REVISIONE PROGETTO PRELIMINARE

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1 MESSA IN SICUREZZA DEL VERSANTE FRANOSO NEL COMUNE DI CALICE AL CORNOVIGLIO - LOCALITA' VILLAGROSSA via Sansovino Milano Tel.: Fax: sca@sca.fastwebnet.it Comune di Calice al Cornoviglio Provincia di La Spezia REVISIONE PROGETTO PRELIMINARE Relazione di predimensionamento delle opere Marzo Emissione per consegna Data n Descrizione Approvato

2 INDICE 1 PREMESSA NORMATIVA DI RIFERIMENTO CARATTERISTICHE DEI MATERIALI UTILIZZATI PARAMETRI GEOTECNICI DI RIFERIMENTO CARATTERIZZAZIONE SISMICA VERIFICHE DI STABILITA DEL PENDIO Verifiche di stabilità con le NTC Ipotesi di calcolo Frana di valle Frana di monte con opera di sostegno DIMENSIONAMENTO DEI CAVALLETTI DI PALI DIMENSIONAMENTO DELLA BERLINESE DI PALI TRIVELLATI di 20

3 1 PREMESSA La presente relazione è redatta su incarico del comune di Calice al Cornoviglio (SP) e riguarda il dimensionamento preliminare degli interventi di completamento che verranno realizzati per la messa in sicurezza della frana in località Villagrossa. 3 di 20

4 2 NORMATIVA DI RIFERIMENTO Il dimensionamento delle opere è stato eseguito nel rispetto delle seguenti norme e raccomandazioni: D.M. LL.PP. del 11/03/1988. Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione; Decreto Ministeriale del 14 gennaio 2008: Approvazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni, G.U. n.29 del , Supplemento Ordinario n.30. Circolare 2 febbraio 2009, n Istruzioni per l applicazione delle Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio Eurocodice ; O.P.C.M. n 3274, 8 maggio Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica; D.M. 14 Settembre Norme Tecniche per le costruzioni; O.P.C.M. n 3519, 28 aprile Criteri generali per l individuazione delle zone sismiche e la formazione e l aggiornamento degli elenchi e delle medesime zone; 4 di 20

5 3 CARATTERISTICHE DEI MATERIALI UTILIZZATI Cemento armato Classe di resistenza del calcestruzzo C25/30 Classe di esposizione XC2 Peso specifico calcestruzzo 25 [kn/m 3 ] Modulo elastico calcestruzzo [MPa] Acciaio per calcestruzzo armato B450C Tensione di snervamento 450 [MPa] Modulo elastico acciaio [MPa] Tiranti Acciaio armonico Modulo elastico acciaio [MPa] Tensione all 1% di allungamento 1670 [MPa] Tensione caratteristica 1860 [MPa] 5 di 20

6 4 PARAMETRI GEOTECNICI DI RIFERIMENTO Di seguito si riportano i parametri geotecnica utilizzati nelle analisi. Coltre di frana: kn/m 3 c 1 kn/m 2 Frana di monte 22.0 r u Formazione delle Argille e Calcari: 23 kn/m 3 c 63 kn/m Formazione Calcari di Groppo del Vescovo: 23 kn/m 3 c 48 kn/m dove: = peso di volume naturale; = angolo d'attrito; c = coesione drenata; ru= coefficiente di pressione interstiziale; 6 di 20

7 5 CARATTERIZZAZIONE SISMICA La normativa (NTC/08) dà la possibilità di effettuare la verifica di stabilità tramite analisi di tipo pseudo-statico considerando quindi l azione sismica come una forza statica equivalente pari al prodotto delle forze di gravità per un opportuno coefficiente sismico valutato in funzione della categoria di sottosuolo e in m funzione dell accelerazione su suolo rigido ag[g] (tabella 7.11.II delle NTC/08). Nelle verifiche allo Stato Limite Ultimo, i valori dei coefficienti sismici orizzontale e verticale per le analisi di stabilità si possono calcolare con: k h amax g] [ m ; kv 0. 5 k h (formule delle NTC/08) g In tabella si riportano i valori dei coefficienti calcolati, che verranno utilizzati per le verifiche di stabilità del pendio in funzione dei vari parametri già citati nella relazione generale. Categoria Ss ST ag[g] m amax[g] Kh kv sottosuolo SLV B Tabella 5.1 Valori di Kh e Kv per le verifiche di stabilità del pendio Nel caso invece delle berlinesi di pali di grande diametro e micropali, il valore dell accelerazione equivalente ah può essere legato all accelerazione di picco dalla a h k h g a max ;(formula delle NTC/08) mentre la forza verticale si può trascurare. e tengono conto rispettivamente della deformabilità del terreno e della capacità dell opera a subire spostamenti. Nel nostro caso si considera pari a 0.9 e pari a 0.5 (figg e NTC). In tabella si riportano i valori dei coefficienti calcolati, che verranno utilizzati per le verifiche delle berlinesi in funzione dei vari parametri già citati nella relazione generale. Categoria Ss ST ag[g] amax[g] Kh kv sottosuolo SLV B Tabella 5.2 Valori di Kh e Kv per le verifiche di stabilità delle berlinesi 7 di 20

8 6 VERIFICHE DI STABILITA DEL PENDIO 6.1 Verifiche di stabilità con le NTC 08 Per le verifiche di stabilità del pendio si fa riferimento al paragrafo delle NTC, dove si specifica che il livello di sicurezza può esprimersi come rapporto tra resistenza al taglio disponibile (presa con il suo valore caratteristico) e sforzo di taglio mobilitato lungo la superficie di scorrimento. Nelle stesse norme si specifica che il grado di sicurezza accettabile, deve essere scelto dal progettista a seguito di considerazioni tecniche. Per le verifiche sismiche si fa riferimento a quanto riportato nel paragrafo delle NTC e nello stesso punto della circolare di applicazione del febbraio 2009, nella quale si specifica che per i pendii naturali le verifiche di sicurezza devono essere effettuate utilizzando i valori caratteristici delle proprietà meccaniche dei terreni (pertanto ai parametri geotecnici del terreno non devono essere applicati i coefficienti parziali di riduzione). Per quanto detto, sulla base dei dati disponibili, dei metodi di calcolo che si adottano, e sulle conseguenze dell attività di frana, si adotta un coefficiente di sicurezza Fs pari a 1.3 in condizioni statiche, e maggiore di 1.1 in condizioni sismiche. Tuttavia, per il dimensionamento degli interventi si ritiene opportuno valutare il grado di sicurezza anche sulla base delle combinazioni di carico previste dalle stesse norme, ovvero con le combinazioni A1+M1 e A2+M2. Pertanto utilizzando la combinazione A1+M1, ed in assenza di azioni variabili, una volta verificato che le azioni resistenti siano maggiori delle azioni mobilitanti, si assume in pratica che il livello di sicurezza sia pari a 1.3. In pratica la verifica dovrebbe effettuarsi moltiplicando le forze mobilitanti per un fattore pari a 1.3, e dividendo tale prodotto per le forze resistenti; ciò equivale ad assicurare che il fattore di sicurezza Fs risulti maggiore di 1.3 Viene effettuata anche la combinazione A2+M2, anche se non specificatamente richiesta per l analisi di stabilità del pendio, per verificare la sensibilità del sistema alla variazione di resistenza del terreno; in questo caso si accetta un valore di Fs maggiore di 1.1. Infine l analisi sismica viene effettuata utilizzando i parametri caratteristici del terreno. In tabella si riportano i parametri riassuntivi caratteristici per le analisi 8 di 20

9 caso di verifica SLU-1 (A1+M1) SLU-2 (A2+M2) Valore di Ru* Statica / sismica F Permanenti ( G) Variabili ( Q) Sfavorevoli Favorevoli Sfavorevoli Favorevoli M tan( ') 0.25 statica statica SLU sismica Nota: *nel paragrafo successivo si chiarisce il valore di Ru Tabella 6.1 Fattori parziali nelle diverse combinazioni di carico c' 6.2 Ipotesi di calcolo Con gli interventi previsti si prevede di aumentare la forza resistente disponibile (opere strutturali) e diminuire il valore delle pressioni interstiziali nel terreno in frana (piazzole drenanti). SI ipotizza di portare il valore di ru (dato dal rapporto pressioni dell acqua e sforzo totale agente alla base di un concio di riferimento) dal valore di 0.38 critico (vedasi anche Relazione geologica in allegato) ad un valore minimo di Le verifiche di stabilità sono state eseguite col metodo all'equilibrio Limite con il programma di calcolo Slide elaborato da "RocScience". La stima del fattore di sicurezza del pendio con il metodo all'equilibrio Limite consiste nello studiare l'equilibrio di un corpo rigido, limitato dal pendio e da una superficie di scorrimento di forma qualsiasi (linea retta, arco di circonferenza, spirale logaritmica). Da tale equilibrio sono calcolate le tensioni da taglio e confrontate con la resistenza disponibile, valutata secondo il criterio di rottura di Coulomb. Il loro rapporto fornisce il Fattore di Sicurezza FS. In particolare nel programma di calcolo si è utilizzato il metodo di Janbu semplificato, che oltre a poter analizzare superfici di scivolamento circolari, offre anche, rispetto ad altri metodi, la possibilità di esaminare superfici non circolari. Ai fini del calcolo, per quanto detto al paragrafo precedente, la verifica si ritiene soddisfatta quando si ha un fattore Fs pari 1.3 nella combinazione A1+M1, 1.0 nella combinazione A2+M2 e 1.1 nelle condizioni sismiche. Mentre nella combinazione A2+M2 e sismica, è stato considerato un valore di ru pari a 0.19, nella combinazione A1+M1 a favore di sicurezza è stata considerato un valore pari a 0.25, a simulare un degrado del sistema di drenaggio (su cui dovrà comunque essere effettuata tutta la manutenzione necessaria). Per la verifica è stata utilizzata la sezione geologica n 2, che interessa sia la frana di mone che di valle. 9 di 20

10 6.3 Frana di valle Di seguito nelle figure sono riportate le analisi nelle tre diverse combinazioni. Fig.6.1: Analisi di stabilità in condizioni statiche A1+M1 SLU1 Fig.6.2: Analisi di stabilità in condizioni statiche A2+M2 SLU2 10 di 20

11 Fig.6.3: Analisi di stabilità in condizioni sismiche SLU3 Si rileva dalle figure che il solo abbassamento della falda previsto non consente di ottenere 1.3 in condizioni statiche e di 1.1 in condizioni sismiche. Del resto sono state fate ipotesi cautelative riguardo l efficacia degli interventi di drenaggio. Per avere un fattore di sicurezza maggiore di 1.3 in condizioni statiche e di 1.1 in condizioni sismiche, occorrono opere di tipo strutturale. Lo spessore della frana di valle, mediamente pari a 25 m, richiederebbe l impiego di opere che attualmente sarebbero economicamente non sostenibili. Si è preferito pertanto prevedere interventi strutturali di sostegno per la frana di monte, che interessa più da vicino l abitato di Villagrossa, mentre verranno realizzate opere di presidio a protezione delle case in prossimità del ciglio della frana di valle. 11 di 20

12 6.4 Frana di monte con opera di sostegno Di seguito nelle figure sono riportate le analisi nelle tre diverse combinazioni. Fig.6.4: Analisi di stabilità in condizioni statiche A1+M1 SLU1 Fig.6.5: Analisi di stabilità in condizioni statiche A2+M2 SLU2 12 di 20

13 Fig.6.6: Analisi di stabilità in condizioni sismiche SLU3 L analisi è stata condotta per un valore di Ru pari a 0.25, nelle condizioni A1+M1 ed in presenza dell intervento con cavalletto di pali previsto. Come si può osservare dalla figura si ottiene il valore di Fs pari a 1.3 se l intervento strutturale è in grado di offrire un contributo di 1000 kn per metro di profondità fuori piano. Nella condizione A2+M2 l analisi è stata condotta per un valore di Ru pari a Come si può osservare dalla figura si ottiene un valore di Fs maggiore di 1.0. Nelle condizioni sismiche il fattore di sicurezza è maggiore 1.1 e quindi la verifica è soddisfatta anche in questo caso. 13 di 20

14 7 DIMENSIONAMENTO DEI CAVALLETTI DI PALI L intervento di sostegno previsto per la frana di monte è la realizzazione di una fascia di cavalletti di pali di grande diametro profondi 21 m, per una lunghezza complessiva di 56.6 m; in testa i pali sono collegati da una piastra in c.a. e tirantati ogni 3 metri con ancoraggi passivi che dovranno essere spinti fino al substrato roccioso intatto. Il dimensionamento preliminare dell intera opera è stato eseguito con un programma di calcolo ad elementi finiti (Plaxis 2D Version ). La modellazione del versante e delle opere è riportata nella figura seguente. Fig.7.1: Modellazione del cavalletto di pali e del tirante A partire dai parametri geotecnici forniti dallo studio geologico del Prof. Aiello (Aprile 2009), è stata eseguita una back analysis nel tentativo di ricreare l attuale condizione di instabilità del versante (Condizione di FS=1). Con i parametri ridotti della coltre in frana è stata simulata la realizzazione dell opera di progetto in condizioni sismiche; come è possibile osservare in Figura 8.2 il risultato ottenuto è un meccanismo di rottura passiva che coinvolge il terreno a monte dei cavalletti. 14 di 20

15 Fig.7.2: Modellazione del cavalletto di pali e del tirante Tale spinta è la massima azione che il terreno (con i parametri ridotti) può esercitare sull opera per cui si ritiene cautelativo il predimensionamento sotto queste condizioni di carico. Le sollecitazioni massime agenti sui pali sono nel seguito riportate: PALO MONTE PALO VALLE Fig. 7.3: Distribuzione del momento flettente sui pali Nella tabella seguente si riportano tutte le combinazioni delle sollecitazioni più gravose per gli elementi strutturali in progetto. i =1,3 m Ned [kn] Med [knm] Ted [kn] PALO DI MONTE PALO DI VALLE Tabella 7.1 Sollecitazioni agenti sul singolo elemento strutturale 15 di 20

16 Considerando la sezione circolare del palo di diametro 80 cm, realizzata in calcestruzzo di classe C25/30, con copriferro 5 cm e armata con 26 Ø30 longitudinali e staffe Ø12 a spirale con passo 12 cm, si ha: MRd = knm ; TRd = knm ; pertanto la sezione risulta verificata a pressoflessione e a taglio, in ogni stato di sollecitazione di progetto. Per quanto riguarda gli ancoraggi, la resistenza a trazione massima di un tirante a 6 trefoli (A=190mm2 per trefolo) è pari a1650 kn. L azione massima determinata dall analisi numerica è pari a kn/m (Fig.8.4) che, per un interasse di 3 m, equivale ad un tiro massimo di KN. Anche la verifica strutturale del tirante risulta soddisfatta. Fig.7.4: Distribuzione del momento flettente sui pali Infine si fa presente che oltre all utilizzo del valore di spinta passiva come azione dimensionante, anche l uso di parametri geotecnici ridotti (per la coltre in frana) risultano condizioni molto punitive per il dimensionamento dell opera. Nonostante tali assunzioni siano coerenti in fase di progettazione preliminare, bisogna prevedere un aggiornamento della caratterizzazione geotecnica che consenta una valutazione meno pessimistica delle caratteristiche geotecniche dei terreni in esame. 16 di 20

17 8 DIMENSIONAMENTO DELLA BERLINESE DI PALI TRIVELLATI La berlinese di pali trivellati di grande diametro (D=800 mm, interasse 2,4 m) viene impiegata per il contenimento di eventuali cedimenti in prossimità delle abitazioni poste ai margini del ciglio di monte della frana principale. Infatti i movimenti della frana causano detensionamento negli ammassi rocciosi che costituiscono il suolo di fondazione di queste abitazioni. L intervento inoltre costituisce un presidio che impedisce o quantomeno rallenta il fenomeno di retrogressione del movimento franoso. La verifica della struttura viene eseguita alla fase attuale di progettazione schematizzando il fenomeno del detensionamento come uno scavo equivalente: cioè se il detensionamento in termini numerici equivale alla diminuzione del contenimento laterale del suolo, lo stesso effetto può essere simulato con uno scavo. Per quantificarlo è possibile ipotizzare che il terreno non detensionato è caricato lateralmente con una spinta proporzionale al coefficiente di spinta a riposo ko, mentre una volta che è detensionato la spinta sia proporzionale al coefficiente di spinta attiva ka. Dalle sezioni geologiche il treno detensionato che interessa le fondazioni delle abitazioni è il Calcare del Groppo del Vescovo: si assume che dopo il detensionamento il materiale roccioso abbia perso in resistenza e sia caratterizzato da una coesione pari a 20 kpa e da un angolo di attrito pari a Pertanto si ha: ko = 1-sen = ka = 1-sen sen Si assume che l intervento con pali interessi uno spessore massimo z di terreno detensionato pari a 15 m. La differenza di carico laterale a tale profondità prima e dopo il detensionamento è pari a: k k z kpa h 0 a (con pari al peso di volume della roccia). Ai fini del calcolo, per simulare un detensionamento di 34.7 kpa, lo scavo massimo risulta pari a: 34.7 z 3m k 0 17 di 20

18 La determinazione delle sollecitazioni risultanti sugli elementi strutturali è stata effettuata mediante un analisi d interazione terreno-struttura, condotta con il software Paratie Plus 2014, sviluppato dalla HarpaCeas S.r.L. Di seguito si riportano gli andamenti del momento flettente e del taglio in condizione sismica, che risulta essere la più gravosa per l opera in progetto. Fig.8.1: Momento flettente - combinazione Sismica STR 18 di 20

19 Fig.8.2: Taglio - combinazione Sismica STR Dall analisi effettuata risultano: momento massimo MEd = x i = x 2.4 = kn m ; taglio massimo TEd =104.1 x i = x 2.4 = kn. Considerando la sezione circolare del palo di diametro 80 cm, realizzata in calcestruzzo di classe C25/30, con copriferro 5 cm e armata con 20 Ø20 longitudinali e staffe Ø12 a spirale con passo 20 cm, si ha: MRd = knm > knm ; TRd = knm > knm ; pertanto la sezione è verificata. 19 di 20

20 Inoltre, tenendo conto della vicinanza delle abitazioni, si è dimensionata l opera assumendo che non siano accettabili grandi spostamenti della stessa. Infatti, come riportato in figura seguente, gli spostamenti in condizioni di esercizio risultano essere inferiori a 7 mm. Fig.8.3: Spostamenti - combinazione SLE rara 20 di 20