Regione Toscana. Comune di Carrara. Cava di marmo Campanella n 131 Bacino di Colonnata - Carrara. Relazione Tecnica Generale

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1 Foglio 1 di 21 Regione Toscana Comune di Carrara Cava di marmo Campanella n 131 Bacino di Colonnata - Carrara Relazione Tecnica Generale ANALISI DELLA STABILITA DEGLI ELEMENTI DI SOSTEGNO A GRAVITA IMPIEGATI PER RIALZARE IL PIAZZALE DI CAVA - (Via Piave 7/a Carrara)

2 Foglio 2 di 21 Indice 1 Premessa Introduzione Rilievi in sito Criteri generali di progetto Verifica agli stati limite Verifiche di sicurezza (SLU) Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni statiche Verifica al ribaltamento Verifica allo scorrimento sul piano di posa Verifica al carico limite dell insieme fondazione-terreno Verifica della stabilità totale (complesso opera di sostegno-terreno) Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni sismiche Definizione dell azione sismica Verifica al ribaltamento Verifica allo scorrimento sul piano di posa Verifica al carico limite dell insieme fondazione-terreno Verifica della stabilità totale (complesso opera di sostegno-terreno) Verifiche di esercizio (SLE) Dettaglio dei risultati Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni statiche Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni sismiche Conclusioni... 24

3 Foglio 3 di 21 1 Premessa La presente relazione tecnica riguarda l analisi della stabilità degli elementi di sostegno a gravità impiegati per al livello dell imbocco del cantiere sotterraneo nella cava di marmo denominata Campanella n 131, sita nel bacino marmifero di Colonnata, ed esercita dalla ditta con sede legale in via Piave n 7/a, Carrara, ai sensi della L.R. 03/11/98 n 78 e suc. mod. e della L.R. 10/10, da realizzarsi all interno dell area disponibile e non ancora sfruttata. Per svolgere le opportune stime sulle caratteristiche dell ammasso roccioso è stato necessario realizzare una serie di rilievi in sito, sia di tipo geostrutturale, con obiettivo di caratterizzare l ammasso roccioso, sia di tipo topografico questi ultimi finalizzati al dimensionamento dei suddetti manufatti. L incarico è stato svolto in conformità alle vigenti normative tecniche, in particolare D.Lgs 624/96 e D.M. 11/3/88 Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni di progettazione, l esecuzione ed il collaudo delle opere di sostegno ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione, e alle recenti disposizioni del Legislatore che, tramite il D.M. 14/01/08, impone l applicazione del metodo semiprobabilistico definito dettagliatamente nei testi Eurocodice anche nel campo della progettazione civile e geotecnica. Le operazioni di rilievo in sito sono state compiute secondo le norme indicate negli ISRM Suggested Methods. 2 Introduzione Il futuro sotterraneo è realizzato all interno del mappale n 25 del fg. 28 del N.C.T. del Comune di Carrara, con accesso rilevato posto a fianco della viabilità esistente in un area pianeggiante posta a quota nel quale in passato erano presenti infrastrutture destinate alla lavorazione del marmo ad oggi demolite ed asportate. Il nuovo sotterraneo sarà realizzato a monte di un precedente punto di passaggio. Questo intervento offrirà un assetto razionale e organico al giacimento con una maggiore potenzialità di produzione. In effetti si tratta di valorizzare l intero giacimento con un minimo impatto ambientale, utilizzando un fronte di scavo predisposto in passato e raggiungibile mediante una strada di accesso consortile realizzata ad Est della futura galleria, partendo dall attuale Fossa della Campanella. Il sotterraneo si estenderà per circa 3600 m 2 al termine della fase finale, e il piazzale esterno sarà rialzato a livello dell imbocco della coltivazione in modo da facilitare le manovre dei mezzi meccanici.

4 Foglio 4 di 21 3 Rilievi in sito Come attività propedeutica alla valutazione di stabilità si è sviluppato un intenso lavoro di rilievo in sito nella cava in esame. Mediante le informazioni desumibili dagli elaborati topografici si è basata l analisi di stabilità contenuta in questo documento, tramite loro sono state tracciate le sezioni tipo per il calcolo di stabilità del bastione. Le caratteristiche meccaniche dei materiali che compongono il muro a gravità sono frutto di prove in sito conformi alle procedure suggerite dal ISRM - Suggested Methods, e taluni risultato di una ricerca bibliografica. 4 Criteri generali di progetto Si riporta di seguito l analisi di stabilità focalizzata sui bastioni realizzati lungo il piazzale di accesso alla coltivazione sotterranea. La figura seguente mostra uno stralcio della planimetria della cava 131, dove si è messo in evidenza i tratti dove si ricorrerà ad elementi di sostegno a gravità, come bastioni in blocchi, al fine di garantire la stabilità dell intero manufatto e adeguati spazi di manovra ai mezzi operativi. Figura 1 Stralcio della planimetria 131 con evidenza delle aree interessate dai manufatti in blocchi in marmo.

5 Foglio 5 di 21 La bastionatura in progetto, considerate le esigenze di funzionamento dell opera, secondo la normativa vigente NTC 08 è assimilabile ad un muro di sostegno a gravità, poiché la funzione di sostegno è affidata al peso proprio dei blocchi. Figura 2 Sezione dell opera di sostegno in blocchi di marmo Il materiale di riempimento a tergo del muro dovrà essere posto in opera con opportuna tecnica di costipamento ed avere granulometria tale da consentire un drenaggio efficace nel tempo. Gli elementi di sostegno a gravità andranno posizionati sfalsati in modo da ottimizzare la compattezza e la solidità del manufatto. Dalle indagini geotecniche si sono riscontrati i seguenti parametri: Valori caratteristici dei parametri e delle azioni Peso di volume del materiale di riempimento 18 kn/m 3 Angolo di resistenza al taglio del materiale di riempimento 35 Peso di volume dei blocchi per la bastionatura 26 kn/m 3 Angolo di resistenza al taglio dei blocchi per la bastionatura 25 Altezza del materiale di riempimento 7 m In particolare le condizioni statiche di un opera di sostegno di questo tipo devono essere ricercate secondo gli schemi di calcolo della spinta laterale dei terreni. Nella letteratura di riferimento esistono studi proposti da diversi Autori utili alla definizione delle forze in gioco in sistemi di sostegno di questo tipo.

6 Foglio 6 di 21 È stata utilizzata la teoria di Coulomb, che considera l equilibrio globale di un cuneo di terreno, delimitato dal paramento del muro, dalla superficie limite del terreno e dalla potenziale superficie di scorrimento. Nel caso del muro a gravità, il valore del coefficiente di spinta è ricavato dalla teoria di Coulomb, utilizzando la seguente espressione: 1 Con la soluzione di Coulomb si può stimare la quota parte di spinta dovuta a questi sovraccarichi può essere calcolata mediante la formula: 1 2 Si considera un carico uniformemente distribuito agente sopra tale terrapieno al fine di simulare la presenza i mezzi meccanici operanti o in transito sopra il terrapieno. Considerando il peso operativo (~ 70 t) di un mezzo abitualmente utilizzato nella cava in esame, si è ritenuto di applicare un carico distribuito pari a Q1= 7000 kg/m per la lunghezza di 10 m che rappresenta lo sviluppo del cuneo di terreno a tergo dell opera. 5 Verifica agli stati limite Le verifiche eseguite mediante analisi di interazione terreno-struttura o con metodi semplificati dovranno rispettare i meccanismi di stato limite ultimo e di stato limite d esercizio. 5.1 Verifiche di sicurezza (SLU) Le verifiche di sicurezza devono essere presi in considerazione tutti i meccanismi di stato limite ultimo, sia a breve sia a lungo termine. Per ciascuno dei meccanismi di rottura ipotizzabili si devono individuare una sollecitazione instabilizzante dovuta alle azioni di progetto (effetto ) e una corrispondente resistenza di progetto ( ) e si deve verificare la relazione: simbolicamete:! " # $ % ; ' % ;) *. ( + "$ % ; ' )/01)02 % ;) * - (, 1 3 " # $ % ; ' % ( ;) * Coefficienti parziali: - # : incremento delle azioni caratteristiche - + : incremento l effetto finale delle azioni caratteristiche - ( : riduco i valori caratteristici dei parametri fisici e meccanci - 3 : riduce la resistenza globale

7 Foglio 7 di 21 I coefficienti # (o + ) e ( si differenziano solo per i diversi approci progettuali (Tabella 6.2.I e Tabella 6.2.II NTC 08). I coefficienti 3 si differenziano anche per le diverse opere geotecniche e, per una stessa opera, per i diversi cinematismi di rottura Per i muri di sostegno devono essere verificati i seguenti stati limite: - SLU di tipo geotecnico (GEO) e di equilibrio di corpo rigido (EQU) - stabilità globale (complesso opera di sostegno-terreno): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) - scorrimento sul piano di posa (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 1 (A1+M1+R1) Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Approccio 2 (A1+M1+R3) - carico limite dell insieme fondazione terreno (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 1 (A1+M1+R1) Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Approccio 2 (A1+M1+R3) - ribaltamento: EQU + M2

8 Foglio 8 di Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni statiche Verifica al ribaltamento Utilizzando la teoria di Coulomb, vista in precedenza si sono valutati il valore caratteristico e il valore di progetto del coefficiente di spinta attiva, per le verifiche agli SLU secondo le NTC 08. Valori caratteristici 4)/ ,6109 rad 0,5602 rad 0 0 rad 0 rad 29 0,5028 rad 0,4154 rad 0 0 rad 0 rad 0,6710 0, ,8829 0,9150 0,8910 0,7992 0,5736 0, ,2451 0,3043 Calcolati il valore caratteristico e il valore di progetto per il coefficiente di spinta attiva, utilizzando i coefficienti parziali di materiale M2 (Tabella 6.2.II), la spinta attiva è pari a: Valori caratteristici 4)/ ,10 kn/m 149,11 kn/m ,09 kn/m 134,20 kn/m > cos 106,04 kn/m 136,44 kn/m B sen 57,867 kn/m 60,16 kn/m > cos 95,43 kn/m 122,79 kn/m B sen 52,08 kn/m 54,15 kn/m Le coordinate dei punti di applicazione delle spinte rispetto al punto O sono: x (m) E F B = 4,0 H/2 = 3,5 B = 4,0 H/3 = 2,3 Non mobilitandosi la resistenza del materiale di fondazione, lo stato limite a ribaltamento viene trattato come uno stato limite di equilibrio come corpo rigido (EQU). Si utilizzano per le azioni i coefficienti parziali EQU (Tabella 6.2.I), avendo calcolato le spinte con i coefficienti parziali di materiale M2 (Tabella 6.2.II).

9 Foglio 9 di 21 Valori caratteristici dei parametri e delle azioni Momento della spinta dovuto al sovraccarico 1,5G > H 2 B JK355,35 knm/m Momento della spinta dovuta al peso proprio della struttura 1,1G > H 2 B JK234,49 knm/m Il momento totale ribaltante risulta essere Q RST 589,84 knm/m Per valutare il momento stabilizzante, si valutano ora le azioni dovute al peso del muro: Elemento Peso Braccio Q VWT 1 81 kn/m 1,0 m 81,0 knm/m 2 81 kn/m 3,0 m 243,0 knm/m 3 81 kn/m 1,5 m 121,5 knm/m 4 81 kn/m 3,5 m 283,5 knm/m 5 81 kn/m 2,0 m 162,0 knm/m 6 81 kn/m 2,5 m 202,5 knm/m 7 81 kn/m 3,0 m 243,0 knm/m X W 567 kn/m [ 2,36 m Q [ 1336,5 knm/m Figura 3 Dimensioni dei blocchi e disposizione per il calcolo del peso del muro. Il momento ribaltante dovuto al peso proprio del muro, opportunamente risotto utilizzando i coefficienti parziali EQU (Tabella 6.2.I), risulta essere 0,9 Q [ 1202,85 knm/m La verifica agli SLU per lo stato limite a ribaltamento secondo le NTC 08 è e la verifica risulta soddisfatta. 2,04,

10 Foglio 10 di Verifica allo scorrimento sul piano di posa Per la verifica allo stato limite di scorrimento sul piano di posa si sono valutate sia la combinazione A2+M2+R2, che la combinazione A1+M1+R3, come previsto per la verifica dei muri di sostegno. L azione di progetto è la componente della risultante delle forze in direzione parallela al piano di scorrimento della fondazione, la resistenza di progetto è il valore della forza di attrito sul piano di scorrimento. Per la combinazione A2+M2+R2 l azione di progetto risulta essere 1,3 > 1,0 > 177,37122,79300,16 kn/m la resistenza di progetto risulta essere ]X W 1,3 B 1,0 B tan %` 1]567,0078,2154,15 0,5543` 1 384,51 kn/m Per la combinazione A2+M2+R2, la verifica agli SLU per lo stato limite a scorrimento sul piano di posa secondo le NTC 08 è 1,28, e la verifica risulta soddisfatta. Per la combinazione A1+M1+R3 l azione di progetto risulta essere 1,5 > 1,3 > 204,66159,63363,00 kn/m la resistenza di progetto risulta essere ]X W 1,5 B 1,3 B tan %` 1,1]567,0090,2470,40 0,5543` 1,1 364,00 kn/m Per la combinazione A1+M1+R3, la verifica agli SLU per lo stato limite a scorrimento sul piano di posa secondo le NTC 08 è 1,01, e la verifica risulta soddisfatta Verifica al carico limite dell insieme fondazione-terreno Per la verifica allo stato limite di collasso per il carico limite dell insieme fondazione-terreno si sono valutate sia la combinazione A2+M2+R2, che la combinazione A1+M1+R3, come previsto per la verifica dei muri di sostegno. L azione di progetto è la componente della risultante delle forze in direzione normale al piano di fondazione, la resistenza di progetto è il valore limite della forza normale al piano di fondazione (capacità portante). Lo schema di carico è quello cui corrispondono la massima eccentricità e la massima componente orizzontale della risultante. L eccentricità dei pesi a J 2 [ 0.36 F FF0 1)1 Le coordinate dei punti di applicazione delle spinte rispetto alla mezzeria della fondazione: x (m) E F -B /2= -2,0 H/2 = 3,5 -B /2= -2,0 H/3 = 2,3 Per la combinazione A2+M2+R2 la componente verticale della risultante di progetto risulta essere

11 Foglio 11 di 21 4X W 1,3 B 1,0 B 567,0078,2154,15699,36 kn/m la componente orizzontale della risultante di progetto risulta essere 300,16 kn/m, l inclinazione della risultante rispetto alla verticale 23,94, e il momento rispetto la mezzeria della fonazione Q434,38 kn/m È stata valutata l eccentricità del carico Q 40,621 ed è risultato che il centro di pressione ricade all interno del nocciolo di inerzia (e<b/6). Per la determinazione della capacità portante di una roccia si possono usare le formule di Terzaghi, usando angolo d attrito e coesione della roccia, o quelle proposte da Stagg e Zienkiewicz (1968) in cui i coefficienti della formula della capacità portante valgono: c d 0) e ,25 c f 50) g ,08 c h c d 151,25 Riferendoci alla relazione di Terzaghi semplificata, si ha isj 1 2 J c h c f c f 0, ,252665,0 k) L azione di progetto risulta essere La resistenza di progetto risulta essere 4699,36 kn/m isj J ,76 kn/m Per la combinazione A2+M2+R2, la verifica agli SLU per lo stato limite di collasso per carico limite dell insieme fondazione-terreno secondo le NTC 08 è 9,69, e la verifica risulta soddisfatta. Per la combinazione A1+M1+R3 la componente verticale della risultante di progetto risulta essere 4X W 1,5 B 1,3 B 567,0090,2470,40724,64 kn/m la componente orizzontale della risultante di progetto risulta essere 363,00 N/m, l inclinazione della risultante rispetto alla verticale 26,51, e il momento rispetto la mezzeria della fonazione Q1026,34 kn/m È stata valutata l eccentricità del carico Q 40,709 ed è risultato che il centro di pressione ricade all esterno del nocciolo di inerzia (e>b/6), lo strato di fondazione in materiali sciolti potrebbe trovarsi in uno stato di trazione, tuttavia si ritiene che questo fenomeno non si verifica con il materiale di fondazione roccioso in esame. L azione di progetto risulta essere

12 Foglio 12 di 21 La resistenza di progetto risulta essere 4727,64 kn/m isj J2 1,44022,25 kn/m Per la combinazione A1+M1+R3, la verifica agli SLU per lo stato limite di collasso per carico limite dell insieme fondazione-terreno secondo le NTC 08 è 5,55, e la verifica risulta soddisfatta Verifica della stabilità totale (complesso opera di sostegno-terreno) Per la verifica della stabilità totale, comprendente complessivamente l opera di sostegno e il terreno a tergo di essa, è stata utilizzata la combinazione A2+M2+R2. Per l analisi si sono utilizzati i Metodi dell equilibrio limite globale, dove la massa di terreno instabile viene suddivisa in un certo numero di conci e si analizza quindi l equilibrio di ciascuno di essi. Nella letteratura di riferimento esistono diverse metodologie, che possono essere suddivisi in metodi cosiddetti esatti e metodi approssimati. L analisi è stata effettuato mediante software, calcolando il fattore di sicurezza con il Metodo semplificato di Bishop (1955) e il Metodo semplificato di Janbu (1973). Figura 4 Schematizzazione dell opera per il modello numerico Sono stati utilizzati le proprietà dei materiali precedentemente riportate, corrette con l opportuno fattore di incertezza proposto dalle NTC 08 per la combinazione scelta. Il Metodo semplificato di Bishop, ricerca la condizione di equilibrio alla rotazione intorno al centro O, dove l azione di progetto è il momento della forza peso del terreno interno alla superficie di scivolamento, e la resistenza di progetto è il momento delle azioni agenti sulla superficie stessa.

13 Foglio 13 di 21 Per il Metodo semplificato di Bishop, la verifica agli SLU per lo stato limite della stabilità totale, secondo le NTC 08 è l10, e la verifica risulta soddisfatta. Figura 5 Soluzione con il Metodo semplificato di Bishop semplificato. Il Metodo semplificato di Janbu, ricerca la condizione di equilibrio alla traslazione orizzontale di ciascun concio. Per il Metodo semplificato di Janbu, la verifica agli SLU per lo stato limite della stabilità totale, secondo le NTC 08 è l10, e la verifica risulta soddisfatta.

14 Foglio 14 di 21 Figura 6 Soluzione con il Metodo semplificato di Janbu semplificato. 5.3 Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni sismiche Definizione dell azione sismica Secondo quanto previsto dalla normativa vigente, sono ammissibili spostamenti permanenti indotti dal sisma che non alterino significativamente la resistenza dell opera. L analisi della sicurezza del muro di sostegno in condizione sismica è eseguita con metodi pseudoestetici, cioè mediante i metodi dell equilibrio limite, cioè l azione sismica è rappresentata da una forza statica equivalente pari al prodotto delle forze di gravità per un opportuno coefficiente sismico. I coefficienti sismici orizzontale k > e verticale k B possono essere valutati mediante le espressioni: k > j ) jm 7 k B n0,5 k > Ai fini dell individuazione dell azione sismica di progetto, utilizzando le seguenti tabelle (Tabella 3.2.II e Tabella 3.2.V NTC 08) è stata scelta la categoria di sottosuolo a cui riferirsi, e ricavati i coefficienti di amplificazione stratigrafica o p e q r, che per sottosuoli di categoria A valgono 1.

15 Foglio 15 di 21 Nella valutazione del coefficiente di amplificazione topografica, si è adottata la classificazione proposta in normativa, che per la configurazione in esame o p assume valore unitario (Tabella 3.2.IV e Tabella 3.2.VI NTC 08).

16 Foglio 16 di 21 Per quel che riguarda la applicazione dei carichi dinamici si è fatto riferimento alla condizione di Stato Limite al Collasso (SLC) reperendo i parametri caratteristici, definiti sul territorio nazionale e classificati a seconda della località in esame, dalla specifica normativa e dal sito WEB (cfr. geostru.it). L accelerazione orizzontale massima al sito, è così ottenuta ) jm o p o s ) a 1 1 0,1460,146 7 Definiti i parametri caratteristici della zona di progetto, si è potuto definire il coefficiente di riduzione dell accelerazione massima attesa del sito (Tabella 7.11.I NTC 08). Trattandosi di un meccanismo di rottura fragile può essere più opportuno calcolare le spinte con j 1. I coefficienti sismici orizzontale k > e verticale k B risultano quindi: k > j ) jm 70,146 k B n0,5 k > n0,073 È stata utilizzata la teoria di Mononobe-Okabe, che introduce l effetto del sisma nell equilibrio globale di un cuneo di rocce incoerenti e asciutte, delimitato dal paramento del muro, dalla superficie limite del terreno e dalla potenziale superficie di scorrimento. La seguente espressione, fornisce il valore del coefficiente di spinta, che è stata ricavata dalla teoria di Coulomb, facendo intervenire le forze di inerzia. u v t+ v u uv1 v uv u Con la soluzione di Mononobe-Okabe si può stimare la quota parte di spinta dovuta all azione del sisma può essere calcolata mediante la formula: t nk B t+

17 Foglio 17 di Verifica al ribaltamento Utilizzando la teoria di Coulomb, vista in precedenza si sono valutati il valore caratteristico e il valore di progetto del coefficiente di spinta attiva, per le verifiche agli SLU secondo le NTC 08. Valori caratteristici 4)/ ,6109 rad 0,5602 rad 0 0 rad 0 rad u90 1,571 rad 1,571 rad 29 0,5028 rad 0,4154 rad 0 0 rad 0 rad varctanx k > y 1nk B v 0,1352 rad v 0,1562 rad v 0,1352 rad v 0,1562 rad u v 0,7901 0,8299 v 0,9908 0,9908 u 1 1 uv 0,8034 0,8523 0,8973 0,8280 v 0,4579 0,4123 u 1 1 t+ 0,3320 0,3667 Calcolati il valore caratteristico e il valore di progetto per il coefficiente di spinta attiva, utilizzando i coefficienti parziali di materiale M2 (Tabella 6.2.II), la spinta attiva è pari a: Valori caratteristici 4)/ t k B t+ 137,93 kn/m 150,66 kn/m t+ > cos 120,86 kn/m 137,85 kn/m t+ B sen 66,47 kn/m 60,80 kn/m Le coordinate dei punti di applicazione delle spinte rimangano invariate. Si utilizzano per le azioni i coefficienti parziali EQU (Tabella 6.2.I), avendo calcolato le spinte con i coefficienti parziali di materiale M2 (Tabella 6.2.II). Momento della spinta dovuta al peso proprio della struttura Valori caratteristici dei parametri e delle azioni 1,1G,t+ > H 2,t+ B JK263,21 knm/m Il momento totale ribaltante risulta essere Q RST 618,56 knm/m Il momento ribaltante dovuto al peso proprio del muro, opportunamente risotto utilizzando i coefficienti parziali EQU (Tabella 6.2.I), risulta essere

18 Foglio 18 di 21 0,9 ]Q [ 1k B k > X W /3`0,9 1238,94190,40943,68 knm/m La verifica agli SLU per lo stato limite a ribaltamento secondo le NTC 08 è e la verifica risulta soddisfatta. 1,53, Verifica allo scorrimento sul piano di posa Per la verifica allo stato limite di scorrimento sul piano di posa si sono valutate sia la combinazione A2+M2+R2, che la combinazione A1+M1+R3, come previsto per la verifica dei muri di sostegno. Per la combinazione A2+M2+R2 l azione di progetto risulta essere 1,3 > 1,0 t+ > 177,37 137,85 315,22 kn/m la resistenza di progetto risulta essere ]X W 1k B 1,3 B 1,0 t+ B tan %` 1]525,6178,2160,80 0,5543` ,40 kn/m Per la combinazione A2+M2+R2, la verifica agli SLU per lo stato limite a scorrimento sul piano di posa secondo le NTC 08 è 1,16, e la verifica risulta soddisfatta. Per la combinazione A1+M1+R3 l azione di progetto risulta essere 1,5 > 1,3 t+ > 204,63179,21383,84 kn/m la resistenza di progetto risulta essere ]X W 1k B 1,5 B 1,3 t+ B tan %` 1,1 ]525,6190,2479,04 0,5543` 1,1350,16 kn/m Per la combinazione A1+M1+R3, la verifica agli SLU per lo stato limite a scorrimento sul piano di posa secondo le NTC 08 è 0,92, e la verifica risulta non soddisfatta, tuttavia considerando che il valore dell accelerazione massima attesa al sito non è stata ridotto, e per la combinazione A2+M2+R2 il valore è maggiore di 1, si può ritenere che l opera è da considerarsi stabile Verifica al carico limite dell insieme fondazione-terreno Per la verifica allo stato limite di collasso per il carico limite dell insieme fondazione-terreno si sono valutate sia la combinazione A2+M2+R2, che la combinazione A1+M1+R3, come previsto per la verifica dei muri di sostegno. Il peso e la forza d inerzia verticali del muro, considerando l azione sismica sono i seguenti: X W 1k B 525,61 kc/f [ 2,26 F Tuttavia l eccentricità dei pesi rimane invariata a J 2 [ 0.36 F FF0 1)1 Per la combinazione A2+M2+R2 la componente verticale della risultante di progetto risulta essere 4X W 1k B 1,3 B 1,0 t+ B 525,6178,2160,80664,62 kn/m

19 Foglio 19 di 21 la componente orizzontale della risultante di progetto risulta essere 315,22 kn/m, l inclinazione della risultante rispetto alla verticale 25,37, e il momento rispetto la mezzeria della fonazione Q kn/m È stata valutata l eccentricità del carico Q 40,291ed è risultato che il centro di pressione ricade all interno del nocciolo di inerzia (e<b/6). Per la determinazione della capacità portante di una roccia si possono usare le formule di Terzaghi, usando angolo d attrito e coesione della roccia, o quelle proposte da Stagg e Zienkiewicz (1968) in cui i coefficienti della formula della capacità portante valgono: c d 0) e ,25 c f 50) g ,08 c h c d 151,25 Riferendoci alla relazione di Terzaghi semplificata, si ha isj 1 2 J c h c f c f 0, ,252665,0 k) L azione di progetto risulta essere La resistenza di progetto risulta essere 4664,62 kn/m isj J ,76 kn/m Per la combinazione A2+M2+R2, la verifica agli SLU per lo stato limite di collasso per carico limite dell insieme fondazione-terreno secondo le NTC 08 è 10,20, e la verifica risulta soddisfatta. Per la combinazione A1+M1+R3 la componente verticale della risultante di progetto risulta essere 4X W 1k B 1,5 B 1,3 B 525,6190,2479,04694,89 kn/m la componente orizzontale della risultante di progetto risulta essere 383,87 N/m, l inclinazione della risultante rispetto alla verticale 28,92, e il momento rispetto la mezzeria della fonazione Q251,97 kn/mq. È stata valutata l eccentricità del carico Q 40,363 ed è risultato che il centro di pressione ricade all interno del nocciolo di inerzia (e<b/6). L azione di progetto risulta essere La resistenza di progetto risulta essere 4694,89 kn/m

20 Foglio 20 di 21 isj J2 1,44022,25 kn/m Per la combinazione A1+M1+R3, la verifica agli SLU per lo stato limite di collasso per carico limite dell insieme fondazione-terreno secondo le NTC 08 è 5,79, e la verifica risulta soddisfatta Verifica della stabilità totale (complesso opera di sostegno-terreno) Per la verifica della stabilità totale, comprendente complessivamente l opera di sostegno e il terreno a tergo di essa, è stata utilizzata la combinazione A2+M2+R2. L analisi è stata effettuato mediante il software Rocscience Slide 5, mediante il quale è stato possibile inserire l azione orizzontale e verticale del sisma. È stato calcolato così il fattore di sicurezza con il Metodo semplificato di Bishop (1955) e il Metodo semplificato di Janbu (1973). Per il Metodo semplificato di Bishop, la verifica agli SLU per lo stato limite della stabilità totale, secondo le NTC 08 è l10, e la verifica risulta soddisfatta. Figura 7 Soluzione con il Metodo semplificato di Bishop. Per il Metodo semplificato di Janbu, la verifica agli SLU per lo stato limite della stabilità totale, secondo le NTC 08 è l10, e la verifica risulta soddisfatta.

21 Foglio 21 di 21 Figura 8 Soluzione con il Metodo semplificato di Janbu. 5.4 Verifiche di esercizio (SLE) Nelle condizioni di esercizio, gli spostamenti dell opera e del terreno circostante devono verificare la compatibilità con la funzionalità dell opera e con la sicurezza e funzionalità dei manufatti adiacenti. L analisi è stata effettuato mediante software agli elementi finiti calcolando gli spostamenti orizzontali che subisce l opera a seguito del carico distribuito e dell azione del sisma. Figura 9 Distribuzione degli spostamenti orizzontali che interessano l opera

22 Foglio 22 di 21 Dai risultati ottenuti con il calcolo numerico agli elementi finite si può asserire che gli spostamenti che possono interessare l opera in fase di esercizio sono compatibili con la funzionalità dell opera e la sicurezza dei manufatti adiacenti.

23 Foglio 23 di 21 6 Dettaglio dei risultati 6.1 Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni statiche - stabilità globale (complesso opera di sostegno-terreno): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) [Metodo semplificato di Bishop] Condizione di verifica 26,55 Verificata Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) [Metodo semplificato di Janbu] Condizione di verifica 23,40 Verificata - scorrimento sul piano di posa (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Condizione di verifica Approccio 2 (A1+M1+R3) 1,28 Verificata Condizione di verifica 1,01 Verificata - carico limite dell insieme fondazione terreno (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Condizione di verifica Approccio 2 (A1+M1+R3) Condizione di verifica - ribaltamento: EQU + M2 9,69 Verificata 5,55 Verificata Condizione di verifica 2,04 Verificata 6.2 Verifiche di sicurezza (SLU) in condizioni sismiche - stabilità globale (complesso opera di sostegno-terreno): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) [Metodo semplificato di Bishop] Condizione di verifica 20,47 Verificata Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) [Metodo semplificato di Janbu] Condizione di verifica 18,20 Verificata - scorrimento sul piano di posa (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Condizione di verifica Approccio 2 (A1+M1+R3) 1,16 Verificata Condizione di verifica 0,92 Non Verificata - carico limite dell insieme fondazione terreno (almeno uno dei due approcci): Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2) Condizione di verifica Approccio 2 (A1+M1+R3) Condizione di verifica - ribaltamento: EQU + M2 Condizione di verifica 10,20 Verificata 5,79 Verificata 1,53 Verificata

24 Foglio 24 di 21 7 Conclusioni Il rapporto descrive e commenta le metodologie di calcolo adottate per la valutazione dell analisi della stabilità degli elementi di sostegno a gravità impiegati per rialzare il piazzale di cava al livello dell imbocco del cantiere sotterraneo nella cava di marmo denominata Campanella n 131, sita nel bacino marmifero di Colonnata. I dati raccolti nei numerosi sopraluoghi, sono stati trattati secondo la vigente Normativa tecnica, contenuta del D.M , che impone l uso del metodo semi-probabilistico denominato dei coefficienti parziali che prevede l uso del criterio di verifica agli stati limite. È stata condotta la verifica agli SLU sia in condizioni statiche, sia in condizioni sismiche. Ciascuna specifica sezione dell analisi di stabilità ha fatto riferimento a diverse teorie di calcolo adattabili al dimensionamento e verifica dei muri di sostegno (Coulomb, Rankine, Mononobe-Okabe, Terzaghi) ed infine il metodo delle strisce (Bhisop semplificato e Janbu semplificato). I risultati per ciascuna analisi sono stati esposti e descritti mediante calcoli, elaborati grafici, descrizione dei modelli e della procedura di calcolo adottata per l ottenimento dei risultati, allo stato delle conoscenze attuali l opera risulta essere verificata secondo il metodo agli stati limite. Dott. Ing. PANDOLFI Orlando Dott. Ing. VALENTINO Daniele Ordine Ingegneri Prov. Torino (8329W)