PROGETTO ESECUTIVO INTERVENTO 1A: RELAZIONE TECNICA - RELAZIONE GEOTECNICA - RELAZIONE DI CALCOLO

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1 COMUNE DI LERICI PROGETTO DEGLI DI INTERVENTI DI MITIGAZIONE DEL DISSESTO IDROGEOLOGICO E MIGLIORAMENTO DELLE SUPERFICI BOSCHIVE SUI VERSANTI E NEI COMPLUVI IN CORRISPONDENZA DEL SENO DI MEZZANA PROGETTO ESECUTIVO INTERVENTO 1A: RELAZIONE TECNICA - RELAZIONE GEOTECNICA - RELAZIONE DI CALCOLO Perponsabile Unico del Procedimento Arch. Valentina GATTI Tecnici progettisti Dott. Ing. Roberta SANGUINETTI Dott. Ing. Chiara FILATTIERA DENOMINAZIONE Rev Data Codice elaborato Relazione di calcolo 01 Aprile REL_A1

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3 Sommario 1 Relazione tecnica: descrizione dell'intervento Normativa di riferimento Considerazioni geotecniche Calcolo delle paratie Ipotesi di calcolo adottate in fase di modellazione Considerazioni teoriche Calcolo delle spinte Metodo degli elementi finiti (FEM) Calcolo del modulo di rigidezza Ks del terreno Tiranti Sifonamento Verifica di sollevamento del fondo scavo Verifica delle sezioni e calcolo armature Relazione sui materiali Stratigrafia Modellazione paratia tipologia 1 (muro su pali) Geometria dell'opera Dati generali FEM Calcolo coefficienti sismici Combinazioni di carico Analisi Paratia Metodo calcolo: FEM Risultati analisi geotecnica Risultati analisi strutturale Stabilità del pendio (sezione in corrispondenza di palificata tipologia 1) Introduzione e descrizione degli interventi Modalità di studio Il software SSAP Ipotesi effettuate Analisi di stabilità ante operam Analisi di stabilità post operam Modellazione paratia tipologia 2 (paratia tirantata)... 67

4 7.1 Geometria dell'opera Dati generali FEM Calcolo coefficienti sismici Combinazioni di carico Analisi Paratia Metodo calcolo: FEM Risultati analisi geotecnica Risultati analisi strutturale Verifica cordolo in corrispondenza dei tiranti Premessa Verifica cordolo Stabilità del pendio (sezione in corrispondenza di palificata tipologia 2) Introduzione e descrizione degli interventi Modalità di studio Il software SSAP Ipotesi effettuate Analisi di stabilità ante operam Analisi di stabilità post operam Accettabilità dei risultati Stralcio dei Piani di Bacino Materiali di risulta e volumi di scavo

5 1 Relazione tecnica: descrizione dell'intervento Nell'ambito del "progetto degli di interventi di mitigazione del dissesto idrogeologico e miglioramento delle superfici boschive sui versanti e nei compluvi in corrispondenza del seno di Mezzana" (per una descrizione generale del quale si rimanda alla relazione tecnico-descrittiva allegata), le paratie di cui tratta la presente relazione rappresentano il completamento delle opere strutturali a difesa della SP26 realizzate immediatamente a monte di tale strada a seguito degli eventi calamitosi del Dicembre Il presente progetto prevede pertanto la realizzazione di due berlinesi di micropali in corrispondenza dell'area interfrane non interessata da movimenti attivi ma che mostra notevoli criticità dovute sia alle caratteristiche morfologiche (elevate pendenze) sia alle caratteristiche dei terreni, analoghi a quelli delle aree di frana, di pessime caratteristiche geomeccaniche e fortemente suscettibili all'azione erosiva delle acque. Le berlinesi, finalizzate al trasferimento degli sforzi tangenziali a formazioni rocciose profonde, avranno le seguenti caratteristiche: la prima (tipologia 1), posta al centro dell' area interfrane, avrà uno sviluppo totale di 30m circa, sarà costituita da micropali del diametro di 25cm e lunghezza pari a 9m, armati con tubolare di diametro 168.3mm e spessore 10mm, disposti ad un passo di 0.9m, collegati in testa da un muro in c.a. rivestito in pietrame di altezza pari a 1.5m; tale berlinese sarà arretrata rispetto al muro di monte della strada che non subirà modifiche, per fornire un ritegno al materiale detritico superficiale scoperto a seguito degli scavi effettuati per il ripristino dell'acquedotto, privo di opere di contenimento ed in precarie condizioni di equilibrio, che presenta un fronte pressoché verticale per un'altezza di circa 1.5m alla base del pendio; la seconda (tipologia 2), ubicata in confine con la precedente nell'area di frana 2, sarà realizzata a completamento della berlinese realizzata nel 2011, pertanto direttamente a tergo del muro esistente a monte della strada, ove è attualmente presente una palificata in legno che verrà arretrata per contenere lo strato detritico superficiale; essa sarà costituita da micropali del diametro di 25cm e lunghezza pari a 9m, armati con tubolare di diametro 168.3mm e spessore 10mm, disposti ad un passo di 0.9m, collegati in testa da un cordolo in c.a. di sezione 100x50cm, e tiranti passivi costituiti da micropali di diametro pari a 16cm armati con tubolare tipo tubfix di diametro pari a 114.3mm e spessore 5mm, posti a passo 3.6m. I dettagli esecutivi sono riportati negli elaborati grafici allegati al presente progetto ai quali si rimanda per una più chiara comprensione dell'intervento nel suo complesso. 2 Normativa di riferimento NTC Norme tecniche per le costruzioni - D.M. 14 Gennaio CIRCOLARE 2 febbraio 2009, n Istruzioni per l'applicazione delle 'Nuove norme tecniche per le costruzioni' di cui al decreto ministeriale 14 gennaio (GU n. 47 del Suppl. Ordinario n.27). 3 Considerazioni geotecniche Per giungere ad una corretta definizione delle opere si è fatto ricorso alla caratterizzazione geologica così come previsto dal paragrafo del DM 14/01/08 (NTC) riportata nella relazione geologica redatta dal Dott. Geol. Paolo Petri (e relative integrazioni), alla quale si rimanda per completezza: all interno della stessa sono riportate le fasi in cui l analisi si è articolata, i metodi utilizzati ed i risultati, sperimentali e di ricerca bibliografica ottenuti. I terreni presenti in situ sono costituiti da una coltre superficiale detritica e da sottostanti strati costituiti da argilliti da alterate a fratturate, con un elevato grado di fratturazione anche negli strati più profondi ove migliorano comunque le caratteristiche geomeccaniche. I calcoli sono stati effettuati a totale vantaggio di sicurezza ipotizzando il terreno in condizioni di saturazione, adottando perciò nei calcoli il peso di terreno saturo, non considerando però la coesione non drenata ma la coesione efficace sulla quale, come indicato in relazione geologica, si potrà fare affidamento anche nello strato superficiale, grazie alle opere di 1

6 drenaggio e rinforzo corticale previste dal presente progetto. Le analisi di stabilità del pendio sono state effettuate dopo aver esaminato tutte le informazioni possibili circa l'evoluzione dei versanti oggetto di intervento nel corso degli ultimi anni, aver raccolto i dati sulle precipitazioni meteoriche e sui caratteri idrogeologici dell'area, nonché sui precedenti interventi di consolidamento, così come disposto dalle NTC al paragrafo Sono state programmate specifiche indagini per la caratterizzazione geotecnica del terreno e delle rocce, finalizzate alla definizione del modello geotecnico sulla base del quale effettuare le verifiche di stabilità e la superficie dei pendii è stata definita attraverso rilievi plano-altimetrici di dettaglio estesi in maniera adeguata a potersi considerare rappresentativi; il tutto come disposto dalle NTC al paragrafo Inoltre, così come prescritto dalle stese norme al paragrafo sono: state individuate le causa promotrici delle frane precedentemente avvenute in tale area e gli interventi di stabilizzazione proposti, a completamento dei precedenti già effettuati, ne han no debitamente tenuto conto; la valutazione dell'incremento di sicurezza è stata effettuata non soltanto in relazione alla superficie critica, ma anche alle altre individuate; è stato individuata l'entità del miglioramento che si prevede di poter raggiungere nell'immediato, a seguito del completamento degli interventi strutturali; si ritiene che completato l'intervento di riassetto vegetazionale dell'area, opportunamente concordato con l'agronomo Dott. L. Lo Bosco, che collabora per la parte forestale alla redazione del presente progetto, il miglioramento che si otterrà sarà prossimo alla stabilizzazione del versante. Per quanto concerne le verifiche della stabilità del pendio si rimanda agli appositi paragrafi della presente relazione. 4 Calcolo delle paratie 4.1 Ipotesi di calcolo adottate in fase di modellazione Le opere di sostegno in oggetto sono state modellate mediante il programma SPW della Geostru Software; esse sono state verificate come paratie di micropali, a seguito di analisi agli elementi finiti (FEM). Le ipotesi alla base delle modellazioni strutturali sono le seguenti: per la tipologia 1 (muro su pali): è stata fatta l'ipotesi cautelativa che a valle della paratia non si possa far affidamento sulla stabilità del primo strato di terreno (copertura detritica) e di parte del secondo (argilliti alterate): è stata perciò ipotizzata un'altezza di scavo pari alla profondità del primo strato e di parte del secondo strato (nella realtà lo scavo coincide con il fronte detritico ad oggi scoperto che verrà protetto dal muro in testa ed è perciò pari a 1.5m); si è pertanto ipotizzata un'altezza di scavo tale da raggiungere la quota del terreno stabile dedotta dall'analisi di stabilità del pendio condotta nelle condizioni pre e post-intervento, pari a 2.5m; considerando che la copertura detritica presenta uno spessore medio pari a 2m nella zona della paratia, si è ipotizzato che possa scollarsi uno spessore pari a 0.5m del sottostante strato costituito da argilliti alterate. per la tipologia 2 (paratia tirantata): per la paratia è stata fatta l'ipotesi cautelativa che a valle di essa non si possa far affidamento sulla stabilità del muro esistente lungo la strada (realizzato a gravità in epoca non recente pertanto molto probabilmente fondato sullo strato detritico superficiale); si è pertanto ipotizzata un'altezza di scavo tale da raggiungere la quota della strada, pari perciò a 4m. Le verifiche effettuate per le paratie ai sensi del paragrafo sono le seguenti: 2

7 SLU di tipo geotecnico GEO: collasso per rotazione attorno ad un punto dell'opera, collasso per carico limite verticale, sfilamento di uno o più ancoraggi, instabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno; SLU di tipo geotecnico STR: raggiungimento della resistenza in uno o più ancoraggi, raggiungimento della resistenza strutturale della paratia. 4.2 Considerazioni teoriche Gli elementi che concorrono al calcolo di una paratia sono vari. Si coinvolgono infatti concetti legati alla flessibilità dei pali, al calcolo della spinta del terrapieno, alla rigidezza del terreno ecc. Si osservi la seguente figura: O Figura 1: Schema delle pressioni agenti sulla paratia Si vede che le pressioni laterali che sono chiamate a concorrere nell equilibrio sono la pressione attiva sviluppata a tergo della paratia e la pressione passiva che si sviluppa nella parte anteriore della paratia (Parte di valle della paratia). Il calcolo, sia nell ambito dei metodi semplificati che nell ambito di metodi numerici, della spinta a tergo ed a valle della paratia viene solitamente condotto sia con il metodo di Rankine che con il metodo do Coulomb. Si rileva però che il metodo di Coulomb fornisce risultati più accurati in quanto essendo la paratia un opera solitamente flessibile, e manifestando quindi spostamenti maggiori si generano fenomeni di attrito all interfaccia paratia-terreno che possono essere tenuti in conto solo attraverso i coefficienti di spinta di Coulomb. Nell utilizzo del metodo degli elementi finiti si deve calcolare anche un coefficiente di reazione del terreno ks, oltre che la spinta attiva e passive del terreno. Se si parla di analisi in condizioni non drenate è inoltre necessario conoscere il valore della coesione non drenata. E inoltre opportuno considerare che se si vuole tenere debitamente in conto l attrito tra terreno e opera si deve essere a conoscenza dell angolo di attrito tra terreno e opera (appunto). In conclusione i parametri (in termini di proprietà del terreno) di cui si deve disporre per effettuare l analisi sono i seguenti: 1. Angolo di attrito interno del terreno; 2. Coesione del terreno; 3. Peso dell unità di volume del terreno; 4. Angolo di attrito tra il terreno ed il materiale che costituisce l opera Calcolo delle spinte Come accennato in uno dei paragrafi precedenti, deve in ogni caso essere effettuato il calcolo della spinta attiva e passiva. Si espone quindi in questa sezione il calcolo delle spinte con il metodo di Coulomb. 3

8 Calcolo della spinta attiva La spinta attiva può essere calcolata con il metodo di Coulomb o alternativamente utilizzando la Teoria di Caquot. Metodo di Coulomb. Il metodo di Coulomb è capace di tenere in conto le variabili più significative, soprattutto con riguardo al fenomeno attritivo che si genera all interfaccia paratia-terreno. Per terreno omogeneo ed asciutto il diagramma delle pressioni si presenta lineare con distribuzione (valutata alla profondità z): ( z) k h a z La spinta totale, che è l integrale della relazione precedente su tutta l altezza, è applicata ad 1/3 di H e si calcola con la seguente espressione: 1 S t ( z) k a t H 2 Avendo indicato con ka il valore del coefficiente di pressione attiva, determinabile con la seguente relazione: t 2 sin sin 2 sin k a 2 sin sin sin 1 sin con ( ) sec ondo Muller Breslau 2 t = Peso unità di volume del terreno; = Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede; = Angolo di resistenza al taglio del terreno; = Angolo di attrito terreno-paratia positivo se antiorario; = Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria; Metodo di Caquot. Il metodo di Coulomb risulta essere un metodo sufficientemente accurato per la valutazione dei coefficienti di pressione allo stato limite. Tuttavia soffre dell ipotesi riguardante la planarità della superficie di scorrimento. Tale ipotesi è rimossa applicando la teoria di Caquot la quale si basa sull utilizzo di una superficie di scorrimento a forma di spirale logaritmica. Secondo questa teoria il coefficiente di pressione attiva si determina utilizzando la seguente formula: Dove i simboli hanno il seguente significato: K Coulomb a K a K a Coulomb è il coefficiente di pressione attiva calcolato con la teoria di Coulomb; r è un coefficiente moltiplicativo calcolato con la seguente formula: Dove i simboli sono calcolati con le seguenti formule: ( ) n 2 tan 1 cot( ) 2 cot ( ) cot 1 cos ec( ) 2 ( ) 4

9 sin( ) sin 1 sin( ) Dove i simboli hanno il seguente significato (vedere anche figura seguente): b è l inclinazione del profilo di monte misurata rispetto all orizzontale; f è l angolo di attrito interno del terreno spingente; d è l angolo di attrito all interfaccia opera-terreno; Figura: Convenzione utilizzata per il calcolo del coefficiente di pressione secondo la teoria di Caquot Carico uniforme sul terrapieno Un carico Q, uniformemente distribuito sul piano campagna induce delle pressioni costanti pari: ( z) k q a sin( ) Q sin( ) Integrando la tensione riportata alla formula precedente si ottiene la spinta totale dovuta al sovraccarico: S q k a sin( ) Q H sin( ) Con punto di applicazione ad H/2 (essendo la distribuzione delle tensioni costante). Nelle precedenti formule i simboli hanno il seguente significato: b e Ka = Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede = Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria = Coefficiente di pressione attiva calcolato al paragrafo precedente Striscia di carico su pc inclinato Il carico agente viene decomposto in un carico ortogonale ed in uno tangenziale al terrapieno, le pressioni indotte sulla parete saranno calcolate come illustrato nei due paragrafi che seguono. Striscia di carico ortogonale al piano di azione Un carico ripartito in modo parziale di ascissa iniziale x1 ed ascissa finale x2 genera un diagramma di pressioni sulla parete i cui valori sono stati determinati secondo la formulazione di Terzaghi, che esprime la pressione alla generica profondità z come segue: 5

10 Q q ( z) 2 (2 A) Con: Q xz 2 B Dq=q 1 -q 2 ; A=sen(2q 1 )-sen(2q 2 ) B=cos(2q 1 )-cos(2q 2 ) q 1 =arctg(z/x1) q 2 =arctg(z/x2) Per integrazione si otterrà la risultante ed il relativo braccio. Striscia di carico tangenziale al p.c. T = Intensità del carico [F/L²] D = 4 log[senq1/senq2] E = sen²q1-sen²q2 Linee di carico sul terrapieno x t 2 (D 2E) Le linee di carico generano un incremento di pressioni sulla parete che secondo BOUSSINESQ, alla profondità z, possono essere espresse come segue: Dove i simboli hanno il seguente significato: x ( x, z) ( x, z) V = Intensità del carico espessa in [F/L]; xz x 2 2V z ( x 2 2V 2 2 x z ( x X = Distanza, in proiezione orizzontale, del punto di applicazione del carico dalla parete; Se il piano di azione è inclinato di viene ruotato il sistema di riferimento xz in XZ, attraverso la seguente trasformazione: z z 2 2 ) ) 2 2 Spinta in presenza di falda acquifera X x cos( ) z sin( ) Z z cos( ) x sin( ) La falda con superficie distante Hw dalla base della struttura, induce delle pressioni idrostatiche normali alla parete che, alla profondità z sono espresse come segue: u ( z ) w La spinta idrostatica totale si ottiene per integrazione su tutta l altezza della relazione precedente: z 6

11 S w 1 w H 2 Avendo indicato con H l altezza totale di spinta e con gw il peso dell unità di volume dell acqua. La spinta del terreno immerso si ottiene sostituendo gt con g't (g't = gsaturo - gw), peso specifico del materiale immerso in acqua. In condizioni sismiche la sovraspinta esercitata dall'acqua viene valutata nel seguente modo: 2 S w 7 w 12 applicata a 2/3 dell'altezza della falda Hw [Matsuo O'Hara (1960) Geotecnica, R. Lancellotta] Effetto dovuto alla presenza di coesione La coesione induce delle pressioni negative costanti pari a: H 2 w C P c 2 c k a Non essendo possibile stabilire a priori quale sia il decremento indotto della spinta per effetto della coesione. E' stata calcolate l'altezza critica Zc come segue: Dove i simboli hanno il seguente significato Z c 2c Ka t Q sin sin t Q = Carico agente sul terrapieno eventualmente presente. gt b e C Ka = Peso unità di volume del terreno = Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede = Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria = Coesione del materiale = Coefficiente di pressione attiva, come calcolato ai passi precedenti Nel caso in cui si verifichi la circostanza che la Zc, calcolata con la formula precedente, sia minore di zero è possibile sovrapporre direttamente gli effetti dei diagrammi, imponendo un decremento al diagramma di spinta originario valutato come segue: Dove si è indicata con il simbolo H l altezza totale di spinta. Sisma Spinta attiva in condizioni sismiche S c P H In presenza di sisma la forza di calcolo esercitata dal terrapieno sulla parete è data da: Dove i simboli hanno il seguente significato: H = altezza di scavo 1 Ed 2 c 2 1 k v KH Ews Ewd Kv = coefficiente sismico verticale 7

12 g = peso per unità di volume del terreno K = coefficienti di spinta attiva totale (statico + dinamico) (vedi Mononobe & Okabe) Ews = spinta idrostatica dell acqua Ewd = spinta idrodinamica. Per terreni impermeabili la spinta idrodinamica Ewd = 0, ma viene effettuata una correzione sulla valutazione dell angolo b della formula di Mononobe & Okabe così come di seguito: sat k tg h sat w 1 k v Nei terreni ad elevata permeabilità in condizioni dinamiche continua a valere la correzione di cui sopra, ma la spinta idrodinamica assume la seguente espressione: Ewd kh wh' Con H altezza del livello di falda (riportata nella sezione relativa al calcolo della spinta idrostatica). Resistenza passiva Anche per il calcolo della resistenza passiva si possono utilizzare i due metodi usati nel calcolo della pressione allo stato limite attivo (metodo di Coulomb e metodo di Caquot). Metodo di Coulomb Per terreno omogeneo il diagramma delle pressioni in condizioni di stato limite passivo risulta lineare con legge del tipo del tipo: ( z) k z p Ancora una volta integrando la precedente relazione sull altezza di spinta ( che per le paratie deve essere valutata attentamente ) si ottiene la spinta passiva totale: S t 1 2 k p p t H Avendo indicato al solito con H l altezza di spinta, gt il peso dell unità di volume di terreno e con kp il coefficiente di pressione passiva ( in condizioni di stato limite passivo ). Il valore di questo coefficiente è determinato con la seguente formula: con valori limite pari a:d< b-f-e Metodo di Caquot t 2 sin sin 2 sin k p 2 sin sin sin 1 sin con sec ondo Muller Breslau -Breslau). Il metodo di Caquot differisce dal metodo di Coulomb per il calcolo del coefficiente di pressione allo stato limite passivo. Il coefficiente di pressione passiva viene calcolato, con questo metodo, interpolando i valori della seguente tabella: 2 Coefficient of passive earth pressure K p for δ = -φ α [ ] φ [ ] K p when β

13 10 1,17 1,41 1, ,30 1,70 1,92 2, ,71 2,08 2,42 2,71 2, ,14 2,81 2,98 3,88 4,22 4, ,78 3,42 4,18 5,01 5,98 8,94 7, ,75 4,73 5,87 7,21 8,78 10,80 12,50 13, ,31 8,87 8,77 11,00 13,70 17,20 24,80 25,40 28, ,05 10,70 14,20 18,40 23,80 90, ,10 60,70 69, ,36 1,58 1, ,68 1,97 2,20 2, ,13 2,52 2,92 3,22 3, ,78 3,34 3,99 4,80 5,29 5, ,78 4,81 8,58 8,81 7,84 9,12 9, ,38 8,89 8,28 10,10 12,20 14,80 17,40 19, ,07 10,40 12,00 18,50 20,00 25,50 38,50 37,80 42, ,2 17,50 22,90 29,80 38,30 48,90 82,30 78,80 97,30 111, ,52 1,72 1, ,95 2,23 2,57 2, ,57 2,98 3,42 3,75 4, ,50 4,14 4,90 5,82 8,45 8, ,98 8,01 7,19 8,51 10,10 11,70 12, ,47 9,24 11,30 13,80 18,70 20,10 23,70 2ó, ,0 15,40 19,40 24,10 29,80 37,10 53,20 55,10 61, ,2 27,90 38,50 47,20 80,80 77,30 908,20 124,00 153,00 178, ,84 1,81 1, ,19 2,46 2,73 2, ,01 3,44 3,91 4,42 4, ,28 5,02 5,81 8,72 7,71 8, ,42 7,69 9,19 10,80 12,70 14,80 15, ,2 12,60 15,30 18,80 22,30 28,90 31,70 34, ,5 22,30 28,00 34,80 42,90 53,30 78,40 79,10 88, ,5 44,10 57,40 74,10 94,70 120,00 153,00 174,00 240,00 275, ,73 1,87 1, ,40 2,65 2,93 3, ,45 3,90 4,40 4,96 5, ,17 5,99 6,90 7,95 9,11 9, ,17 9,69 11,40 13,50 15,90 18,50 19, ,8 16,90 20,50 24,80 29,80 35,80 42,30 46,60 9

14 40 25,5 32,20 40,40 49,90 61,70 76,40 110,00 113,00 127, ,9 69,40 90,90 116,00 148,00 i88,00 239,00 303,00 375,00 431, ,78 1,89 I 2, ,58 2,821 3,11 3, ,90 4,38 4,92 5,53 5, ,18 7,12 8,17 9,39 10,70 11,40 Carico uniforme sul terrapieno 30 10,4 12,30 14,40 16,90 20,00 23,20 25, ,7 22,80 27,60 33,30 40,00 48,00 56,80 62, ,2 46,90 58,60 72,50 89,30 111,00 158,00 164,00 185, ,0 110,00 143,00 184,00 234,00 297,00 378,00 478,00 592,00 680,00 Tabella: Valutazione del coefficiente di pressione passiva con la teoria di Caquot La resistenza indotta da un carico uniformemente distribuito Sq vale: S q k p sen Q H sen Con punto di applicazione pari a H/2 ( essendo il diagramma delle tensioni orizzontali costante per tutta l altezza ). Nella precedente formula k p è il coefficiente di spinta passiva valutato al paragrafo precedente. Coesione La coesione determina un incremento di resistenza pari a: Pc 2c k p Tale incremento va a sommarsi direttamente al diagramma principale di spinta Metodo degli elementi finiti (FEM) Il metodo degli elementi finiti è il metodo che più di tutti si fonda su basi teoriche solide e razionali. Di fatti tutto il metodo presuppone che il problema sia affrontato tenendo in conto sia l aspetto statico (e quindi l equilibrio del problema, sia l aspetto cinematica (e quindi la congruenza degli spostamenti o meglio delle deformazioni). In questo approccio la paratia è modellata come un insieme di travi, con vincolo di continuità tra loro (elementi beam) vincolati al terreno mediante molle elastiche, la cui rigidezza è valutata in funzione delle proprietà elastiche del terreno. Nella figura che segue è mostrato schematicamente il modello utilizzato per l analisi ad elementi finiti: Figura 3: Schematizzazione della paratia ad elementi finiti 10

15 Vari aspetti hanno importanza centrale in questo metodo di calcolo. Si riportano nel seguito gli aspetti essenziali Calcolo del modulo di rigidezza Ks del terreno Come già detto in precedenza, il terreno viene schematizzato con delle molle di rigidezza Ks applicate sui nodi dei conci compresi tra il nodo di fondo scavo e l'estremità di infissione. La stima della rigidezza Ks è stata effettuata sulla base della capacità portante delle fondazioni secondo la seguente formula: ks A s B s z n Dove i simboli hanno il seguente significato: As = costante, calcolata come segue As=C (c Nc+0.5 G B Ng) Bs = coefficiente funzione della profondità Bs=C G Nq Z = Profondità in esame C = 40 nel sistema internazionale SI n = p tanj Nq = exp[n (tan²(45 + j/2)] Nc = (Nq-1) cotj Ng = 1.5 (Nq-1) tanj Tiranti I tiranti vengono schematizzati come elementi elastici, con sezione trasversale di area pari ad A modulo di elasticità E e lunghezza L. Per un tratto di paratia di larghezza unitaria, l'azione dei tiranti inclinati di un angolo b vale: F A E S L cos( ) Sifonamento Il sifonamento è un fenomeno che in una fase iniziale si localizza al piede della paratia, e poi rapidamente si estende nell'intorno del volume resistente. Si verifica quando, per una elevata pressione idrodinamica o di infiltrazione, si annullano le pressioni passive efficaci, con la conseguente perdita di resistenza del terreno. Si assume di norma un fattore di sicurezza Fsif=3.5-4 Indicando con: ic = Gradiente Idraulico critico; ie = Gradiente Idraulico in condizioni di esercizio; Il margine di sicurezza è definito come rapporto tra ic ed ie, se ie<ic la paratie è stabile Verifica di sollevamento del fondo scavo Nel caso di un diaframma infisso nel terreno, la presenza della falda in posizioni tali da innescare un moto di filtrazione comporta l instaurarsi di una forza di filtrazione che, se diretta verso l alto, può annullare il peso del terreno il quale, in assenza di coesione, può essere trascinato dal flusso dell acqua e compromettere la stabilità dell opera. Il fenomeno della stabilità del fondo scavo, analogo a quello del sifonamento, è stato affrontato per la prima volta da Terzaghi (1943). A differenza del sifonamento, che è un fenomeno localizzato nel punto di sbocco della prima linea di flusso, quello del sollevamento del fondo scavo si estende per una profondità pari a quella d infissione della paratia per una larghezza pari a metà di tale infissione. 11

16 Per semplificare il problema della determinazione dell effettivo andamento della pressione interstiziale nel punto A, si assume che il valore della sovrappressione al piede del diaframma sia costante sulla lunghezza D/2 e pari a g w xh c. Per determinare H c si ricorre all espressione del gradiente di efflusso i E : Da cui si ottiene: La forza di filtrazione S w che tende a sollevare il blocco di terreno coinvolto è pari a: Le condizioni limite di stabilità vengono raggiunte quando S w uguaglia il peso efficace del blocco, pertanto il fattore di sicurezza a sollevamento del fondo scavo si definisce come il rapporto tra il peso efficace del blocco e la forza di filtrazione: Verifica delle sezioni e calcolo armature Il calcolo delle armature e le verifiche a presso-flessione e taglio della paratia soggetta alle sollecitazioni N,M e T, si effettuano sulla sezione maggiormente sollecitata. Le sollecitazioni di calcolo sono ottenute come prodotto tra le sollecitazioni ottenute con un calcolo a metro lineare e l interasse tra i pali (o larghezza dei setti se la paratia è costituita da setto): N d N' i; M d M ' i; T d T ' i Dove M', M', T' rappresentano il momento il taglio e lo sforzo normale relativi ad una striscia unitaria di calcolo mentre i è l interasse tra i pali per paratia costituita da pali o micropali (o larghezza setti per paratia costituita da setti). 4.3 Relazione sui materiali Il calcestruzzo che sarà utilizzato per la realizzazione dei pali e del muro/cordolo di testa dovrà avere classe di consistenza S4 (fluida), classe di esposizione XC ed essere del tipo C25/30; le relative caratteristiche meccaniche sono riassunte nella tabella che segue: 12

17 CONGLOMERATI Nr. Classe calcestruzzo fck,cubi [MPa] Ec [MPa] fck [MPa] fcd [MPa] fctd [MPa] fctm [MPa] 1 C25/ L'acciaio previsto per l'armatura tubolare dei pali è del tipo S275, l'acciaio da cemento armato che sarà utilizzato per il muro/cordolo di testa è del tipo B450C, le caratteristiche meccaniche di tali materiali sono riassunte nella seguente tabella ACCIAI Nr. Classe acciaio Es [MPa] fyk [MPa] fyd [MPa] ftk [MPa] ftd [MPa] ep_tk epd_ult ß1*ß2 iniz. ß1*ß2 finale 2 S275H B450C Stratigrafia Nr. Peso specifico [kn/m³] Peso specifico saturo [kn/m³] Coesione [kn/m²] Angolo attrito [ ] O.C.R. Modulo edometrico [kn/m²] Attrito terra muro monte [ ] Attrito terra muro valle [ ] Spessore [m] Inclinazion e [ ] Descrizione 5 Modellazione paratia tipologia 1 (muro su pali) 5.1 Geometria dell'opera Sezione Circolare Tubolare Calcestruzzo C25/30 Acciaio B450C Nome palo fi25 Diametro 0.25 m Disposizione Singola fila Interasse Iy 0.9 m Armatura: Profilato Base/Diametro mm Altezza 0 mm Spessore[Sa] 10 mm Spessore[Sw] 0 mm 13

18 5.2 Dati generali FEM Massimo spostamento lineare terreno 3 cm Fattore tolleranza spostamento 0.03 cm Tipo analisi Lineare Massimo numero di iterazioni 1 Fattore riduzione molla fondo scavo 1 Profondità infissione iniziale 6.5 m Incremento profondità infissione 0.2 m Numero di elementi 36 Numero nodo di fondo scavo Calcolo coefficienti sismici Dati generali Descrizione zona Latitudine [ ] Longitudine [ ] Dati opera Tipo opera Opere ordinarie Classe d'uso II Vita nominale 50 [anni] Vita di riferimento 50 [anni] Parametri sismici su un sito di riferimento Categoria sottosuolo Categoria topografica B T2 SL Tr [Anni] ag [m/sec²] F0 [-] TS* [sec] SLO SLD SLV SLC

19 Coefficienti sismici orizzontale e verticale Opera: Paratia Altezza paratia Spostamento ammissibile 9.000[m] 0.030[m] SL Amax [m/sec²] beta [-] kh [-] kv [-] SLO SLD SLV SLC Combinazioni di carico COMB.1 (STR) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 0 5 Spinta sismica y 0 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.2 (GEO) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 0 5 Spinta sismica y 0 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio Coesione efficace Resistenza non drenata

20 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.3 (STR+SISMA) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.4 (GEO+SISMA) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio Coesione efficace Resistenza non drenata Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 16

21 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.5 (SLE) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno 1 3 Spinta falda 1 4 Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale Analisi Paratia Metodo calcolo: FEM DIAGRAMMI DELLE PRESSIONI comb. STR. (A1,M1,R1): 17

22 comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA 18

23 DIAGRAMMI DEL MOMENTO comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: 19

24 comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA DIAGRAMMI DEL TAGLIO comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): 20

25 comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA DIAGRAMMA DEGLI SPOSTAMENTI comb. STR. (A1,M1,R1): 21

26 comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA 22

27 5.6 Risultati analisi geotecnica Profondità massima di infissione 6.5 [m] Fase: 1 Analisi geotecnica Fase: 1 - Combinazione: 1 (STR) Altezza scavo 2.5 [m] Tipo: S.L.U. [STR] Nome: A1+M1+R1 (STR) Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione 6.50 [m] Pressione massima terreno [kpa] Momento massimo 8.15 [knm/m] Taglio massimo [KN/m] Sollecitazioni Z [m] Pressioni totali terreno [kpa] Sforzo normale [kn/m] Momento [knm/m] Taglio [kn/m] Spostamento [cm] Modulo reazione [kn/m³] Fase: 1 - Combinazione: 2 (GEO) Altezza scavo 2.5 [m] 23

28 Tipo: S.L.U. [GEO] Nome: A2+M2+R1 (GEO) Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione 6.50 [m] Pressione massima terreno [kpa] Momento massimo [knm/m] Taglio massimo [KN/m] Sollecitazioni Z [m] Pressioni totali terreno [kpa] Sforzo normale [kn/m] Momento [knm/m] Taglio [kn/m] Spostamento [cm] Modulo reazione [kn/m³] Fase: 1 - Combinazione: 3 (STR+SISMA) Altezza scavo 2.5 [m] Tipo: S.L.U. [STR] Nome: STR+SISMA Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione 6.50 [m] Pressione massima terreno [kpa] Momento massimo [knm/m] 24

29 Taglio massimo [KN/m] Sollecitazioni Z [m] Pressioni totali terreno [kpa] Sforzo normale [kn/m] Momento [knm/m] Taglio [kn/m] Spostamento [cm] Modulo reazione [kn/m³] Fase: 1 - Combinazione: 4 (GEO+SISMA) Altezza scavo 2.5 [m] Tipo: S.L.U. [GEO] Nome: GEO+SISMA Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione 6.50 [m] Pressione massima terreno [kpa] Momento massimo [knm/m] Taglio massimo [KN/m] Sollecitazioni Z [m] Pressioni totali terreno [kpa] Sforzo normale [kn/m] Momento [knm/m] 25 Taglio [kn/m] Spostamento [cm] Modulo reazione [kn/m³]

30 Fase: 1 - Combinazione: 5 (SLE) Altezza scavo 2.5 [m] Tipo: S.L.E. [GEO] Nome: SLE Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione 6.50 [m] Pressione massima terreno [kpa] Momento massimo 8.67 [knm/m] Taglio massimo [KN/m] Sollecitazioni Z [m] Pressioni totali terreno [kpa] Sforzo normale [kn/m] Momento [knm/m] 26 Taglio [kn/m] Spostamento [cm] Modulo reazione [kn/m³]

31 Questa combinazione di carico (SLE) è stata presa in esame per il controllo degli spostamenti (SLD). 5.7 Risultati analisi strutturale Fase: 1 - Combinazione: 1 Z Nome [m] sezione N [kn] M [knm] T [kn] 27 Nr.Barre Diametro Nu [kn] Mu [knm] Cond. Verfica Flessione Ver. Fless palo fi Verificata 0.33 palo fi Verificata 0.50 palo fi Verificata 0.67 palo fi Verificata 0.83 palo fi Verificata 1.00 palo fi Verificata 1.17 palo fi Verificata 1.33 palo fi Verificata 1.50 palo fi Verificata 1.67 palo fi Verificata 1.83 palo fi Verificata 2.00 palo fi Verificata 2.17 palo fi Verificata 2.33 palo fi Verificata 2.50 palo fi Verificata 2.81 palo fi Verificata 3.12 palo fi Verificata 3.43 palo fi Verificata 3.74 palo fi Verificata 4.05 palo fi Verificata 4.36 palo fi Verificata 4.67 palo fi Verificata 4.98 palo fi Verificata 5.29 palo fi Verificata 5.60 palo fi Verificata

32 5.90 palo fi Verificata 6.21 palo fi Verificata 6.52 palo fi Verificata 6.83 palo fi Verificata 7.14 palo fi Verificata 7.45 palo fi Verificata 7.76 palo fi Verificata 8.07 palo fi Verificata 8.38 palo fi Verificata 8.69 palo fi Verificata Z [m] Def.Max calcestruzzo Def.Max acciaio Asse neutro [cm] Passo staffe [cm] 28 Resistenza taglio kn Misura sicurezza taglio Verifica a taglio Angolo inclinazione puntoni [ ] Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata -- Fase: 1 - Combinazione: 3 Z Nome [m] sezione N [kn] M [knm] T [kn] Nr.Barre Diametro Nu [kn] Mu [knm] Cond. Verfica Flessione Ver. Fless palo fi Verificata 0.33 palo fi Verificata 0.50 palo fi Verificata 0.67 palo fi Verificata 0.83 palo fi Verificata

33 1.00 palo fi Verificata 1.17 palo fi Verificata 1.33 palo fi Verificata 1.50 palo fi Verificata 1.67 palo fi Verificata 1.83 palo fi Verificata 2.00 palo fi Verificata 2.17 palo fi Verificata 2.33 palo fi Verificata 2.50 palo fi Verificata 2.81 palo fi Verificata 3.12 palo fi Verificata 3.43 palo fi Verificata 3.74 palo fi Verificata 4.05 palo fi Verificata 4.36 palo fi Verificata 4.67 palo fi Verificata 4.98 palo fi Verificata 5.29 palo fi Verificata 5.60 palo fi Verificata 5.90 palo fi Verificata 6.21 palo fi Verificata 6.52 palo fi Verificata 6.83 palo fi Verificata 7.14 palo fi Verificata 7.45 palo fi Verificata 7.76 palo fi Verificata 8.07 palo fi Verificata 8.38 palo fi Verificata 8.69 palo fi Verificata Z [m] Def.Max calcestruzzo Def.Max acciaio Asse neutro [cm] Passo staffe [cm] 29 Resistenza taglio kn Misura sicurezza taglio Verifica a taglio Angolo inclinazione puntoni [ ] Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata --

34 Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata -- 6 Stabilità del pendio (sezione in corrispondenza di palificata tipologia 1) 6.1 Introduzione e descrizione degli interventi La stabilità del pendio è stata fatta in corrispondenza della sezione del versante nel quale verrà realizzata la nuova palificata a protezione della strada S.P.26 in completamento di quelle esistenti, così come indicata all'interno degli elaborati grafici: è una sezione che, non essendo stata interessata direttamente dai movimenti franosi,presenta ancora un abbondante strato di detrito superficiale potenzialmente instabile. L intervento strutturale è stato dimensionato proprio a partire dalla verifica di stabilità del pendio, in modo tale da poter escludere la formazione di future superfici di scivolamento che potessero interessare il muro esistente in pietra a monte della S.P.26 e quindi mettere a rischio quest ultima. La palificata non verrà realizzata a ridosso del muro esistente, come quelle esistenti, per poter ovviare all ulteriore instabilità legata allo scavo di sbancamento effettuato dopo gli eventi franosi per poter posizionare un nuovo tubo dell acquedotto a servizio di Tellaro; ad oggi infatti alla base del pendio è presente un taglio verticale di 1,5 m di altezza circa, completamente privo di vegetazione, che sta contribuendo all erosione alla base del pendio. Sopra la nuova palificata verrà realizzato un muro di rivestimento in sasso, per analogia con quelli esistenti, e sopra vi verrà posizionata una rete metallica a protezione del materiale superficiale che comunque potrebbe ancora franare. All intervento strutturale, ovviamente, è stato associato anche un miglioramento vegetazionale di quest area, in particolare nella parte inferiore a ridosso della strada, poiché presenta molti pini di grandi dimensioni e fortemente inclinati che costituiscono un carico (così come le frane precedenti hanno insegnato) non sostenibile da questo tipo di terreno in queste condizioni di pendenza; sono inoltre presenti al suolo tronchi di alberi già caduti. La parte più in alto presenta un assetto vegetazionale decisamente migliore, è costituita da un lecceto vero e proprio, con un sottobosco caratterizzato da un buon strato di humus e di lettiera del suolo pedologico, che impediscono l esposizione diretta agli agenti atmosferici del terreno detritico e ne evitano quindi l ulteriore degradazione con conseguente aumento della pericolosità per la stabilità del pendio. La sistemazione a valle da punto di vista vegetazionale, così come su tutte le altre aree di intervento di questo progetto, sarà volta a ripristinare le condizioni di cui sopra. Nei paragrafi successivi sono illustrate le modalità di studio, le ipotesi effettuate e le analisi svolte, sia nelle condizioni attuali, che nelle condizioni post intervento, al fine di verificare l'adeguatezza dell'intervento proposto. 6.2 Modalità di studio Il pendio è stato modellato semplificando la superficie topografica a un piano inclinato privo di rugosità: si ritiene accettabile tale semplificazione dal momento che in sede di esecuzione delle opere, una volta completata la pulizia dell area e potendo rilevare direttamente l andamento reale della superficie topografica, si interverrà sulle criticità locali mediante piccole opere di ingegneria naturalistica al momento non ancora identificabili con precisione. La lunghezza del pendio modellato è pari alla porzione di versante in cui le caratteristiche vegetazionali sono critiche per la sua stabilità, come descritto in precedenza. La stabilità del pendio è stata fatta pre e post intervento,in particolare: 30

35 l'analisi pre intervento è servita per capire dove si generano, a che profondità arrivano e la loro interazione con il muro in pietra esistente a protezione della S.P.26, le superfici di scivolamento con fattore di sicurezza inferiori a 1.1, ovvero quelle da cui cautelarsi a norma di legge e in base alle quali dimensionare l'intervento; l'analisi post intervento è servita per verificare che nessuna superficie di scivolamento potesse scalzare al piede l'opera di sostegno e interessare quindi la S.P.26 e valutare le restanti condizioni di instabilità. Le analisi sono state fatte in condizioni di saturazione dello strato di detrito superficiale, poiché i fenomeni di scivolamento superficiale già verificatisi hanno mostrato che queste sono le condizioni necessarie affinché s'inneschi tale tipologia di processo geomorfologico: infatti le argilliti sottostanti, a contatto con l'acqua più difficilmente vanno incontro a saturazione e in effetti durante gli eventi franosi del 2010 è stato solo lo strato detritico superficiale a cedere una volta raggiunta la saturazione; va tuttavia evidenziato come tale argilliti, una volta emerse in superficie, vanno incontro a forti fenomeni di erosione, pertanto risulta fondamentale intervenire a livello di riassetto vegetazionale per evitare nel tempo la creazione di un nuovo strato superficiale indebolito, potenzialmente soggetto a dissesto. Il valore di coesione efficace c associato allo strato superficiale è stato lasciato in condizioni di saturazione poiché, come indicato all interno della relazione geologica allegata al presente progetto, è il valore minimo che comunque permane in tale strato anche a seguito della presenza dell acqua. La sistemazione dell assetto vegetazionale, comunque, incrementerà sicuramente tale valore, andando a proteggere ulteriormente il substrato detritico altamente fratturato rallentandone il raggiungimento della saturazione, che pertanto potrà avvenire ma soltanto in occasione di eventi piovosi prolungati ed eccezionali; pertanto le verifiche effettuate sono da ritenersi cautelative, ma ragionevoli in virtù del fatto che eventi di tale portata si sono verificati negli ultimi anni. Nei paragrafi specifici dove sono riportate le analisi vere e proprie sono illustrate anche tutte le considerazioni fatte in ciascun caso Il software SSAP2010 Il Programma SSAP nasce da attività di ricerca svolta nella ricerca di algoritmi che consentono di ottenere un'ottimale modellazione della configurazione geomeccanica e litostratigrafica dei pendii in terreni sciolti. Infatti, una volta che sia stata realizzata una corretta caratterizzazione geolitologica della scarpata, è necessario, per valutare correttamenteil grado di stabilità, anche tenere di conto delle eventuali disomogeneità nella massa del pendio soprattutto nei casi di marcata variabilità delle caratteristiche del terreno. Le disomogeneità presenti sono generalmente costituite da strati e lenti di materiali aventi diverse caratteristiche geomeccaniche, livelli di falda variabili, topografie irregolari, elementi stabilizzanti (muri, palificate, geogriglie, geosintetici ecc.). Ogni codice di calcolo per la verifica di stabilità dei pendii deve agire contemporaneamente in diverse direzioni per assicurare operazioni di verifica affidabili e capaci di tenere conto di tutti i possibili elementi di discontinuità. In quest'ottica il codice SSAPè stato sviluppato mirando ai seguenti obiettivi: 1. Possibilità di rappresentare adeguatamente tutte le discontinuità presenti nei pendii naturali; 2. Evitare tutte le eccessive assunzioni semplificative su stratigrafia, profilo della falda, superfici di scorrimento di forma regolare (circolare, spirale log. ecc.); 3. Seguire gli attuali standard di lavoro e normativi nelle verifiche di stabilità nei pendii in terreni sciolti e ammassi rocciosi fratturati; 4. Tempi di calcolo realistici anche per elaboratori anche di medie capacità; 5. Facilità di uso e interfaccia amichevole, con console a pulsanti, uso del Mouse e un sistema di aiuto contestuale. Per ovviare in parte alla complessità insita nell'effettuazione di verifiche di stabilità in materiali sciolti, sono state stabilite specifiche convenzioni riguardanti le unità di misura, il formato dei file dei dati di ingresso, la rappresentazione geometrica del pendio e dei parametri geo-meccanici dei materiali che compongono il pendio stesso. Lo scopo è quello di definire un modello geometrico e meccanico del pendio semplice e nello stesso tempo il più realistico possibile. Specifiche tecniche Denominazione del software: SSAP - SlopeStability Analysis Program 31

36 Produttore del software: Dr. Geol. L.Borselli Versione: (2017) Identificatore licenza: FREEWARE Ipotesi effettuate Valutazione della sicurezza La valutazione della sicurezza viene effettuata ai sensi del paragrafo 6 delle NTC, confrontando la resistenza di progetto Rd, valutata in base ai valori di progetto della resistenza dei materiali e alle grandezze geometriche interessate, e il valore di progetto Ed delle azioni, valutato in base ai valori di progetto delle azioni. La condizione da verificare è : Ed <Rd In questo caso sia ai parametri caratteristici dei parametri fisico meccanici, che a quelli delle azioni, vengono applicati dei coefficienti parziali di sicurezzacalcolati in relazione al tipo di azione alla vita nominale della struttura (1) alla sua classe d uso (2) La verifica della condizione suddetta è effettuata, secondo le nuove norme, impiegandol Approccio 1- Combinazione 2 (A2+M2+R2), con R2 = 1,1. I coefficienti parziali per i parametri geomeccanici, non vi sono azioni significative da applicare al pendio in questo caso, sono i seguenti: Metodo di calcolo Il metodo di calcolo scelto è all'equilibrio limite di Borselli (2016) all'interno del quale viene utilizzato l'algoritmo iterativo di calcolo di Fs proposta da Zhu (2005) per eliminare i problemi di convergenza. Questo prevede che le forze d'interazione verticali interconcio, inizialmente incognite, non vengono trascurate come nel caso delle procedure semplificate (es.: Fellenius, Bishop, Janbu semplificato), ma vengono fatte alcune assunzioni utili alla risoluzione numerica. I vari metodi di calcolo di Fs, implementati all'interno del SSAP2010 si diversificano per le assunzioni relative alle forze di interazione tra i conci e in particolare per l'espressione della T(x) in funzione delle forze di interazione orizzontali e della geometria della superficie di scivolamento o dei parametri geo-meccanici e idraulici associati alle superfici verticali inter-concio: le ipotesi di correlazione tra T(x) e le altre grandezze alla base del metodo di Borselli, una generalizzazione del metodo di Morgestern & Price, sono riportate nella tabella sottostante. Per chiarimenti circa gli ulteriori parametri di calcolo impostati all'interno della modellazione si rimanda al manuale del programma, disponibile on-line gratuitamente insieme al software stesso. 32

37 Parametri sismici Sito in esame. latitudine: 44, [ ] longitudine: 9, [ ] 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] Siti di riferimento: ID Latitudine[ ] Longitudine[ ] Distanza[m] Sito 1 ID: Lat: 44,0794 Lon: 9,8712 Distanza: 4210,320 Sito 2 ID: Lat: 44,0815 Lon: 9,9408 Distanza: 2036,519 Sito 3 ID: Lat: 44,0315 Lon: 9,9437 Distanza: 4526,237 Sito 4 ID: Lat: 44,0294 Lon: 9,8742 Distanza: 5834,663 Parametri sismici Categoria sottosuolo: B Categoria topografica: T2 Periodo di riferimento: 50 anni Coefficiente cu: 1 Operatività (SLO): Probabilità di superamento: 81 % 33

38 Tr: 30 [anni] ag: 0,040 g Fo: 2,541 Tc*: 0,223 [s] Danno (SLD): Probabilità di superamento: 63 % Tr: 50 [anni] ag: 0,049 g Fo: 2,526 Tc*: 0,245 [s] Salvaguardia della vita (SLV): Probabilità di superamento: 10 % Tr: 475 [anni] ag: 0,121 g Fo: 2,408 Tc*: 0,292 [s] Prevenzione dal collasso (SLC): Probabilità di superamento: 5 % Tr: 975 [anni] ag: 0,156 g Fo: 2,379 Tc*: 0,300 [s] Coefficienti Sismici SLO: Ss: 1,200 Cc: 1,480 St: 1,200 Kh: 0,011 Kv: 0,006 Amax: 0,561 Beta: 0,200 SLD: Ss: 1,200 Cc: 1,460 St: 1,200 Kh: 0,014 Kv: 0,007 Amax: 0,699 Beta: 0,200 SLV: Ss: 1,200 Cc: 1,410 St: 1,200 Kh: 0,042 34

39 SLC: Beta: 0,240 Kv: 0,021 Amax: 1,703 Beta: 0,240 Ss: 1,200 Cc: 1,400 St: 1,200 Kh: 0,054 Kv: 0,027 Amax: 2,197 Modellazione della paratia Quando una palificata è inserita in un pendio costituisce un elemento di disomogeneità rispetto alle antecedenti proprietà fisico meccaniche, data la differenza, talvolta molto rilevante, di quelle costituenti la palificata rispetto a quelle del terreno/roccia originale. E quindi auspicabile che la palificata (che ha una massa propria e che occupa un volume, sostituendosi in parte al terreno originale) sia inserita come una lente-strato con propri valori di resistenza al taglio, o di peso unitario. La nuova lente strato avrà caratteristiche geomeccaniche diverse dal terreno originale. La determinazione corretta dei parametri geo-meccanici della nuova lente-strato dipende dalle caratteristiche geometriche di base della palificata e dai rispettivi valori geo-meccanici del materiale costituente il palo e del terreno originale. Tali caratteristiche sono state determinate mediante: dove: D1 = interasse minimo tra i pali (m) e D = diametro dei pali (m). Modellazione dei muri I muri presenti nel pendio allo stato attuale, sono stati modellati come degli strati dotati, secondo la convenzione del codice di calcolo del programma utilizzato, di una Cu elevatissima, al fine di riconoscere loro una rigidezza elevata e di non farli attraversare, quindi, da nessuna delle superfici di scivolamento. 6.3 Analisi di stabilità ante operam ANALISI DI STABILITA' ANTE OPERAM L'immagine seguente riporta i risultati ottenuti con quest'analisi: delle 500 superfici che sono state fatte ricercare, 32 hanno il fattore di sicurezza inferiore a 1,1, pertanto non possono ritenersi stabili ai sensi delle NTC;tali superfici 35

40 interessano soltanto lo strato detritico superficiale, non vanno ad interessare le argilliti sottostanti, ma tuttavia vanno ad incidere direttamente sulla sicurezza della S.P.26. Nell'ingrandimento seguente si riporta un ingrandimento di dettaglio delle superfici individuate, così classificate: - in rosso la superficie con coefficiente di sicurezza minimo, pari a 0.65; - in nero le superfici con coefficiente compreso tra il valore minimo e 0.9; - in marrone le superfici con fattore di sicurezza compreso tra 0.9 e 1; - in verde quelle con fattore di sicurezza compreso tra 1 e 1.09; In generale si può notare che la distribuzione delle superfici è piuttosto omogenea, ma che le superfici con coefficiente di sicurezza minore, compresa la minima in assoluto, interessano direttamente lo scavo di sbancamento alla base del pendio, pertanto su queste è opportuno intervenire.quest ultime sono quindi quelle che con l intervento di progetto si andranno ad eliminare, diminuendo così la pericolosità a cui è esposta la strada provinciale. Nell'immagine seguente si riporta un ulteriore ingrandimento in cui sono rese visibili soltanto le 10 superfici peggiori di ciascuna classe considerata, al fine di rendere più comprensibile il grafico e il loro andamento. 36

41 Per quanto riguarda le superfici disposte più a monte lungo il pendio, tuttavia c è da considerare che in realtà la superficie dello stesso è molto più disconnessa di quella semplificata nella modellazione e che la sistemazione del versante in esame, oltre la vegetazione, una volta effettuate le operazioni di pulizia preliminare, andrà ad intervenire anche con rafforzamenti locali studiati ad hoc per le criticità che si evidenzieranno legate proprio a tali disconnessioni topografiche. dati di input modellazione PARAMETRI GEOMETRICI - Coordinate X Y (in m) SUP T. SUP 2 SUP 3 SUP 4 X Y X Y X Y X Y SUP 5 SUP 6 SUP 7 SUP 8 X Y X Y X Y X Y SUP FALDA X Y (in m)

42 GESTIONE ACQUIFERI Strati esclusi da acquifero: STRATO 2 STRATO 3 STRATO 4 STRATO 5 Esclusione sovraccarico pendio sommerso: NON ATTIVATA Peso unitario fluido (kn/m^3): 9.81 Parametri funzione dissipazione superficiale pressione dei fluidi: Coefficiente A 0 Coefficiente K Pressione minima fluidi Uo_Min (kpa) 0.01 Coefficiente di soprapressione oltre pressione hidrostatica1.00 Limitazione dissipazionea a Pressione Idrostatica = ATTIVA STABILITE CONDIZIONI PER LA VERIFICA CON SOVRAPPRESSIONE ACQUIFERI CON DISSIPAZIONE IN DIREZIONE DELLA SUPERFICIE PARAMETRI GEOMECCANICI fi` C` Cu Gamm Gamm_sat STR_IDX sgci GSI mi D STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO Note: fi` Angolo di attrito interno efficace(in gradi) C` Coesione efficace (in Kpa) Cu Resistenza al taglio Non drenata (in Kpa) Gamm Peso di volume terreno fuori falda (in KN/m^3) Gamm_sat Peso di volume terreno immerso (in KN/m^3) STR_IDX Indice di resistenza (usato in solo in 'SNIFF SEARCH) (adimensionale) ---- SOLO Per AMMASSI ROCCIOSI FRATTURATI - Parametri Criterio di Rottura di Hoek (2002)- sigci Resistenza Compressione Uniassiale Roccia Intatta (in MPa) GSI Geological Strenght Index ammasso(adimensionale) mi Indice litologico ammasso(adimensionale) D Fattore di disturbo ammasso(adimensionale) Fattore di riduzione NTC2008 gammaphi=1.25 e gammac= DISATTIVATO (solo per ROCCE) INFORMAZIONI GENERAZIONE SUPERFICI RANDOM *** PARAMETRI PER LA GENERAZIONE DELLE SUPERFICI METODO DI RICERCA: RANDOM SEARCH - Siegel (1981) FILTRAGGIO SUPERFICI : ATTIVATO COORDINATE X1,X2,Y OSTACOLO : LUNGHEZZA MEDIA SEGMENTI (m): 0.5 (+/-) 50% INTERVALLO ASCISSE RANDOM STARTING POINT (Xmin.. Xmax): LIVELLO MINIMO CONSIDERATO (Ymin): 0.00 INTERVALLO ASCISSE AMMESSO PER LA TERMINAZIONE (Xmin.. Xmax):

43 *** TOTALE SUPERFICI GENERATE : INFORMAZIONI PARAMETRI DI CALCOLO METODO DI CALCOLO : BORSELLI (Borselli, 2016) COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kh : COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kv (assunto Positivo): COEFFICIENTE c=kv/kh UTILIZZATO : FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE IN TESTA (kn/m): 0.00 FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE ALLA BASE (kn/m): 0.00 N.B. Le forze orizzontali addizionali in testa e alla base sono poste uguali a 0 durante le tutte le verifiche globali. I valori >0 impostati dall'utente sono utilizzati solo in caso di verifica singola dati di otput modellazione * DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * Fattore di sicurezza (FS) Min. - X Y Lambda= Fattore di sicurezza (FS) N.2 -- X Y Lambda=

44 Fattore di sicurezza (FS) N.3 -- X Y Lambda=

45 Fattore di sicurezza (FS) N.4 -- X Y Lambda= Fattore di sicurezza (FS) N.5 -- X Y Lambda=

48 Fattore di sicurezza (FS) N X Y Lambda= ANALISI DEFICIT DI RESISTENZA # DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * # Analisi Deficit in riferimento a FS(progetto) = Sup N. FS FTR(kN/m) FTA(kN/m) Bilancio(kN/m) ESITO Deficit Deficit Deficit 44

49 Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Esito analisi: DEFICIT di RESISTENZA! Valore massimo di DEFICIT di RESITENZA(kN/m): Note: FTR --> Forza totale Resistente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) FTA --> Forza totale Agente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) IMPORTANTE! : Il Deficit o il Surplus di resistenza viene espresso in kn per metro di LARGHEZZA rispetto al fronte della scarpata TABELLA PARAMETRI CONCI DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx alpha W ru U phi' (c',cu) (m) (m) ( ) (kn/m) (-) (kpa) ( ) (kpa)

50 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio W(kN/m) : Forza peso concio ru(-) : Coefficiente locale pressione interstiziale U(kPa) : Pressione totale dei pori base concio phi'( ) : Angolo di attrito efficace base concio c'/cu (kpa) : Coesione efficace o Resistenza al taglio in condizioni non drenate TABELLA DIAGRAMMA DELLE FORZE DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X ht yt yt' E(x) T(x) E' rho(x) FS_FEM FS_p-qFEM (m) (m) (m) (--) (kn/m) (kn/m) (kn) (--) (--) (--) E E E

51 E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

53 E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio ht(m) : Altezza linea di thrust da nodo sinistro base concio yt(m) : coordinata Y linea di trust yt'(-) : gradiente pendenza locale linea di trust E(x)(kN/m) : Forza Normale interconcio T(x)(kN/m) : Forza Tangenziale interconcio E' (kn) : derivata Forza normale interconcio Rho(x) (-) : fattore mobilizzazione resistenza al taglio verticale interconcio ZhU et al.(2003) FS_FEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by qfem FS_p-qFEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by p-qfem Procedure TABELLA SFORZI DI TAGLIO DISTRIBUITI LUNGO SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx dl alpha TauStress TauF (m) (m) (m) ( ) (kpa) (kn/m)

54 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio dl(m) : lunghezza base concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio TauStress(kPa) : Sforzo di taglio su base concio TauF (kn/m) : Forza di taglio su base concio

55 6.4 Analisi di stabilità post operam L'immagine seguente, riporta i risultati ottenuti con quest'analisi: delle 500 superfici che sono state fatte ricercare, ancora 22 hanno il fattore di sicurezza inferiore a 1,1, pertanto non possono ritenersi stabili ai sensi delle NTC:tali superfici, tuttavia, allo stato attuale non ve n'è alcuna che attraversa la paratia di micropali progettata per proteggere la viabilità e il muro esistente in pietra. L'opera, pertanto può ritenersi efficace; tuttavia c è da analizzarein dettaglio la permanenza delle superfici che si generano a monte dei pali. Le superfici individuate, sono state ancora così classificate: - in rosso la superficie con coefficiente di sicurezza minimo, pari a 0.51; - in nero le superfici con coefficiente compreso tra il valore minimo e 0.9; - in marrone le superfici con fattore di sicurezza compreso tra 0.9 e 1; - in verde quelle con fattore di sicurezza compreso tra 1 e 1.09; Le superfici sono ancora uniformemente distribuite lungo il versante, non ci sono particolari concentrazioni specifiche di valori di coefficienti di sicurezza, come dimostrano le immagini seguenti che riportano gli ingrandimenti delle varie classi. 51

56 Tuttavia si ritiene che il riassetto vegetazionale, con il conseguente miglioramento delle condizioni del sottobosco, sarà sufficiente, insieme alle opere di ingegneria naturalistica che si posizioneranno in corrispondenza delle criticità topografiche locali, a portare a verifica anche la maggior parte di tali superfici. Ovviamente questo sarà possibile dimostrarlo esclusivamente a fine lavori, quando i rilievi, le opere saranno definiti e consentiranno una modellazione accurata.una volta individuate meglio le condizioni reali del pendio ed effettuata la conseguente modellazione del versante, si valuterà se sarà il caso di intervenire con un sistema di rinforzo corticale anche in questa parte, a protezione dello scivolamento delle stesse, oppure se anche in tal caso le opere locali e il riassetto della vegetazione potranno essere sufficienti. dati di input modellazione PARAMETRI GEOMETRICI - Coordinate X Y (in m) SUP T. SUP 2 SUP 3 SUP 4 X Y X Y X Y X Y SUP 5 SUP 6 SUP 7 SUP 8 52

57 X Y X Y X Y X Y SUP 9 SUP 10 SUP 11 SUP 12 X Y X Y X Y X Y SUP FALDA X Y (in m) GESTIONE ACQUIFERI Strati esclusi da acquifero: STRATO 2 STRATO 3 STRATO 4 STRATO 5 STRATO 6 STRATO 7 STRATO 8 STRATO 9 Esclusione sovraccarico pendio sommerso: NON ATTIVATA Peso unitario fluido (kn/m^3): 9.81 Parametri funzione dissipazione superficiale pressione dei fluidi: Coefficiente A 0 Coefficiente K Pressione minima fluidi Uo_Min (kpa) 0.01 Coefficiente di soprapressione oltre pressione hidrostatica1.00 Limitazione dissipazionea a Pressione Idrostatica = ATTIVA STABILITE CONDIZIONI PER LA VERIFICA CON SOVRAPPRESSIONE ACQUIFERI CON DISSIPAZIONE IN DIREZIONE DELLA SUPERFICIE PARAMETRI GEOMECCANICI fi` C` Cu Gamm Gamm_sat STR_IDX sgci GSI mi D STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO

58 Note: fi` Angolo di attrito interno efficace(in gradi) C` Coesione efficace (in Kpa) Cu Resistenza al taglio Non drenata (in Kpa) Gamm Peso di volume terreno fuori falda (in KN/m^3) Gamm_sat Peso di volume terreno immerso (in KN/m^3) STR_IDX Indice di resistenza (usato in solo in 'SNIFF SEARCH) (adimensionale) ---- SOLO Per AMMASSI ROCCIOSI FRATTURATI - Parametri Criterio di Rottura di Hoek (2002)- sigci Resistenza Compressione Uniassiale Roccia Intatta (in MPa) GSI Geological Strenght Index ammasso(adimensionale) mi Indice litologico ammasso(adimensionale) D Fattore di disturbo ammasso(adimensionale) Fattore di riduzione NTC2008 gammaphi=1.25 e gammac= DISATTIVATO (solo per ROCCE) INFORMAZIONI GENERAZIONE SUPERFICI RANDOM *** PARAMETRI PER LA GENERAZIONE DELLE SUPERFICI METODO DI RICERCA: RANDOM SEARCH - Siegel (1981) FILTRAGGIO SUPERFICI : ATTIVATO COORDINATE X1,X2,Y OSTACOLO : LUNGHEZZA MEDIA SEGMENTI (m): 0.5 (+/-) 50% INTERVALLO ASCISSE RANDOM STARTING POINT (Xmin.. Xmax): LIVELLO MINIMO CONSIDERATO (Ymin): 0.00 INTERVALLO ASCISSE AMMESSO PER LA TERMINAZIONE (Xmin.. Xmax): *** TOTALE SUPERFICI GENERATE : INFORMAZIONI PARAMETRI DI CALCOLO METODO DI CALCOLO : BORSELLI (Borselli, 2016) COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kh : COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kv (assunto Positivo): COEFFICIENTE c=kv/kh UTILIZZATO : FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE IN TESTA (kn/m): 0.00 FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE ALLA BASE (kn/m): 0.00 N.B. Le forze orizzontali addizionali in testa e alla base sono poste uguali a 0 durante le tutte le verifiche globali. I valori >0 impostati dall'utente sono utilizzati solo in caso di verifica singola dati di output modellazione * DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * Fattore di sicurezza (FS) Min. - X Y Lambda=

64 Fattore di sicurezza (FS) N X Y Lambda= ANALISI DEFICIT DI RESISTENZA # DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * # Analisi Deficit in riferimento a FS(progetto) = Sup N. FS FTR(kN/m) FTA(kN/m) Bilancio(kN/m) ESITO Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Esito analisi: DEFICIT di RESISTENZA! 60

65 Valore massimo di DEFICIT di RESITENZA(kN/m): Note: FTR --> Forza totale Resistente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) FTA --> Forza totale Agente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) IMPORTANTE! : Il Deficit o il Surplus di resistenza viene espresso in kn per metro di LARGHEZZA rispetto al fronte della scarpata TABELLA PARAMETRI CONCI DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx alpha W ru U phi' (c',cu) (m) (m) ( ) (kn/m) (-) (kpa) ( ) (kpa)

66 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio W(kN/m) : Forza peso concio ru(-) : Coefficiente locale pressione interstiziale U(kPa) : Pressione totale dei pori base concio phi'( ) : Angolo di attrito efficace base concio c'/cu (kpa) : Coesione efficace o Resistenza al taglio in condizioni non drenate TABELLA DIAGRAMMA DELLE FORZE DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X ht yt yt' E(x) T(x) E' rho(x) FS_FEM FS_p-qFEM (m) (m) (m) (--) (kn/m) (kn/m) (kn) (--) (--) (--) E E E

69 E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio ht(m) : Altezza linea di thrust da nodo sinistro base concio yt(m) : coordinata Y linea di trust yt'(-) : gradiente pendenza locale linea di trust E(x)(kN/m) : Forza Normale interconcio T(x)(kN/m) : Forza Tangenziale interconcio E' (kn) : derivata Forza normale interconcio Rho(x) (-) : fattore mobilizzazione resistenza al taglio verticale interconcio ZhU et al.(2003) FS_FEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by qfem FS_p-qFEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by p-qfem Procedure TABELLA SFORZI DI TAGLIO DISTRIBUITI LUNGO SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx dl alpha TauStress TauF (m) (m) (m) ( ) (kpa) (kn/m)

70

71 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio dl(m) : lunghezza base concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio TauStress(kPa) : Sforzo di taglio su base concio TauF (kn/m) : Forza di taglio su base concio Modellazione paratia tipologia 2 (paratia tirantata) 7.1 Geometria dell'opera Sezione Circolare Tubolare Calcestruzzo C25/30 Acciaio B450C Nome palo fi25 Diametro 0.25 m Disposizione Singola fila Interasse Iy 0.9 m Armatura: Profilato Base/Diametro mm Altezza 0 mm Spessore[Sa] 10 mm Spessore[Sw] 0 mm 67

72 Archivio cordoli ancoraggio tiranti Nr. Descrizione Materiale Base Altezza Altezza Wx Wy [cm] [cm] [cm²] [cm³] [cm³] 1 c.a. c.a Archivio tiranti Nr. Descrizione Area armatura [cm²] Diametro foro [m] Diametro bulbo [m] Lughezza libera [m] Lunghezza bulbo [m] Materiale Acciaio Materiale Calcestruzzo 1 tiranti passivi S235H C25/ Dati generali FEM Massimo spostamento lineare terreno 3 cm Fattore tolleranza spostamento 0.03 cm Tipo analisi Lineare Massimo numero di iterazioni 1 Fattore riduzione molla fondo scavo 1 Profondità infissione iniziale 5 m Incremento profondità infissione 0.2 m Numero di elementi 36 Numero nodo di fondo scavo Calcolo coefficienti sismici Dati generali Descrizione zona Latitudine [ ] Longitudine [ ] Dati opera Tipo opera Opere ordinarie 68

73 Classe d'uso Vita nominale Vita di riferimento Parametri sismici su un sito di riferimento Categoria sottosuolo Categoria topografica II 50 [anni] 50 [anni] B T2 SL Tr [Anni] ag [m/sec²] F0 [-] TS* [sec] SLO SLD SLV SLC Coefficienti sismici orizzontale e verticale Opera: Paratia Altezza paratia Spostamento ammissibile 9.000[m] 0.030[m] SL Amax [m/sec²] beta [-] kh [-] kv [-] SLO SLD SLV SLC Tiranti Descrizion e x [m] z [m] Inclinazion e [ ] Interasse [m] Angolo attrito [ ] 69 Adesione [kn/m²] tir passivi tiranti passivi Tipologia Cordolo Attivo Passivo Tiro iniziale [kn] 1 Passivo 0 L'angolo d'attrito è stato posto uguale al 50% dell'angolo d'attrito del terreno presente nella zona di ancoraggio del tirante, l'adesione uguale al 30% della coesione dello stesso terreno. 7.4 Combinazioni di carico COMB.1 (STR) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 0 5 Spinta sismica y 0 6 tir passivi 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1

74 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.2 (GEO) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 0 5 Spinta sismica y 0 6 tir passivi 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio Coesione efficace Resistenza non drenata Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.3 (STR+SISMA) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 6 tir passivi 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 70

75 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.4 (GEO+SISMA) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno Spinta falda Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 6 tir passivi 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio Coesione efficace Resistenza non drenata Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 COMB.5 (SLE) Coefficienti parziali azioni Nr. Azioni Fattori combinazione 1 Peso proprio 1 2 Spinta terreno 1 3 Spinta falda 1 4 Spinta sismica x 1 5 Spinta sismica y 1 Coefficienti parziali terreno Nr. Parametro Coefficienti parziali 1 Tangente angolo resistenza taglio 1 2 Coesione efficace 1 3 Resistenza non drenata 1 4 Peso unità volume 1 5 Angolo di attrito terra parete 1 Coefficienti resistenze capacità portante verticale Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze 71

76 7.5 Analisi Paratia Metodo calcolo: FEM DIAGRAMMI DELLE PRESSIONI 1 Punta 1 2 Laterale compressione 1 3 Totale 1 4 Laterale trazione 1 5 Orizzontale 1 comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: 72

77 comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA DIAGRAMMI DEL MOMENTO comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): 73

78 comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA DIAGRAMMI DEL TAGLIO 74

79 comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA 75

80 DIAGRAMMA DEGLI SPOSTAMENTI comb. STR. (A1,M1,R1): comb. GEO. (A2,M2,R1): comb. STR. (A1,M1,R1) + SISMA: 76

81 comb. GEO. (A2,M2,R1) + SISMA 7.6 Risultati analisi geotecnica Profondità massima di infissione Fase: 1 Analisi geotecnica Fase: 1 - Combinazione: 1 (STR) 5 [m] Altezza scavo 4 [m] Tipo: S.L.U. [STR] Nome: A1+M1+R1 (STR) Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione Pressione massima terreno Momento massimo Taglio massimo 5.00 [m] [kpa] [knm/m] [KN/m] Carico limite tiranti Descrizione Profondità Coefficienti Pressione Carico limite Resistenza Carico limite Meccanismo Media bulbo [m] spinta media bulbo [kpa] terreno [kn] aderenza [kn] [kn] rottura tir passivi Acciaio 77

82 tir passivi Reazione tirante [KN] Fattore sicurezza 8.38 Sollecitazioni Z Pressioni totali Sforzo normale Momento Taglio Spostamento Modulo reazione [m] terreno [kn/m] [knm/m] [kn/m] [cm] [kn/m³] [kpa] Fase: 1 - Combinazione: 2 (GEO) Altezza scavo 4 [m] Tipo: S.L.U. [GEO] Nome: A2+M2+R1 (GEO) Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione Pressione massima terreno Momento massimo [m] [kpa] [knm/m]

83 Taglio massimo [KN/m] Carico limite tiranti Descrizione Profondità Coefficienti Pressione Carico limite Resistenza Carico limite Meccanismo Media bulbo spinta media bulbo terreno aderenza [kn] rottura [m] [kpa] [kn] [kn] tir passivi Acciaio tir passivi Reazione tirante [KN] Fattore sicurezza 4.70 Sollecitazioni Z Pressioni totali Sforzo normale Momento Taglio Spostamento Modulo reazione [m] terreno [kn/m] [knm/m] [kn/m] [cm] [kn/m³] [kpa] Fase: 1 - Combinazione: 3 (STR+SISMA) 79

84 Altezza scavo 4 [m] Tipo: S.L.U. [STR] Nome: STR+SISMA Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione Pressione massima terreno Momento massimo Taglio massimo 5.00 [m] [kpa] [knm/m] [KN/m] Carico limite tiranti Descrizione Profondità Coefficienti Pressione Carico limite Resistenza Carico limite Meccanismo Media bulbo spinta media bulbo terreno aderenza [kn] rottura [m] [kpa] [kn] [kn] tir passivi Acciaio tir passivi Reazione tirante [KN] Fattore sicurezza 6.16 Sollecitazioni Z Pressioni totali Sforzo normale Momento Taglio Spostamento Modulo reazione [m] terreno [kn/m] [knm/m] [kn/m] [cm] [kn/m³] [kpa]

85 Fase: 1 - Combinazione: 4 (GEO+SISMA) Altezza scavo 4 [m] Tipo: S.L.U. [GEO] Nome: GEO+SISMA Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione Pressione massima terreno Momento massimo Taglio massimo 5.00 [m] [kpa] [knm/m] [KN/m] Carico limite tiranti Descrizione Profondità Coefficienti Pressione Carico limite Resistenza Carico limite Meccanismo Media bulbo spinta media bulbo terreno aderenza [kn] rottura [m] [kpa] [kn] [kn] tir passivi Acciaio tir passivi Reazione tirante [KN] Fattore sicurezza 3.78 Sollecitazioni Z Pressioni totali Sforzo normale Momento Taglio Spostamento Modulo reazione [m] terreno [kn/m] [knm/m] [kn/m] [cm] [kn/m³] [kpa]

86 Fase: 1 - Combinazione: 5 (SLE) Altezza scavo 4 [m] Tipo: S.L.E. [GEO] Nome: SLE Coefficienti sismici: Kh = , Kv = Profondità di infissione Pressione massima terreno Momento massimo Taglio massimo 5.00 [m] [kpa] [knm/m] [KN/m] Carico limite tiranti Descrizione Profondità Coefficienti Pressione Carico limite Resistenza Carico limite Meccanismo Media bulbo spinta media bulbo terreno aderenza [kn] rottura [m] [kpa] [kn] [kn] tir passivi Acciaio tir passivi Reazione tirante [KN] Fattore sicurezza 9.72 Sollecitazioni Z Pressioni totali Sforzo normale Momento Taglio Spostamento Modulo reazione [m] terreno [kn/m] [knm/m] [kn/m] [cm] [kn/m³] [kpa]

87 Questa combinazione di carico (SLE) è stata presa in esame per il controllo degli spostamenti (SLD). 7.7 Risultati analisi strutturale Fase: 1 - Combinazione: 1 Z [m] Nome sezione N [kn] M [knm] T [kn] Nr.Barre Diametro 83 Nu [kn] Mu [knm] Cond. Verfica Flessione Ver. Fless palo fi Verificata 0.53 palo fi Verificata 0.80 palo fi Verificata 1.07 palo fi Verificata 1.33 palo fi Verificata 1.60 palo fi Verificata 1.87 palo fi Verificata 2.13 palo fi Verificata 2.40 palo fi Verificata 2.67 palo fi Verificata 2.93 palo fi Verificata 3.20 palo fi Verificata 3.47 palo fi Verificata 3.73 palo fi Verificata 4.00 palo fi Verificata 4.24 palo fi Verificata 4.48 palo fi Verificata 4.71 palo fi Verificata 4.95 palo fi Verificata 5.19 palo fi Verificata 5.43 palo fi Verificata 5.67 palo fi Verificata 5.90 palo fi Verificata 6.14 palo fi Verificata 6.38 palo fi Verificata 6.62 palo fi Verificata 6.86 palo fi Verificata

88 7.10 palo fi Verificata 7.33 palo fi Verificata 7.57 palo fi Verificata 7.81 palo fi Verificata 8.05 palo fi Verificata 8.29 palo fi Verificata 8.52 palo fi Verificata 8.76 palo fi Verificata Z [m] Def.Max calcestruzzo Def.Max acciaio Asse neutro [cm] Passo staffe [cm] 84 Resistenza taglio kn Misura sicurezza taglio Verifica taglio Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata -- Fase: 1 - Combinazione: 3 Z [m] Nome sezione N [kn] M [knm] T [kn] Nr.Barre Diametro Nu [kn] Mu [knm] a Cond. Verfica Flessione Angolo inclinazione puntoni [ ] Ver. Fless palo fi Verificata 0.53 palo fi Verificata

89 0.80 palo fi Verificata 1.07 palo fi Verificata 1.33 palo fi Verificata 1.60 palo fi Verificata 1.87 palo fi Verificata 2.13 palo fi Verificata 2.40 palo fi Verificata 2.67 palo fi Verificata 2.93 palo fi Verificata 3.20 palo fi Verificata 3.47 palo fi Verificata 3.73 palo fi Verificata 4.00 palo fi Verificata 4.24 palo fi Verificata 4.48 palo fi Verificata 4.71 palo fi Verificata 4.95 palo fi Verificata 5.19 palo fi Verificata 5.43 palo fi Verificata 5.67 palo fi Verificata 5.90 palo fi Verificata 6.14 palo fi Verificata 6.38 palo fi Verificata 6.62 palo fi Verificata 6.86 palo fi Verificata 7.10 palo fi Verificata 7.33 palo fi Verificata 7.57 palo fi Verificata 7.81 palo fi Verificata 8.05 palo fi Verificata 8.29 palo fi Verificata 8.52 palo fi Verificata 8.76 palo fi Verificata Z [m] Def.Max calcestruzzo Def.Max acciaio Asse neutro [cm] Passo staffe [cm] 85 Resistenza taglio kn Misura sicurezza taglio Verifica taglio Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata -- a Angolo inclinazione puntoni [ ]

90 Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verificata Verifica cordolo in corrispondenza dei tiranti Premessa La verifica del cordolo in cemento armato posto in testa ai pali è stata condotta considerando una trave continua su più campate, per la quale gli appoggi sono costituiti dai tiranti (pali inclinati) e i carichi dall'azione dei pali uguale e contraria al tiro dei tiranti. Il cordolo è stato verificato per il tiro maggiore sui tiranti che si verifica in corrispondenza della combinazione 3 (STR+SISMA), trattandosi di una verifica di tipo strutturale. Dati: passo tiranti (appoggi) p=360cm; tiro massimo T=56.76KN; passo pali c=90cm; Qui di seguito sono riportate le verifiche eseguite con l'applicativo "Beamcad" del programma Sismicad della Concrete dedicato alle travi continue, avendo considerato un carico distribuito (visto il passo limitato dei pali) nelle campate; il carico esercitato dai tiranti è stato posto tra i permanenti a vantaggio di sicurezza, essendo di fatto già affetto dai vari coefficienti di combinazione perché derivante dall'analisi della paratia (comb.3) Verifica cordolo TRAVE CONTINUA Geometria di input Metodo di calcolo: DM Valori in dan cm. FATTORI DI SICUREZZA PARZIALI PER LE PROPRIETA' DEI MATERIALI Gamma s (fattore di sicurezza parziale dell'acciaio da armatura) 1.15 Gamma c (fattore di sicurezza parziale del calcestruzzo) 1.60 FATTORI DI SICUREZZA PARZIALI PER LE AZIONI Gamma G1 inf. (pesi struttura, effetto favorevole) 1.00 Gamma G1 sup. (pesi struttura, effetto sfavorevole) 1.30 Gamma G2 inf. (permanenti portati, effetto favorevole) 0.00 Gamma G2 sup. (permanenti portati, effetto sfavorevole)

91 Gamma Q inf. (azioni variabili, effetto favorevole) 0.00 Gamma Q sup. (azioni variabili, effetto sfavorevole) 1.50 COEFFICIENTI DI COMBINAZIONE DEI CARICHI VARIABILI PER STATI LIMITE DI ESERCIZIO Combinazioni rare 1.00 Combinazioni frequenti 0.50 Combinazioni quasi permanenti 0.30 GEOMETRIA DELLE SEZIONI INIZIALI n. 1 sezione rettangolare H B 50.0 Cs 3.0 Ci 3.0 GEOMETRIA DELLE CAMPATE luce sezione altezza finale Y asse campata n campata n campata n CARATTERISTICHE DEGLI APPOGGI appoggio n. nome ampiezza coeff. elastico verticale E+00 diretto E+00 diretto E+00 diretto E+00 diretto CARATTERISTICHE DEI MATERIALI Resistenza caratteristica cubica del calcestruzzo Rck= 300 Tensione di snervamento caratteristica dell'acciaio fyk= 4500 Valore finale del coefficiente di viscosità (EC2 Tab.3.3)= 3 Valore finale della deformazione di ritiro (EC2 Tab.3.4)= Schema statico AZIONI CARATTERISTICHE APPLICATE ALLA TRAVE CAMPATA n. 1 peso della trave carico uniforme permanente struttura permanente portato variabile CAMPATA n. 2 peso della trave carico uniforme permanente struttura permanente portato variabile CAMPATA n. 3 peso della trave carico uniforme permanente struttura permanente portato variabile Diagramma dei momenti (dan*cm) -3.0E06-1.0E06 2.0E06 4.0E06 3Ø16 3Ø16 1Ø16 3Ø16 1Ø16 3Ø16 3Ø16 3Ø16 1Ø Ø16 1Ø16 1Ø16

92 Diagramma dei tagli (dan) -2.5E04-1.5E04-5.0E03 5.0E03 1.5E04 2.5E04 2Ø8/13 Deformata condizione 2Ø8/13 quasi permanente (cm) 2Ø8/13-7.0E E-02 OUTPUT CAMPATE (momenti in kn*cm, tagli in kn, apertura fessure in mm). campata n. 1 tra gli appoggi - sezione n. 1 stati limite ultimi x Asup cs Ainf ci Mela MEd MRd x/d Ast Afp+ Afp- VRcd VEd VEd.rid VRd VRsd teta stati limite di esercizio x Mese.R sc.r sf.r Mese.QP sc.qp srmi wkir wkif wkiqp srms wksr wksf wksqp fg.r ff.r fg.qp ff.qp f.c l/f.c campata n. 2 tra gli appoggi - sezione n. 1 stati limite ultimi x Asup cs Ainf ci Mela MEd MRd x/d Ast Afp+ Afp- VRcd VEd VEd.rid VRd VRsd teta

93 stati limite di esercizio x Mese.R sc.r sf.r Mese.QP sc.qp srmi wkir wkif wkiqp srms wksr wksf wksqp fg.r ff.r fg.qp ff.qp f.c l/f.c campata n. 3 tra gli appoggi - sezione n. 1 stati limite ultimi x Asup cs Ainf ci Mela MEd MRd x/d Ast Afp+ Afp- VRcd VEd VEd.rid VRd VRsd teta stati limite di esercizio x Mese.R sc.r sf.r Mese.QP sc.qp srmi wkir wkif wkiqp srms wksr wksf wksqp fg.r ff.r fg.qp ff.qp f.c l/f.c REAZIONI VINCOLARI (dan) ULTIME RARE FREQUENTI QUASI PERMANENTI appoggio n. nome massima minima massima minima massima minima massima minima Stabilità del pendio (sezione in corrispondenza di palificata tipologia 2) 8.1 Introduzione e descrizione degli interventi La stabilità del pendio è stata fatta in corrispondenza della sezione del versante nel quale verrà traslata la palificata in legno esistente, per consentire la realizzazione della prosecuzione della berlinese a tergo del muro esistente in pietra a protezione della strada S.P.26 in completamento di quelle esistenti, così come indicata all'interno degli elaborati grafici; è una sezione che, originariamente, non è stata interessata direttamente dai movimenti franosi, ma è stata oggetto di un eccessivo abbattimento della vegetazione presente, che ha portato a scopertura il materiale detritico sottostante e lo ha esposto all azione erosiva degli agenti atmosferici: pertanto, ad oggi, anch essa presenta ancora un abbondante strato di detrito superficiale potenzialmente instabile. 89

94 L intervento strutturale è stato dimensionato, a favore di sicurezza, ipotizzando che la nuova berlinese sostituisse l azione di sostegno del muro esistente in pietra; nella verifica di stabilità del pendio, tuttavia, sono state modellate entrambe le opere, poiché costituiscono insieme una barriera molto rigida che non può di fatto essere interessata da superfici di scivolamento. Sopra la nuova palificata verrà posizionata una rete metallica a protezione del materiale superficiale che comunque potrebbe ancora franare dal pendio. La palificata in legno verrà ricostruita a monte, per ovviare allo sbancamento che si verrà a creare dopo la rimozione di quella esistente, che per altro, è bene ricordare che ingloba anche una cisterna in ferro a servizio di un rustico presistente prima degli eventi franosi; in tal modo si eviterà un ulteriore alla base del pendio. Sopra la nuova palificata vi verrà posizionata una rete metallica a protezione del materiale superficiale che comunque potrebbe ancora franare. All intervento strutturale, ovviamente, è stata associata anche una ri-vegetazione programmata su tutta la superficie di frana, in modo tale da ricreare le condizioni per lo sviluppo degli strati superficiali del terreno (humus e lettiera) necessari per proteggere dall erosione lo strato detritico completamente fratturato. Non potendo intervenire più rapidamente tramite idrosemina, poiché l area ricade in zona SIC e quindi proibito dalle norme del Parco di Montemarcello Magra, si è ritenuto opportuno ipotizzare un intervento di rinforzo corticale di tutta l area, a protezione delle superfici di scivolamento superficiali che potrebbero crearsi in condizioni di saturazione e quindi permanenza di un livello coesivo piuttosto basso del terreno, quale quello modellato; in tal modo, infatti, i movimenti di scivolamento potrebbero essere bloccati lungo il versante dalle reti chiodate. La verifica del sistema di rinforzo corticale è stata effettuata considerando che debba trattenere il volume di terreno medio mobilizzato da una delle superfici di scivolamento che potrebbero verificarsi in condizioni di saturazione, prima della rivegetazione dell area. Per le verifiche di tale sistema si rimanda alla relazione geologica allegata al presente progetto a firma del Dott. Geol. P. Petri. Nei paragrafi successivi sono illustrate le modalità di studio, le ipotesi effettuate e le analisi svolte, sia nelle condizioni attuali, che nelle condizioni post intervento, al fine di verificare l'adeguatezza dell'intervento proposto. 8.2 Modalità di studio Il pendio è stato modellato semplificando la superficie topografica a un piano inclinato privo di rugosità: si ritiene accettabile tale semplificazione per il dimensionamento delle opere strutturali di progetto; le verifiche effettuate per il dimensionamento del sistema di rinforzo corticale sono state effettuate considerando l'effettiva rugosità topografica della superficie. Gli strati sottostanti la superficie sono stati modellati come paralleli alla superficie. La stabilità del pendio è stata fatta pre e post intervento,in particolare: - l'analisi pre intervento è servita per capire dove si generano, a che profondità arrivano e la loro interazione con il muro in pietra esistente a protezione della S.P.26, le superfici di scivolamento con fattore di sicurezza inferiori a 1.1, ovvero quelle da cui cautelarsi a norma di legge e in base alle quali dimensionare l'intervento; - l'analisi post intervento è servita per verificare che nessuna superficie di scivolamento potesse scalzare al piede l'opera di sostegno e interessare quindi la S.P.26 e valutare le restanti condizioni di instabilità. Le analisi sono state fatte in condizioni di saturazione dello strato di detrito superficiale, poiché i fenomeni di scivolamento superficiale già verificatisi hanno mostrato che queste sono le condizioni necessarie affinché s'inneschi tale tipologia di processo geomorfologico: infatti le argilliti sottostanti, a contatto con l'acqua più difficilmente vanno incontro a saturazione e in effetti durante gli eventi franosi del 2010 è stato solo lo strato detritico superficiale a cedere una volta raggiunta la saturazione; va tuttavia evidenziato come tale argilliti, una volta emerse in superficie, vanno incontro a forti fenomeni di erosione, pertanto risulta fondamentale intervenire a livello di riassetto vegetazionale per evitare nel tempo la creazione di un nuovo strato superficiale indebolito, potenzialmente soggetto a dissesto. Il valore di coesione efficace c associato allo strato superficiale è stato lasciato in condizioni di saturazione poiché, come indicato all interno della relazione geologica allegata al presente progetto, è il valore minimo che comunque permane in tale strato anche a seguito della presenza dell acqua. La sistemazione dell assetto vegetazionale, comunque, incrementerà sicuramente tale valore, andando a proteggere ulteriormente il substrato detritico altamente fratturato rallentandone il raggiungimento della saturazione, che pertanto potrà avvenire ma soltanto in occasione di eventi piovosi prolungati ed 90

95 eccezionali; pertanto le verifiche effettuate sono da ritenersi cautelative, ma ragionevoli in virtù del fatto che eventi di tale portata si sono verificati negli ultimi anni. Nei paragrafi specifici dove sono riportate le analisi vere e proprie sono illustrate anche tutte le considerazioni fatte in ciascun caso Il software SSAP2010 Per una descrizione del Software SSAP utilizzato si rimanda direttamente al paragrafo della presente relazione Ipotesi effettuate Per una descrizione delle ipotesi di base effettuate si rimanda direttamente al paragrafo della presente relazione. 8.3 Analisi di stabilità ante operam Nell analisi di stabilità ante operam non è stata modellata la palificata doppia in legno esistente, poiché inglobando una cisterna di raccolta delle acque piovane, al momento di dimensioni ancora ignote, non è dato sapere in che misura sia attiva: pertanto, a favore di sicurezza, si è scelto di modellare la sezione come se quest opera non fosse presente. L'immagine seguente riporta i risultati ottenuti con quest'analisi: delle 500 superfici che sono state fatte ricercare, ben 126 hanno il fattore di sicurezza inferiore a 1,1, pertanto non possono ritenersi stabili ai sensi delle NTC; tali superfici interessano soltanto lo strato detritico superficiale, non vanno ad interessare le argilliti sottostanti, ma tuttavia vanno ad incidere direttamente sulla sicurezza della S.P.26. Nell'ingrandimento seguente si riporta un ingrandimento di dettaglio delle superfici individuate, così classificate: - in rosso la superficie con coefficiente di sicurezza minimo, pari a 0.73; - in nero le superfici con coefficiente compreso tra il valore minimo e 0.9; - in marrone le superfici con fattore di sicurezza compreso tra 0.9 e 1; - in verde quelle con fattore di sicurezza compreso tra 1 e 1.09; In generale si può notare che la distribuzione delle superfici è piuttosto omogenea, ma che le superfici con coefficiente di sicurezza minore, compresa la minima in assoluto, interessano direttamente la base del pendio, pertanto su queste è opportuno intervenire. Quest ultime sono quindi quelle che con l intervento di progetto si andranno ad eliminare, diminuendo così la pericolosità a cui è esposta la strada provinciale. 91

96 Nell'immagine seguente si riporta un ulteriore ingrandimento in cui sono rese visibili soltanto le 10 superfici peggiori di ciascuna classe considerata, al fine di rendere più comprensibile il grafico e il loro andamento. Per quanto riguarda le superfici disposte più a monte lungo il pendio, tuttavia c è da considerare che in realtà la superficie dello stesso è molto più disconnessa di quella semplificata nella modellazione e che la sistemazione del versante in esame, oltre la vegetazione, una volta effettuate le operazioni di pulizia preliminare, andrà ad intervenire anche con rafforzamenti locali studiati ad hoc per le criticità che si evidenzieranno legate proprio a tali disconnessioni topografiche. dati di input modellazione PARAMETRI DEL MODELLO DEL PENDIO PARAMETRI GEOMETRICI - Coordinate X Y (in m) SUP T. SUP 2 SUP 3 SUP 4 X Y X Y X Y X Y SUP 5 SUP 6 SUP 7 SUP 8 X Y X Y X Y X Y SUP FALDA

97 X Y (in m) GESTIONE ACQUIFERI Strati esclusi da acquifero: STRATO 2 STRATO 3 STRATO 4 STRATO 5 Esclusione sovraccarico pendio sommerso: NON ATTIVATA Peso unitario fluido (kn/m^3): 9.81 Parametri funzione dissipazione superficiale pressione dei fluidi: Coefficiente A 0 Coefficiente K Pressione minima fluidi Uo_Min (kpa) 0.01 Coefficiente di soprapressione oltre pressione hidrostatica1.00 Limitazione dissipazionea a Pressione Idrostatica = ATTIVA STABILITE CONDIZIONI PER LA VERIFICA CON SOVRAPPRESSIONE ACQUIFERI CON DISSIPAZIONE IN DIREZIONE DELLA SUPERFICIE PARAMETRI GEOMECCANICI fi` C` Cu Gamm Gamm_sat STR_IDX sgci GSI mi D STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO Note: fi` Angolo di attrito interno efficace(in gradi) C` Coesione efficace (in Kpa) Cu Resistenza al taglio Non drenata (in Kpa) Gamm Peso di volume terreno fuori falda (in KN/m^3) Gamm_sat Peso di volume terreno immerso (in KN/m^3) STR_IDX Indice di resistenza (usato in solo in 'SNIFF SEARCH) (adimensionale) ---- SOLO Per AMMASSI ROCCIOSI FRATTURATI - Parametri Criterio di Rottura di Hoek (2002)- sigci Resistenza Compressione Uniassiale Roccia Intatta (in MPa) GSI Geological Strenght Index ammasso(adimensionale) mi Indice litologico ammasso(adimensionale) D Fattore di disturbo ammasso(adimensionale) Fattore di riduzione NTC2008 gammaphi=1.25 e gammac= DISATTIVATO (solo per ROCCE) INFORMAZIONI GENERAZIONE SUPERFICI RANDOM *** PARAMETRI PER LA GENERAZIONE DELLE SUPERFICI METODO DI RICERCA: SNIFF RANDOM SEARCH - Borselli (1997) FILTRAGGIO SUPERFICI : ATTIVATO COORDINATE X1,X2,Y OSTACOLO :

98 LUNGHEZZA MEDIA SEGMENTI (m): 0.5 (+/-) 50% INTERVALLO ASCISSE RANDOM STARTING POINT (Xmin.. Xmax): LIVELLO MINIMO CONSIDERATO (Ymin): 0.00 INTERVALLO ASCISSE AMMESSO PER LA TERMINAZIONE (Xmin.. Xmax): *** TOTALE SUPERFICI GENERATE : INFORMAZIONI PARAMETRI DI CALCOLO METODO DI CALCOLO : BORSELLI (Borselli, 2016) COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kh : COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kv (assunto Positivo): COEFFICIENTE c=kv/kh UTILIZZATO : FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE IN TESTA (kn/m): 0.00 FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE ALLA BASE (kn/m): 0.00 N.B. Le forze orizzontali addizionali in testa e alla base sono poste uguali a 0 durante le tutte le verifiche globali. I valori >0 impostati dall'utente sono utilizzati solo in caso di verifica singola dati di otput modellazione * DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * Fattore di sicurezza (FS) Min. - X Y Lambda=

104 Fattore di sicurezza (FS) N X Y Lambda= ANALISI DEFICIT DI RESISTENZA # DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * # Analisi Deficit in riferimento a FS(progetto) = Sup N. FS FTR(kN/m) FTA(kN/m) Bilancio(kN/m) ESITO 100

105 Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Esito analisi: DEFICIT di RESISTENZA! Valore massimo di DEFICIT di RESITENZA(kN/m): Note: FTR --> Forza totale Resistente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) FTA --> Forza totale Agente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) IMPORTANTE! : Il Deficit o il Surplus di resistenza viene espresso in kn per metro di LARGHEZZA rispetto al fronte della scarpata TABELLA PARAMETRI CONCI DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx alpha W ru U phi' (c',cu) (m) (m) ( ) (kn/m) (-) (kpa) ( ) (kpa)

106

107 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio W(kN/m) : Forza peso concio ru(-) : Coefficiente locale pressione interstiziale U(kPa) : Pressione totale dei pori base concio phi'( ) : Angolo di attrito efficace base concio c'/cu (kpa) : Coesione efficace o Resistenza al taglio in condizioni non drenate TABELLA DIAGRAMMA DELLE FORZE DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X ht yt yt' E(x) T(x) E' rho(x) FS_FEM FS_p-qFEM (m) (m) (m) (--) (kn/m) (kn/m) (kn) (--) (--) (--) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

111 E E E E E E E E E LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio ht(m) : Altezza linea di thrust da nodo sinistro base concio yt(m) : coordinata Y linea di trust yt'(-) : gradiente pendenza locale linea di trust E(x)(kN/m) : Forza Normale interconcio T(x)(kN/m) : Forza Tangenziale interconcio E' (kn) : derivata Forza normale interconcio Rho(x) (-) : fattore mobilizzazione resistenza al taglio verticale interconcio ZhU et al.(2003) FS_FEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by qfem FS_p-qFEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by p-qfem Procedure TABELLA SFORZI DI TAGLIO DISTRIBUITI LUNGO SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx dl alpha TauStress TauF (m) (m) (m) ( ) (kpa) (kn/m)

112

113 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio dl(m) : lunghezza base concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio TauStress(kPa) : Sforzo di taglio su base concio TauF (kn/m) : Forza di taglio su base concio Analisi di stabilità post operam L'immagine seguente, riporta i risultati ottenuti con quest'analisi: delle 500 superfici che sono state fatte ricercare, ancora 66 hanno il fattore di sicurezza inferiore a 1,1, pertanto non possono ritenersi stabili ai sensi delle NTC:tali superfici, tuttavia, allo stato attuale non ve n'è alcuna che attraversa la paratia di micropali progettata per proteggere la viabilità e il muro esistente in pietra. L'opera, pertanto può ritenersi efficace; tuttavia c è da analizzarein dettaglio la permanenza delle superfici che si generano a monte dei pali. Le superfici individuate, sono state ancora così classificate: - in rosso la superficie con coefficiente di sicurezza minimo, pari a 0.75; - in nero le superfici con coefficiente compreso tra il valore minimo e 0.9; 109

114 - in marrone le superfici con fattore di sicurezza compreso tra 0.9 e 1; - in verde quelle con fattore di sicurezza compreso tra 1 e 1.09; Le superfici sono ancora uniformemente distribuite lungo il versante, non ci sono particolari concentrazioni specifiche di valori di coefficienti di sicurezza, come dimostrano le immagini seguenti che riportano gli ingrandimenti delle varie classi. 110

115 Per il contenimento di tali superfici, che si svilupperanno solo in condizioni sature del terreno prima che il riassetto vegetazionale, con il conseguente miglioramento delle condizioni del sottobosco, sarà sufficiente a portare a verifica anche la maggior parte delle stesse, si rimanda alla verifica del sistema di rinforzo corticale riportata all'interno della relazione geologica allegata al presente progetto. dati di input modellazione PARAMETRI GEOMETRICI - Coordinate X Y (in m) SUP T. SUP 2 SUP 3 SUP 4 X Y X Y X Y X Y SUP 5 SUP 6 SUP 7 SUP 8 X Y X Y X Y X Y

116 SUP 9 SUP 10 SUP 11 SUP 12 X Y X Y X Y X Y SUP FALDA X Y (in m) GESTIONE ACQUIFERI Strati esclusi da acquifero: STRATO 2 STRATO 3 STRATO 4 STRATO 5 STRATO 6 STRATO 7 STRATO 8 STRATO 9 STRATO 10 Esclusione sovraccarico pendio sommerso: NON ATTIVATA Peso unitario fluido (kn/m^3): 9.81 Parametri funzione dissipazione superficiale pressione dei fluidi: Coefficiente A 0 Coefficiente K Pressione minima fluidi Uo_Min (kpa) 0.01 Coefficiente di soprapressione oltre pressione hidrostatica1.00 Limitazione dissipazionea a Pressione Idrostatica = ATTIVA STABILITE CONDIZIONI PER LA VERIFICA CON SOVRAPPRESSIONE ACQUIFERI CON DISSIPAZIONE IN DIREZIONE DELLA SUPERFICIE PARAMETRI GEOMECCANICI

117 fi` C` Cu Gamm Gamm_sat STR_IDX sgci GSI mi D STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO STRATO Note: fi` Angolo di attrito interno efficace(in gradi) C` Coesione efficace (in Kpa) Cu Resistenza al taglio Non drenata (in Kpa) Gamm Peso di volume terreno fuori falda (in KN/m^3) Gamm_sat Peso di volume terreno immerso (in KN/m^3) STR_IDX Indice di resistenza (usato in solo in 'SNIFF SEARCH) (adimensionale) ---- SOLO Per AMMASSI ROCCIOSI FRATTURATI - Parametri Criterio di Rottura di Hoek (2002)- sigci Resistenza Compressione Uniassiale Roccia Intatta (in MPa) GSI Geological Strenght Index ammasso(adimensionale) mi Indice litologico ammasso(adimensionale) D Fattore di disturbo ammasso(adimensionale) Fattore di riduzione NTC2008 gammaphi=1.25 e gammac= DISATTIVATO (solo per ROCCE) INFORMAZIONI GENERAZIONE SUPERFICI RANDOM *** PARAMETRI PER LA GENERAZIONE DELLE SUPERFICI METODO DI RICERCA: SNIFF RANDOM SEARCH - Borselli (1997) FILTRAGGIO SUPERFICI : ATTIVATO COORDINATE X1,X2,Y OSTACOLO : LUNGHEZZA MEDIA SEGMENTI (m): 0.5 (+/-) 50% INTERVALLO ASCISSE RANDOM STARTING POINT (Xmin.. Xmax): LIVELLO MINIMO CONSIDERATO (Ymin): 0.00 INTERVALLO ASCISSE AMMESSO PER LA TERMINAZIONE (Xmin.. Xmax): *** TOTALE SUPERFICI GENERATE : INFORMAZIONI PARAMETRI DI CALCOLO METODO DI CALCOLO : MORGENSTERN - PRICE (Morgenstern & Price, 1965) COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kh : COEFFICIENTE SISMICO UTILIZZATO Kv (assunto Positivo): COEFFICIENTE c=kv/kh UTILIZZATO : FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE IN TESTA (kn/m): 0.00 FORZA ORIZZONTALE ADDIZIONALE ALLA BASE (kn/m): 0.00 N.B. Le forze orizzontali addizionali in testa e alla base sono poste uguali a 0 durante le tutte le verifiche globali. I valori >0 impostati dall'utente sono utilizzati solo in caso di verifica singola 113

118 dati di output modellazione * DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * Fattore di sicurezza (FS) Min. - X Y Lambda= Fattore di sicurezza (FS) N.2 -- X Y Lambda=

124 Fattore di sicurezza (FS) N X Y Lambda=

125 ANALISI DEFICIT DI RESISTENZA # DATI RELATIVI ALLE 10 SUPERFICI GENERATE CON MINOR Fs * # Analisi Deficit in riferimento a FS(progetto) = Sup N. FS FTR(kN/m) FTA(kN/m) Bilancio(kN/m) ESITO Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Deficit Esito analisi: DEFICIT di RESISTENZA! Valore massimo di DEFICIT di RESITENZA(kN/m): Note: FTR --> Forza totale Resistente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) FTA --> Forza totale Agente rispetto alla superficie di scivolamento (componente Orizzontale) IMPORTANTE! : Il Deficit o il Surplus di resistenza viene espresso in kn per metro di LARGHEZZA rispetto al fronte della scarpata TABELLA PARAMETRI CONCI DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx alpha W ru U phi' (c',cu) (m) (m) ( ) (kn/m) (-) (kpa) ( ) (kpa)

126

127 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio W(kN/m) : Forza peso concio ru(-) : Coefficiente locale pressione interstiziale U(kPa) : Pressione totale dei pori base concio phi'( ) : Angolo di attrito efficace base concio c'/cu (kpa) : Coesione efficace o Resistenza al taglio in condizioni non drenate TABELLA DIAGRAMMA DELLE FORZE DELLA SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X ht yt yt' E(x) T(x) E' rho(x) FS_FEM FS_p-qFEM (m) (m) (m) (--) (kn/m) (kn/m) (kn) (--) (--) (--) E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

128 E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E

129 E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E E LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio ht(m) : Altezza linea di thrust da nodo sinistro base concio yt(m) : coordinata Y linea di trust 125

130 yt'(-) : gradiente pendenza locale linea di trust E(x)(kN/m) : Forza Normale interconcio T(x)(kN/m) : Forza Tangenziale interconcio E' (kn) : derivata Forza normale interconcio Rho(x) (-) : fattore mobilizzazione resistenza al taglio verticale interconcio ZhU et al.(2003) FS_FEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by qfem FS_p-qFEM(x) (-) : fattore di sicurezza locale stimato (locale in X) by p-qfem Procedure TABELLA SFORZI DI TAGLIO DISTRIBUITI LUNGO SUPERFICIE INDIVIDUATA CON MINOR FS X dx dl alpha TauStress TauF (m) (m) (m) ( ) (kpa) (kn/m)

131 LEGENDA SIMBOLI X(m) : Ascissa sinistra concio dx(m) : Larghezza concio dl(m) : lunghezza base concio alpha( ) : Angolo pendenza base concio TauStress(kPa) : Sforzo di taglio su base concio TauF (kn/m) : Forza di taglio su base concio Accettabilità dei risultati Il calcolo della paratia è stato eseguito mediante un programma agli elementi finiti e precisamente SPW (distribuito dalla Geostru Software) che ha verificato la validità, ai sensi della normativa vigente, delle impostazioni progettuali definite dall utente per ogni elemento strutturale e per le strutture nel loro complesso. L'analisi di stabilità del pendio è stata eseguita per mezzo del programma freeware SSAP (Slope Stability Analysis Program) nella versione (2013) prodotto dal Dr. Geol. L.Borselli ( La verifica del cordolo in cemento armato posto in testa alla berlinese è stata eseguita mediante un programma agli elementi finiti e precisamente l'applicativo Beam-cad del programma Sismicad 12.5 della Concrete s.r.l. Le sottoscritte progettiste delle strutture, ai fini della stesura degli elaborati progettuali, dichiarano l accettabilità dei risultati dell analisi strutturale eseguita mediante elaboratore e che tale accettabilità è stata valutata attraverso: 127

132 l analisi e la verifica del corretto comportamento del modello di calcolo adottato; la verifica della corretta soluzione dal punto di vista numerico. Da un analisi dell elaborazione condotta, le sottoscritte ritengono, quale valutazione complessiva dell attendibilità dei risultati dell analisi strutturale, che gli stessi siano attendibili, visto: la possibilità di modellare le strutture in perfetta aderenza con la situazione di progetto; l aderenza delle condizioni di vincolo simulate con i vincoli realmente eseguibili in opera; un solutore di calcolo, fornito dalla casa software, affidabile e ufficialmente riconosciuto, impiegato già da molti anni in Italia; i risultati di calcolo impostati in una chiara forma di lettura che consentono l effettuazione da parte del sottoscritto di verifiche manuali di confronto. Alla luce di quanto sopra si ritiene pertanto che i risultati dell analisi strutturale siano attendibili e veritieri per ciò che concerne il comportamento reale della struttura. 10 Stralcio dei Piani di Bacino Lo stralcio dei Piani di Bacino della Spezia Ambito 20, nella fattispecie lo stralcio della Carta di Suscettività al Dissesto dei Versanti e della Carta del Reticolo Idrografico Principale sono riportate qui di seguito. Estratto della Carta della Suscettività al Dissesto dei Versanti - Piani di Bacino ambito 20 Golfo della Spezia 128

133 Carta del Reticolo Idrografico Principale 11 Materiali di risulta e volumi di scavo Il progetto non prevede particolari movimentazioni di terra; nel caso emergesse la necessità di effettuare qualsivoglia tipo di scavo i relativi materiali di risulta saranno portati ad apposita discarica. 129

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