47
40
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
2
3
4
5
6
7
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
428.91
482.67
517.64
553.05
587.33
564.6
460.62
310.87
175.74
787.36
599.65
668.62
759.84
840.39
924.51
978.93
967.48
759.7
382.71
690.06
736.99
876.21
1034.6
1179.46
1293.28
1365.4
1389.28
1186.68
619.62
399.92
409.49
445.92
492.27
526.1
541.84
536.35
452.44
305.42
172.67
724.67
575.63
640.94
728.31
805.59
858.8
939.24
957.24
751.6
378.62
658.64
728.12
870.93
994.37
1097.62
1205.66
1314.65
1379.16
1177.7
614.85
987.34
380.13
410.72
452.97
483.94
514.67
508.8
426.07
299.97
647.54
665.92
611.68
549.64
479.84
357.6
203.79
77.22
12.31
374.02
785.27
902.77
926.89
875.21
797.78
668.76
487.22
237.9
41.44
326.93
814.04
1058.84
1165.05
1155.68
1054.35
885.12
672.34
370.16
74.78
567.11
609.73
602.65
580.99
522.92
438.89
339.48
201.79
76.39
12.14
307.04
719.51
841.31
871.05
826.08
724.28
634.61
480.89
234.87
40.94
320.93
799.18
1039.54
1086.68
1036.12
952.67
836.12
660.89
364.25
73.81
299.93
540.49
540.19
525.52
474.83
416.58
321.54
188.62
75.54
218.63
183.26
94.05
-3.41
-107.49
-207.01
-256.83
-233.65
-163.44
-413.34
185.63
234.15
167.04
34.82
-126.74
-310.17
-480.25
-521.8
-341.27
-363.13
77.05
182.63
130.45
-23.79
-238.93
-480.28
-716.94
-816.52
-544.85
167.19
200.24
156.73
88.72
-3.18
-102.95
-196.87
-250.66
-229.03
-160.53
-417.63
143.88
200.37
142.74
20.49
-134.52
-304.63
-476.35
-516.73
-337.68
-337.71
71.07
168.6
92.31
-61.49
-252.99
-478.53
-718.28
-813.45
-541.04
-687.41
160.36
129.47
72.55
-9.11
-98.09
-187.27
-237.44
-224.42
-573.84
-390.59
-296.54
-299.95
-407.45
-614.45
-871.29
-1104.94
-1268.37
-413.34
-227.72
6.44
173.48
208.3
81.56
-228.61
-708.87
-1230.67
-1571.94
-363.13
-286.08
-103.45
27
3.21
-235.72
-716
-1432.94
-2249.46
-2794.3
167.19
367.43
524.16
612.88
609.7
506.75
309.87
59.22
-169.81
-330.33
-417.63
-273.75
-73.37
69.36
89.86
-44.66
-349.29
-825.64
-1342.37
-1680.05
-337.71
-266.64
-98.04
-5.73
-67.22
-320.22
-798.75
-1517.02
-2330.47
-2871.52
-687.41
-527.05
-397.57
-325.02
-334.13
-432.22
-619.49
-856.93
-1081.35
41
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
8
9
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
169.6
673.5
551.25
613.65
697.39
771.46
822.15
871.08
916.93
743.51
374.53
608.54
665.4
803.04
954.41
1091.4
1158.53
1223.39
1284.55
1125.71
610.09
11.98
302.15
654.47
780.28
815.45
777.08
682.77
575.45
455.11
231.62
40.42
235.92
640.93
891.6
1009.19
1015.83
893.6
754.61
598.83
340.95
72.8
-157.62
-371.34
103.22
166.64
118.06
5.62
-139.38
-295.62
-461.82
-511.89
-334.11
-372.62
-24.46
88.56
54.78
-75.56
-264.94
-468.78
-685.72
-784.76
-537.29
Accelerazione sismica orizzontale (g):.....................................
Coefficiente beta.......................................................................:
Accelerazione sismica verticale (g):.....................................
-1238.97
-371.34
-268.12
-101.48
16.58
22.2
-117.18
-412.81
-874.63
-1386.52
-1720.63
-372.62
-397.09
-308.52
-253.74
-329.3
-594.24
-1063.02
-1748.74
-2533.5
-3070.79
0.25
0.24
0.12
42
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
7.8.3 Spinta delle terre
Sulle opere di contenimento in progetto, di altezza massima fuori terra pari a 2.5 m, viene di seguito
riassunta la stima della spinta delle terre, la quale ha fornito un valore pari a 2,9 t/m.
Coordinate del profilo topografico e strato n. 1
Ascisse X (m)
0
4
4
4
14
Ordinate Y (m)
0
0
2.1
2.1
4
Coordinate del profilo del tetto dello strato n. 2
Ascisse X (m)
0
14
14
0
Ordinate Y (m)
-3
0
-5
-5
Parametri geotecnici degli strati
Strato n.
1
Descrizione litologica:
Sabbia molto addensata
Angolo di attrito (°):
32
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
Angolo di attrito residuo (°)
Coefficiente di pressione neutra:
70
0.07
1800
2000
300
0.3
1
0
0
43
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Modulo dinamico di taglio (kg/cmq):
Comportamento meccanico:
Caratteristiche idrogeologiche:
0
Livello incoerente
Livello permeabile
Strato n.
2
Descrizione litologica:
Roccia fratturata
Angolo di attrito (°):
45
Densità relativa (%):
Coesione(kg/cmq):
Peso di volume sopra falda(kg/mc):
Peso di volume sotto falda(kg/mc):
Modulo di Young o edometrico (terreni coesivi) (kg/cmq):
Coefficiente di Poisson:
O.C.R.:
Angolo di attrito residuo (°)
Coefficiente di pressione neutra:
Modulo dinamico di taglio (kg/cmq):
Comportamento meccanico:
Livello incoerente
Caratteristiche idrogeologiche:
Livello permeabile
70
1
2400
2400
1000
0.25
1
0
0
0
Coordinate del profilo del tetto della falda n. 1
Ascisse X (m)
0
14
Ordinate Y (m)
-3
0
Coordinate del profilo del muro
Ascisse X (m)
0
0
0.25
0.25
0.5
0.5
1
1
Ordinate Y (m)
0
0.5
0.5
2.8
2.8
0.5
0.5
0
Geometria del muro
Muro n.
1
Larghezza della base B (m):
1
Lunghezza del muro (m):
Spessore fondazione a valle d1(m):
5
0.5
44
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Spessore fondazione a monte d2(m):
Spessore fondazione incastro d3(m):
Altezza della parete del muro H (m):
Spessore parete in testa s1(m):
Spessore parete alla base s2 (m):
Spessore cordolo c1(m):
Larghezza cordolo c2 (m):
Distanza cordolo-bordo a valle w (m):
Profondità di posa fondazione z(m):
Inclinazione paramento interno ib(°):
Distanza spigolo-parete a valle(m):
Inclinazione della base (°):
Carico orizzontale (kg):
Carico verticale (kg):
Momento (kgm):
Peso di volume del cls (kg/mc):
Modulo di elasticità del muro(kg/cmq):
Ascissa della base del muro (m):
Ordinata della base del muro (m):
Tipologia muro:
0.5
0.5
2.3
0.25
0.25
0
0
0
0.7
0
0.25
0
0
0
0
2500
250000
3.5
-0.7
Muro a gravità
Tabella riassuntiva delle spinte
Altezza (m)
0
0.06
0.11
0.17
0.22
0.28
0.34
0.39
0.45
0.5
0.56
0.62
0.67
0.73
0.78
0.84
0.9
0.95
1.01
1.06
1.12
1.18
1.23
1.29
1.34
1.4
Spinta
attiva(kg/m)
2.25
4.51
6.76
9.02
11.27
13.52
15.78
18.03
20.28
22.54
24.79
27.05
29.3
31.55
33.81
36.06
38.31
40.57
42.82
45.08
47.33
49.58
51.84
54.09
56.34
Somma
s.attiva(kg/m)
0
2.25
6.76
13.52
22.54
33.81
47.33
63.11
81.14
101.42
123.96
148.75
175.79
205.09
236.65
270.45
306.51
344.83
385.4
428.22
473.29
520.62
570.21
622.04
676.13
732.48
Sp.ta
passiva(kg/m)
Somma
Sp.ta a
s.pass.(kg/m) riposo(kg/m)
3.12
6.24
9.36
12.48
15.6
18.72
21.85
24.97
28.09
31.21
34.33
37.45
40.57
43.69
46.81
49.93
53.05
56.17
59.3
62.42
65.54
68.66
71.78
74.9
78.02
Somma
s.riposo(kg/m)
0
3.12
9.36
18.72
31.21
46.81
65.54
87.38
112.35
140.44
171.64
205.97
243.42
283.99
327.68
374.49
424.43
477.48
533.66
592.95
655.37
720.9
789.56
861.34
936.24
1014.26
45
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
1.46
1.51
1.57
1.62
1.68
1.74
1.79
1.85
1.9
1.96
2.02
2.07
2.13
2.18
2.24
2.3
2.35
2.41
2.46
2.52
2.58
2.63
2.69
2.74
2.8
2.86
2.87
2.88
2.89
2.9
2.91
2.92
2.93
2.94
2.95
2.96
2.97
2.98
2.99
3
3.01
3.02
3.03
3.04
3.05
3.06
3.07
3.08
3.09
3.1
3.11
3.12
3.13
3.14
3.15
3.16
3.17
3.18
3.19
3.2
3.21
3.22
3.23
3.24
3.25
3.26
3.27
3.28
58.6
60.85
63.11
65.36
67.61
69.87
72.12
74.37
76.63
78.88
81.14
83.39
85.64
87.9
90.15
92.41
94.66
96.91
99.17
101.42
103.67
105.93
108.18
110.44
112.69
791.08
851.93
915.04
980.4
1048.01
1117.88
1190
1264.37
1341
1419.88
1501.02
1584.41
1670.05
1757.95
1848.1
1940.51
2035.17
2132.08
2231.24
2332.66
2436.34
2542.27
2650.45
2760.88
2873.57
81.14
84.26
87.38
90.5
93.62
96.74
99.87
102.99
106.11
109.23
112.35
115.47
118.59
121.71
124.83
127.95
131.07
134.19
137.31
140.44
143.56
146.68
149.8
152.92
156.04
0
0.47
0.94
1.41
1.88
2.36
2.83
3.3
3.77
4.24
4.71
5.18
5.65
6.13
6.6
7.07
7.54
8.01
8.48
8.95
9.42
9.89
10.37
10.84
11.31
11.78
12.25
12.72
13.19
13.66
14.13
14.61
15.08
15.55
16.02
16.49
16.96
17.43
17.9
18.38
18.85
19.32
19.79
1095.4
1179.66
1267.04
1357.54
1451.17
1547.91
1647.78
1750.76
1856.87
1966.1
2078.45
2193.92
2312.51
2434.22
2559.05
2687
2818.07
2952.27
3089.58
3230.02
3373.58
3520.25
3670.05
3822.97
3979.01
0
0.47
1.41
2.83
4.71
7.07
9.89
13.19
16.96
21.2
25.91
31.1
36.75
42.88
49.47
56.54
64.08
72.09
80.57
89.52
98.94
108.84
119.2
130.04
141.35
153.13
165.38
178.1
191.29
204.95
219.09
233.69
248.77
264.32
280.34
296.83
313.79
331.22
349.13
367.5
386.35
405.67
425.46
46
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
3.29
3.3
3.31
3.32
3.33
3.34
3.35
3.36
20.26
20.73
21.2
21.67
22.14
22.62
23.09
23.56
445.72
466.45
487.65
509.32
531.47
554.08
577.17
600.73
Calcolo delle spinte e verifiche di stabilità del muro: D.M.14.01.2008 App.I Comb.2
Combinazione delle azioni di calcolo: sismica
Muro numero:
Spinta attiva totale (kg/m)
Spinta passiva totale (kg/m)
Spinta a riposo totale (kg/m)
Metodo di calcolo della spinta attiva:
Metodo di calcolo della spinta passiva:
Verifica allo slittamento - coefficiente di sicurezza:
Verifica allo schiacciamento - coefficiente di sicurezza:
Verifica al ribaltamento - coefficiente di sicurezza:
Verifica al sifonamento - coefficiente di sicurezza:
Portanza della fondazione (kg/cmq)
Cedimento assoluto della fondazione (cm):
Pressione sul terreno lato a valle (kg/cmq)
Pressione sul terreno lato a monte (kg/cmq)
Punto di applicazione della spinta a monte (m):
Verifica stabilità globale-coefficiente di sicurezza:
Accelerazione sismica orizzontale massima (g):
Coefficiente beta:
8
1
2873.572
300.363
3979.009
Muller Breslau
Muller Breslau
1.3
2.62
1.32
n.c.
1.66
0.19
2.95
0.0
0.933
5.0
0.25
0.24
RISCHIO GEOLOGICO
Nell’esame del rischio geologico per il fabbricato oggetto degli interventi di recupero saranno di seguito
esaminati sia i dissesti che naturalmente possono verificarsi sul sito, sia quelli indotti dalla realizzazione
delle opere in progetto.
47
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Relativamente a questi ultimi si possono considerare unicamente cedimenti ed instabilità dei fronti di
scavo; i primi sono trascurabili (0,7 cm), così come i fronti di scavo appaiono globalmente in grado di
autosostenersi; localizzate problematiche di instabilità che si dovessero temporaneamente verificare
potranno comunque essere tamponate con sostegni provvisori (puntellature e/o simili).
Nel sito i dissesti che naturalmente potrebbero coinvolgere i fabbricati in esame sono invece di tipo
gravitativo e legati allo scorrimento delle acque superficiali.
Il rischio di questi ultimi - erosione e sovralluvionamento da parte delle vallecola che scorre una
quindicina di metri a sud del fabbricato – può essere considerato moderato a causa della ridotta
importanza del corso d’acqua, privo di un vero e proprio bacino di alimentazione e quindi con portate
liquide e solide trascurabili.
Tra i fenomeni gravitativi vanno invece considerati gli scivolamenti delle coltri di copertura superficiali e le
valanghe, il cui rischio può essere considerato medio.
Per i primi infatti (pericolosi per la loro imprevedibilità e rapidità di accadimento, ma superficiali e di
estensione areale limitata e quindi difficilmente in grado di determinare destabilizzazioni dell’edificio), la
presenza di acqua sottosuperficiale favorisce la fludificazione e mobilizzazione dei terreni ma le
inclinazioni tutto sommato contenute di questa porzione di pendio riduce la pericolosità.
Relativamente alle valanghe, non si esclude che possano verificarsi lungo il pendio mobilizzazioni di
masse nevose la cui via di scorrimento preferenziale risulterebbe verosimilmente l’impluvio posto
immediatamente a Sud dell’edificio.
Considerando l’ubicazione dell’edificio oggetto degli interventi in fregio alla perimetrazione dell’area di
valanga attiva in accordo a quanto proposto dalla Regione Lombardia nei riguardi della pericolosità da
valanga (allegato 3 – Procedure per la valutazione e la zonazione della pericolosità da valanga dell’Aggiornamento dei criteri ed indirizzi per la definizione della componente geologica, idrogeologica e
sismica del P.G.T. – D.G.R. n° 2616/11), l’area ove sorge il fabbricato in esame è classificabile come
“zona blu” (a moderata pericolosità).
Secondo quanto indicato dalle direttive in vigore in Svizzera, una determinata area viene attribuita alla
zona blu, quando esiste la possibilità che si verifichi una delle seguenti condizioni: valanghe che
2
esercitino una pressione P < 30 kN/m con tempo di ritorno 30 < Tr < 300 anni; oppure da valanghe di
2
neve polverosa che esercitino pressioni P < 3 kN/m , con tempo di ritorno Tr < 30 anni.
Secondo la classificazione dell’AINEVA una determinata area viene attribuita alla zona blu quando esiste
la possibilità che si verifichi una sola di queste due condizioni: a) 3 valanghe "frequenti" (per le quali si
assume convenzionalmente un tempo di ritorno di riferimento pari a 30 anni) che esercitano una
pressione inferiore a 3 kPa; b) 3 valanghe "rare" (per le quali si assume convenzionalmente un tempo di
ritorno di riferimento pari a 100 anni) che esercitano una pressione compresa tra 3 e 15 kPa.
48
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
9
INDICAZIONI PER LA REALIZZAZIONE DEL PROGETTO
Durante la realizzazione del progetto dovranno anzitutto essere verificate le ipotesi avanzate sul terreno
di fondazione, dal quale sarà indispensabile asportare eventuali livelli con scarse caratteristiche di
portanza e grossi massi che possono indurre cedimenti differenziali.
Se ciò non fosse possibile si dovrà valutare l’opportunità di modificare la tipologia e/o le dimensioni delle
fondazioni
Relativamente inoltre agli scavi, che dovranno rimanere aperti solo per lo stretto tempo necessario alla
realizzazione dell’opera, al fine di assicurare la loro stabilità, dovrà essere adottata un’inclinazione delle
pareti che ne garantisca l’autosostentamento anche in relazione al risultato delle verifiche effettuate.
Qualora gli stessi presentino localizzate instabilità dovranno essere stabilizzati con opere di sostegno
temporanee (es. puntellature).
Dovranno inoltre essere captate con idoneo sistema drenante e adeguatamente smaltite (preferibilmente
lungo gli impluvi naturali che solcano il versante) tutte le emergenze idriche che dovessero essere
intercettate durante i lavori.
Relativamente al rischio da valanga, si sottolinea come per le zone blu a moderata pericolosità, la
ristrutturazione e/o l'ampliamento più consistente dei fabbricati esistenti, parziali cambi di destinazione
d'uso o la realizzazione di nuovi edifici nelle zone meno esposte e con indici di densità edilizia
particolarmente ridotti (non superiori a 0,2 mc/mq) è considerata ammissibile.
Si raccomanda per altro che i nuovi fabbricati, le ristrutturazioni e gli ampliamenti siano realizzati con
caratteristiche costruttive tali da garantirne la resistenza agli effetti attesi di eventi valanghivi a carattere
eccezionale e che nel piano di monitoraggio, allertamento ed evacuazione comunale siano definite le
procedure di emergenza relative ai nuovi edifici ed a quelli interessati da ampliamento o ristrutturazione.
Non si ritiene infine necessario procedere alla realizzazione di altre opere di difesa dell’edificio oggetto
degli interventi.
10 CONCLUSIONI
Da quanto esposto nella presente relazione si può concludere che il progetto di ristrutturazione
esaminato non determinerà alcun tipo di dissesto.
L’esecuzione dei lavori non influenzerà infatti, nel rispetto di quanto prescritto, la stabilità del sito così
come l’incremento di carico indotto dalle opere in progetto sarà facilmente sopportato dal terreno di
2
fondazione (la cui portanza è risultata pari a 1.9 kg/cm ), che non subirà cedimenti incompatibili con la
stabilità delle strutture (massimo 7 mm per m lineare).
49
Dott. Geol. Tiziana Da Prada
Ordine Geologi Lombardia, n° 772
Per quanto riguarda i dissesti potenziali, il rischio legato a erosioni da parte dei corsi d’acqua, come pure
quello legato a scivolamenti superficiali delle coltri di copertura dal pendio sovrastante gli edifici oggetto di
ristrutturazione, risulta moderato.
Lo stesso dicasi relativamente alle valanghe.
Trattandosi della ristrutturazione di un fabbricato esistente da decenni, il quale non è stato storicamente
mai coinvolto da dissesti, e che l’intervento permetterà migliori condizioni di vita ai proprietari che lo
occuperanno stagionalmente e considerando che la presenza di una popolazione attiva sul territorio ne
determina un controllo ed una manutenzione (sebbene periodica) si ritiene si possa procedere al
recupero del fabbricato rurale come da progetto e nel rispetto delle indicazioni fornite.
Grosotto, 11 febbraio 2014
Dott. Geol. Da Prada Tiziana
50

programma - cngeologi.it

terremoti: - Ecogeo srl

Programma dettagliato

Programma della giornata - Ordine dei Geologi Regione Emilia

Modulo adesione0001

Scarica il programma cliccando qui

Programma corso ENPAM

programma workshop - Ordine dei Geologi della Campania

testo - Azienda ULSS 21