COMPLETAMENTO IMPIANTO IDROVORO DI BONIFICA IDRAULICA

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1 CONSORZIO DI BONIFICA DELL EMILIA CENTRALE CORSO GARIBALDI N REGGIO EMILIA DIREZIONE@EMILIACENTRALE.IT TEL FAX CF M - PRG Rev. 1 del PROGETTO: INTERVENTI DI RIPRISTINO DELLA FUNZIONALITA' DEL NODO IDRAULICO DI MONDINE IN COMUNE DI MOGLIA (MN) GRAVEMENTE DANNEGGIATO DAGLI EVENTI SISMICI DEL MAGGIO 2012: COMPLETAMENTO IMPIANTO IDROVORO DI BONIFICA IDRAULICA Importo: ,00 Ente finanziatore: Regione Emilia Romagna Commissario Delegato emergenza sisma Tipologia Progetto Riferimento legislativo Comune Fattibilità Preliminare Definitivo Esecutivo Ordinanza n 47/2014 X intervento opere pubbliche n SECONDO STRALCIO COMPLETAMENTO IDROVORO ,00 Moglia (MN) ALLEGATI: Progettazione generale: Ing. Matteo Giovanardi Allegato n : Titolo: Progettazione paesaggistica: Dott. Aronne Ruffini Progettazione idraulica : Ing. Alessandro Di Leo 22 RELAZIONE GEOTECNICA Progettazione impianti elettrici: P.I. Mauro Bigliardi Coordinatore per la sicurezza: Geom. Enrico Gabbi Tavola n : Oggetto: Consulenza architettonica: Arch. Stefano Gorni Silvestrini Consulenza paesaggistica: Arch. Chiara Visentin Consulenza ambientale: Dott. Paolo Vincenzo Filetto Scala: Consulenza geologica per la cava: Dott.ssa Claudia Borelli Consulenza geologica: Dott. Mario Mambrini Consulenza archeologica: Dott.ssa Barbara Sassi Collaboratori: Geom. Riccardo Nicolini Geom. Ennio Montanari Dott. Fabrizio Gozzi P.I. Giuseppe Rossi Il Responsabile del Procedimento: Ing. Paola Zanetti Area progettazione: Codice Progetto: Codice CUP: Codice CIG: G24B Revisione progetto - elaborati Data Rev. Rev. Descrizione Redatto Verificato Data Progetto: Aggiornamento: UNI EN ISO 9001:2008 UNI EN ISO 14001:2004 OHSAS 18001:2007

2 1) Premessa Con riferimento: alla relazione geologica allegata al progetto preliminare redatta dallo studio Geo-Log a firma del Dott. Mario Mambrini redatta in Novembre 2012, che per l analisi diretta del sottosuolo ha incaricato la ditta Geoprogetti Srl con sede in Medolla (MO), titolare della concessione n del Ministero delle Infrastrutture e Trasporti per le prove geotecniche in situ, mentre per l indagine sismica lo studio C.G.A. di San Giovanni in Persiceto (BO), alla relazione geologica o quadro geomeccanico redatta dallo studio Geo-Log a firma del Dott. Mario Mambrini redatta in Luglio 2013, che per l analisi diretta del sottosuolo ha collaborato con la ditta Prove Penetrometriche Srl con sede in Castelnuovo Rangone (MO), titolare della concessione n del Ministero delle Infrastrutture e Trasporti per le prove geotecniche in situ, mentre per le prove di laboratorio con lo studio C.G.G. di Montale (PC), alle seguenti opere previste in questo secondo stralcio esecutivo: A) il cunicolo a piede d argine per il contenimento dei giunti di compensazione, B) il manufatto di scarico in c.a. nell alveo del Fiume Secchia, C) il ringrosso arginale per il passaggio del viadotto di Via Argine Secchia. la presente relazione geotecnica si propone di: descrivere le indagini e le prove geotecniche in sito, caratterizzare e modellare il terreno dal punto di vista geotecnico e sismico, verificare esecutivamente la sicurezza e le prestazioni delle opere da realizzare sopra descritte, verificare la stabilità nei confronti della liquefazione secondo quanto prescritto dal punto per la presenza di sabbie nella colonna stratigrafica locale. Essendo il sito classificato come zona sismica 3 ai sensi dell'ordinanza P.C.M. n del 20 marzo 2003, le precedenti strutture saranno verificate ai sensi del capitolo 7.11 delle NTC. 2) Normativa di riferimento La normativa di riferimento per la progettazione geotecnica dell opera è la seguente: D.M. LL.PP. del 11/03/ 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, Ordinanza P.C.M. n del 20 marzo 2003 Norme tecniche per il progetto sismico di opere di fondazione e di sostegno dei terreni, D.M. 14/01/ Norme Tecniche sulle Costruzioni Circolare esplicativa n.617 del 2 Febbraio ) Riferimenti bibliografici J. Bowles Fondazioni, progetto e analisi - (1982 e 1988) M. Casadio e C. Elmi Il manuale del geologo - (2006) P.Colombo e F. Coleselli Elementi di geotecnica - (1996) 1

3 Consiglio nazionale dei Geologi Progetto Qualità 2010 (2010) L. Da Deppo, C.Datei e P.Salandin Sistemazione dei corsi d acqua -(2000) F.Mulargia, S.Castellaro, P.L. Rossi Effetti di sito e Vs30: una risposta alla normativa antisismica (articolo della rivista il Geologo dell Emilia Romagna n.25/2007) G. Ricceri Elementi di Tecnica delle fondazioni -(1983) G. Riga Esercizi risolti di ingegneria geotecnica e geologia applicata volumi I e II -(2011) 4) Indagini geognostiche e sismiche effettuate tipo di opera Sondaggi Indagine sismica Manufatto di scarico CPT1 sull argine Secchia fino alla profondità di - Tipo MASW e cunicolo al piede 6 m.s.l.m. linea sismica L2 CPT2 nell area verde a bosco, profondità -4 m.s.l.m. Carotaggio continuo n.2 fino alla profondità di 5 m.s.l.m. I volumi significativi da indagare in termini di profondità delle indagini CPT sono stati rispettati. 5) Successione stratigrafica, parametri geotecnici caratteristici e classificazione sismica del suolo Si elenca per ciascuna opera il modello geotecnico: Manufatto di scarico e cunicolo al piede d argine Profondità dello strato da 28,50 a 19,50 m.s.l.m. (argine) da 19,50 a 10 m.s.l.m. da 10,00 m.s.l.m. in profondità Unità e litologia dello strato E- Materiali misti argilla, limo sabbia C- Materiale vario pacco di esondazioni Sabbie fini parz. sature normalconsolidate A-B-Sabbia satura normalconsolidata Angolo di attrito interno - φ k [ ] Resistenza al taglio non drenata - C uk Coesione efficace - c k [kpa] Peso specifico - γ [kn/mc] [kpa] , , ,50 Il livello della falda è pari 16,50 m.s.l.m.. Dal punto di vista sismico il terreno è inserito nella categoria C (tabella 3.2.II delle NTC 2008). 2

4 6) Verifica preliminare della sicurezza e delle prestazioni delle opere da realizzare Verranno eseguite le seguenti verifiche per i seguenti manufatti: Manufatto di scarico SLU per quanto riguarda il collasso per carico limite dell insieme fondazione terreno: verificato SLE: cedimenti compatibili con la struttura SLU di tipo idraulico (UPL): non pertinente in quanto la falda è circa 3 m. al di sotto del punto più basso della fondazione. Cunicolo al piede SLU per quanto riguarda il collasso per carico limite dell insieme fondazione terreno: verificato SLE: cedimenti compatibili con la struttura. Ringrosso arginale per viadotto SLU per quanto riguarda la stabilità globale: verificato, SLE per quanto riguarda i cedimenti provocati dal peso dl ringrosso: verificato. 3

5 7) MANUFATTO DI SCARICO SLU Verifica al collasso per carico limite della fondazione superficiale Dall analisi lineare statica eseguita con il programma agli elementi finiti si evince che per la combinazione agli SLU il cedimento massimo lo si riscontra in corrispondenza del lembo in corrispondenza del diaframma 2 pari a: w max = 0,009 m. Calcolando la σ v0, pressione esercitata sul terreno, con k s = KPA mediante la formula: E d = σ v0 = w max k s = 1,47 kg/cmq essa deve essere inferiore a q limd calcolata in condizioni non drenate ovvero immediatamente dopo l applicazione del carico con l approccio 2 (A1+ M1+R3): q lim cal= Cu Nc s co + q= ,23 = 4,17 kg/cmq C u = 71 KPA, Nc = 5,14, s c o = 1+0,2 B/L = 1+0,2x20/50 = 1,08 q = sovraccarico laterale = γ*h terreno rinfianco = 18,5*3,20 = 59 kpa. h media rinfianco= 3,20 m. R d = q limd = q lim cal/γ R = 4,80/2,3 = 2,0 kg/cmq La verifica è soddisfatta in quanto R d > E d. Nella pagina seguente sono riportate negli SLU i cedimenti lungo la verticale z della platea di fondazione dai quali mediante k s si sono ottenute le pressioni sul suolo: 4

6 SLU di tipo EQU Verifica al ribaltamento La verifica non è da eseguire per le opere di fondazione. SLU Verifica allo scorrimento La verifica risulta soddisfatta per la presenza dei due diaframmi di fondazione. SLE Valutazione dei cedimenti Affrontiamo la verifica con i valori dei cedimenti verticali w calcolati a breve termine per una combinazione di carico agli SLE di tipo quasi permanente. Con una analisi in condizione non drenata, il tipo di cedimento che si evince è quello immediato. Il cedimento verticale immediato massimo che si registra in fondazione è lungo il lato che coincide con lo sviluppo della testa del diaframma n.2. Esso vale circa 0,0065 m. mentre il minimo lo si ritrova in corrispondenza del lato opposto che appoggia sul diaframma n. 1 pari a 0,004 m. Lungo lo sviluppo della fondazione ho pertanto un cedimento massimo di 0,0065 m. e differenziale di 0,0025 m. A causa di quest ultimo cedimento la fondazione subisce una rotazione rigida rispetto al piano orizzontale, vista la notevole rigidezza rispetto al terreno con sui è appoggiata. Posso quindi calcolare il valore della rotazione ω rigida che è pari a 0,0025/20 (quest ultima è la lunghezza della fondazione) = 0, (1/8.000). Il cedimento massimo e ω sono inferiori ai valori presenti in letteratura e desunti da BOZOZUK (1962) che, come già ricordato in precedenza, fino a 0,05 m. di abbassamento e 1/180 di pendenza non ha rilevato nessun danneggiamento in 574 costruzioni civili di Ottawa in Canada. Si conferma quindi che i cedimenti e le rotazioni della fondazione sono compatibili con la resistenza e la funzionalità dell opera. 5

7 8) CUNICOLO AL PIEDE D ARGINE 8.1) SLU - GEO Verifica del collasso terreno-fondazione Il terreno è modellato come suolo elastico alla Winkler che definisce il modulo di reazione del terreno. Quest ultimo lega concettualmente la pressione del terreno ai cedimenti. Questa assunzione viene posta alla base del calcolo della struttura con il software descritto nella relazione strutturale. Per valori di cedimenti accettabili, esistono delle formule approssimate che si rilevano soddisfacenti; quella più generale è la seguente (Bowles): k s = A s + B sz n dove: A s costante è pari a: 40 (C un cs c) per il calcolo di k s verticale, B s = 40 (γn qs q), Z = altezza del terreno sopra alla quota su cui si calcola k s [m], γ = peso specifico terreno [kn/mc] C u = 60 Kpa N c = 5,14 N q = 1 s c = s q = 1, n = 1, adottando i coefficienti di Hansen per l angolo di attrito caratteristico del terreno. Per la determinazione di k s orizzontale: A s costante è pari a: 80 (C un cs c), B s = 40 (γn qs q), valgono poi gli stessi parametri per il calcolo di k s verticale. Muri verticali - k s orizzontale L angolo di attrito caratteristico = 0. In condizioni non drenate (che rappresentano la condizione più sfavorevole per il calcolo del collasso del terreno per carico limite)i parametri geotecnici per il calcolo di k s sono: φk = 0 C uk = 60 KPA, Nc = 5,14, N γ = 0,00, Nq = 1,00, Z = profondità dal p.c. [m] γ = 18,50 kn/mc, n = 1, e si ricava: A s = 80*(60*5,14) = kn/mc B s= 40*(18,5*1)= 740 kn/m 3 k s orizzontale = Z n a favore di sicurezza è stato posto Z = 1 ed il valore di k s lungo tutta la parete è di kn/mc. 6

8 Soletta di fondazione - k s verticale La quota di intradosso della soletta di fondazione è posta a circa 4,90 m, al di sotto del p.c. di progetto. L angolo di attrito caratteristico = 0. In condizioni non drenate (che rappresentano la condizione più sfavorevole per il calcolo del collasso del terreno per carico limite)i parametri geotecnici per il calcolo di k s sono: φk = 0 C uk = 60 KPA, Nc = 5,14, N γ = 0,00, Nq = 1,00, B= base della fondazione = 2,60 m., Z = 4,90 m. γ = 18,50 kn/mc, n = 1, e si ricava: A s = 40*(60*5,14) = kn/mc B s= 40*(18,5*1)= 740 kn/m 4 k s verticale = Z n a favore di sicurezza è stato posto Z = 1 ed il valore di k s sotto tutta la fondazione è di kn/mc La verifica al collasso per carico limite della fondazione superficiale parte dall analisi lineare statica eseguita con il programma agli elementi finiti per la combinazione agli SLU (SLU_1) il cedimento medio è pari a: w medio = 0,070 m. Calcolando la σ v0, pressione esercitata sul terreno, mediante la formula: E d = σ v0 = w medio k s verticale = 0,88 kg/cmq essa deve essere inferiore a q limd calcolata in condizioni non drenate ovvero immediatamente dopo l applicazione del carico con l approccio 2 (A1+ M1+R3): q lim cal= Cu Nc s co + q= = 3,77 kg/cmq C u = 60 KPA, Nc = 5,14, s c o = 1+0,2 B/L = 1+0,2x2,60/24= 1,02 h terreno rinfianco= 4,90 m q = sovraccarico laterale = γ*h terreno rinfianco = 18,50*4,90 = 63 kpa. R d = q limd = q lim cal/γ R = 3,77/2,3 = 1,64 kg/cmq La verifica è soddisfatta in quanto R d > E d pertanto non è necessario prevedere una fondazione profonda. 7

9 8.2) SLE - GEO Verifica dei cedimenti Il cedimento medio massimo calcolato negli SLE è di circa 0,005 m., valore compatibile con la funzione che deve assolvere la struttura ed i componenti in essa contenuti. In SLE_2, dove il carico tandem stradale è all estremità della soletta del cunicolo ho un cedimento relativo δ di 0,0035 m. tra i due muri trasversali. Il rapporto tra δ e la lunghezza L (26 m.) della struttura è pari a 0,00014 che è inferiore a quello ammissibile (tabella di Wilun e Starzewski, 1975) pari a: dove: B= dimensione inferiore in pianta - 2,60 m. H = altezza del cunicolo - 4,10 m. δ amm = 1/200 (B/H) = 0,0032 8

10 9) RINGROSSO ARGINALE PER PASSAGGIO VIADOTTO 9.1) SLU VERIFICA DI STABILITA GLOBALE Per quanto attiene il rilevato di progetto che verrà ad insistere sull argine esistente in sinistra idraulica è stata effettuata la verifica agli SLU secondo la combinazione 2 (A2+M2+R2) ed in condizioni drenate. Nota la morfologia della scarpata, si è effettuata una analisi a ritroso calcolando l angolo di attrito interno minimo per consentire la verifica della stabilità globale. Si è assunto in prima analisi che il materiale della nuova porzione di argine abbia le stesse caratteristiche dell unità E riportate nella tabella del modello geotecnico. Profondità dello strato Unità e litologia dello strato da 28,50 a 19,50 m.s.l.m. (argine attuale e di progetto) da 19,50 a 10 m.s.l.m. da 10,00 m.s.l.m. in profondità E- Materiali misti argilla, limo sabbia C- Materiale vario pacco di esondazioni Sabbie fini parz. sature normalconsolidate A-B-Sabbia satura normalconsolidata Angolo di attrito interno [ ] Coesione efficace [kpa] Peso specifico [kn/mc] , , ,50 I metodi di calcolo sono quelli di Bishop e di Jambu. Livello della falda: 16,50 m.s.l.m. Si rappresenta il profilo e la stratigrafia oggetto di studio con i parametri a lungo termine. Lato interno Fiume Secchia 9

11 I valori di sicurezza desunti dal calcolo per un angolo di attrito interno di 32, una coesione di 5 KPA ed un p.s. del terreno di 18,50 kn/mc sono di poco superiori al valore di R2 pari 1,1: Condizioni Metodo di Bishop Metodo di Jambu Drenate 1,169 1,135 L unica conclusione a cui si giunge in questa fase preliminare, visto che il piano di scivolamento con coefficiente minimo interessa il ringrosso arginale, è che occorrerà in fase definitiva - esecutiva verificare con accuratezza l aspetto dei parametri geotecnici del nuovo ringrosso arginale. Fig. - Lungo termine: superficie di scivolamento con coefficiente di sicurezza minimo 9.2) SLE - stima del cedimento del rilevato stradale solo con carico terra metodo approssimato di Sanglerat, 1972 Altezza massima del rilevato su p.c. 7.5 m. qc - resistenza alla punta da CPT 1000 kpa p.s. terra del rilevato 18.5 kn/mc alfa 2 Modulo edometrico 2000 kpa w - cedimento 0.07 m. 10

12 10) POTENZIALE DI LIQUEFAZIONE La relazione geologica complessiva (n.17) allegata al progetto, sulla base dei dati disponibili, reputa il rischio di liquefazione nullo. 11