INT02.RGT RELAZIONE GEOTECNICA VALUTAZIONE DI IMPATTO AMBIENALE - INTEGRAZIONI 01

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1 COMMITTENTE Besenval Corrado Comune di Fenis Frazione Janin, Sarre (AO) OGGETTO REALIZZAZIONE DI NUOVA CENTRALE IDROELETTRICA IN LOCALITA LA CHAPELLE DI FENIS - CENTRALE LA CHAPELLE VALUTAZIONE DI IMPATTO AMBIENALE - INTEGRAZIONI 01 DATA: NOVEMBRE 2014 AGG: GIUGNO 2015 RELAZIONE GEOTECNICA INT02.RGT SCALA: RIF.TO: GF 45 Fraz. Petit Cré, Sarre (AO) Tel Fax joelc@tiscali.it faber ingegneria associazione professionale Fraz. Petit Cré, Sarre (AO) Tel Fax segreteria@faberingegneria.it

2 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale La seguente relazione è redatta a corredo degli elaborati grafici relativi alla realizzazione della stabilizzazione di versante per mezzo di muri e rilevati. pag.1

3 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" 1 DESCRIZIONE DELLE OPERE DA REALIZZARE Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 1.1 STABILIZZAZIONE DEL VERSANTE IN COINCIDENZA CON L EVENTO FRANOSO ALLA PROGRESSIVA 2300 M L evento franoso ha interessato, in quest area, una superficie di circa 1800 m². La maggior parte del materiale crollato è stato allontanato dall asta torrentizia. Lo scivolamento ha portato allo scoperto una porzione di substrato cristallino che sarà utilizzata come punto di ancoraggio del muro controripa che sosterrà la successiva riprofilatura del versante. Il pendio sarà stabilizzato per mezzo di ombrelli monoancoraggio. Gli ombrelli saranno organizzati su 3 differenti livelli: Il primo, più a monte, sosterrà il pendio sopra la strada. Presenterà ombrelli di dimensioni più piccole circa 2 m x 2 m. Questi saranno vincolati al versante per mezzo di tiranti. La porzione di versante fra gli ombrelli ed il limite dell intervento a monte sarà rinverdita con semina e protetta dall erosione per mezzo di palificate; Il secondo ordine di ombrelli sosterrà direttamente il sedime stradale. In questo caso si utilizzeranno ombrelli di dimensione 3 m x 3 m, anch essi vincolati al versante per mezzo di tiranti; Il terzo ordine sarà appoggiato sull affioramento roccioso a di valle e sostituirà il secondo ordine appena le pendenze lo consentono. Questo ordine avrà le caratteristiche del secondo e servirà a ricostruire le pendenze di versante a ritroso. Le acque meteoriche insistenti sul sedime stradale, o provenienti da monte, saranno raccolte da una canaletta e portate lungo il bordo strada. Le acque incidenti sul nuovo rilevato saranno raccolte da una canaletta con funzione di fosso di guardia a monte del 3 ordine di ombrelli. Saranno successivamente collettate in un pozzetto ed avviate verso il torrente a mezzo di una tubazione interrata. La superficie del nuovo rilevato sarà inerbita. pag.2

4 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 1.2 ATTRAVERSAMENTO CARRABILE DELL AREA DISSESTATA ALLA PROGRESSIVA 2480 M L area dissestata presenta uno sviluppo breve. La soluzione prevedrà la formazione di una paratia di micropali tirantata. La palificata avrà lo scopo preventivo di trasmette i carichi di monte in profondità nel versante evitando la sollecitazione della prima porzione del pendio a valle del dissesto, che risulta essere molto acclive. Il pendio sopra la pista sarà sostenuto da un ordine di ombrelli. Questo presenterà elementi di dimensioni circa 2 m x 2 m. Gli ombrelli saranno vincolati al versante per mezzo di tiranti. La porzione di pendio fra gli ombrelli ed il limite dell intervento a monte sarà rinverdita con semina e protetta dall erosione per mezzo di palificate. Queste saranno posizionate anche a valle della palificata sia con lo scopo di proteggere il terreno dall erosione sia con lo scopo di mascherare la porzione di palificata eccedente il piano campagna. Le acque meteoriche insistenti sul sedime stradale, o provenienti da monte, saranno raccolte da una canaletta e portate lungo il bordo strada. In considerazione della dimensione limitata dell impluvio oggetto di erosione, per il tratto di valle non si propongono opere di regimazione delle acque superficiali. pag.3

5 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 2 CARATTERISTICHE GEOLOGICHE E GEOMORFOLOGICHE DEL SITO L impianto idroelettrico in progetto si sviluppa lungo il vallone di Clavalitè, a partire da quota 1330 m s.l.m. circa, ove sono presenti le sorgenti di Bois de Marqueron, fino a quota 800 m s.l.m. circa, in località La Chapelle, ove è prevista la centrale idroelettrica. Il primo tratto dell impianto corre in destra orografica del torrente Clavalitè per passare poi in sinistra orografica poco a valle di località Lovignanaz. Quello di Clavalité è un vallone tributario di destra orografica del fiume Dora Baltea ad impronta glaciale. Nella parte alta del vallone si possono meglio riconoscere i segni del modellamento glaciale, con la presenza di creste di morena e rock glaciers fino ad arrivare alla piana di Clavalité derivante dal colmamento di un antico bacino lacustre di sovrescavazione glaciale. Al modellamento glaciale si sono successivamente sovraimposti gli effetti dei processi di tipo gravitativo e gravitativo-torrentizi, con la formazione di falde e conoidi detritici al piede delle pareti rocciose e di conoidi di genesi mista allo sbocco dei torrenti tributari lungo il vallone principale. Gli interventi in progetto sono previsti in corrispondenza della parte bassa del vallone, lungo il tratto di raccordo tra la piana di Clavalité e la piana alluvionale del fiume Dora Baltea. Lungo questo tratto prevalgono le forme legate a processi di tipo gravitativo e torrentizio. Lungo il torrente Clavalité si notano, infatti, orli di terrazzo fluviale e settori con scarpate d alveo in erosione, mentre, al raccordo dei bacini secondari con il torrente Clavalité, i torrenti hanno edificato conoidi detritici di genesi mista gravitativo-torrentizia. Il cavidotto per la consegna dell energia prodotta, infine, correrà lungo il conoide edificato dal torrente Clavalitè allo sbocco nella piana alluvionale del fiume Dora Baltea, in sinistra orografica del Clavalité e in adiacenza all alveo dello stesso. 3 CARATTERISTICHE IDROGEOLOGICHE Per quanto riguarda la circolazione idrica sotterranea, si segnala la presenza di numerose sorgenti emergenti lungo il fondo valle del torrente Clavalité, sia in destra che in sinistra orografica. Si tratta di emergenze per lo più legate a circuiti a carattere in gran parte superficiale, con acquiferi posti nella coltre quaternaria, denotando, quindi, una circolazione per porosità del mezzo attraversato. Per quanto riguarda i bacini di ricarica, si evidenzia che non sono presenti ghiacciai alla testata e che si tratta quindi di alimentazione da acqua di precipitazione e neve. Ci troviamo, quindi, in presenza di sorgenti per infiltrazione di acque meteoriche. pag.4

6 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale La maggior parte di tali sorgenti vengono captate per andare ad alimentare l acquedotto comunale di Fénis e in particolare le sorgenti di Bois de Marqueron, già captate dall acquedotto stesso, alimenteranno anche l impianto idroelettrico in progetto. Relativamente agli interventi in progetto, si evidenzia che in alcuni tratti il tracciato della condotta forzata passa nelle vicinanze di alcune emergenze, ma comunque sempre a valle delle stesse. Si sottolinea, inoltre, che tali tratti di condotte corrono quasi interamente in corrispondenza della pista poderale già esistente e che quindi lo scavo per la posa delle stesse interesserà livelli di terreno già rimaneggiati dall attività antropica. Sulla base di quanto sopra, si ritiene, quindi che tale tipologia di intervento sia sufficiente a preservare la risorsa idrica sotterranea.. 4 INTERAZIONE DELLE OPERE CON IL SUOLO La realizzazione della pista, o meglio il suo ripristino, necessiterà del rimodellamento di parte del pendio interessato dal dissesto. Come anticipato ogni porzione di frana sarà stabilizzata in modo differente in relazione alla morfologia locale. Gli interventi saranno tutti di tipo attivo. Per il primo dissesto si prevede la realizzazione di tre ordini di ombrelli di consolidamento vincolati al versante con un ancoraggio. L ordine inferiore poggerà su un affioramento roccioso e sarà la base per la riprofilatura del versante fino alla quota originale della pista. Per il secondo intervento si procederà con la realizzazione di una berlinese. Questa sarà atipica in quanto non saranno realizzati scavi successivi alla sua costruzione. L opera ha lo scopo di arrestare l erosione del versante sostando le sollecitazioni su strati inferiori meglio consolidati. pag.5

7 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 5 CARATTERISTICHE MECCANICHE DEL TERRENO geotecnici: Per le verifiche preliminari geotecniche sono stati assunti i seguenti parametri Tipo di materiale Φ Γ E Deposit glaciali Come già anticipato nel terreno è presente una pseudo-coesione dipendente da vari fattori, fra i quali gli apparati radicali della vegetazione, che risulta però di difficile quantificazione. Cautelativamente si pone c =.01 kg/cm². Questa è utilizzata per gli strati di terreno più ripidi dell angolo di natural declivio Oltre alle caratteristiche sopracitate per quanto riguarda la nuova normativa sismica per le opere previste in progetto si è inquadrato il terreno nella categoria "C". pag.6

8 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 6 SISMICA La normativa vigente, Nuove Norme Tecniche delle Costruzioni D.M (NTC2008), sancisce la necessità di determinare alcuni aspetti procedurali in caso di realizzazione di una nuova struttura. Si rende quindi necessaria la valutazione dei parametri sismici in funzione della collocazione geografica della strutture. Di seguito sono riportati quest ultimi l intervento oggetto della relazione: L intervento è finalizzato al sostegno di un opera strategica, di conseguenza i parametri sismici relativi alla stabilizzazione di versante sono mutuati dalla tipologia dell opera da tutelare. pag.7

9 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 7 MODELLO E RELAZIONE DI CALCOLO La modellazione non ha richiesto particolari cure. Per quanto concerne il rilevato con pendio naturale il software è stato in grado di interpretare in modo completo la realtà. Per quanto riguarda la sezione in cui il rilevato è sostenuto da ombrelli, questo è stato sostituito dal suo peso equivalente. Sulla pista è stato previsto un carico di 1000 kg/m², che si verificherà, verosimilmente, solo durante la costruzione delle opere. pag.8

10 Comune di Fénis Realizzazione di nuova centrale idroelettrica in località Barche di Fénis - centrale "La Chapelle" INDICE Relazione Geotecnica INT02.RGT Valutazione di Impatto Ambientale 1 DESCRIZIONE DELLE OPERE DA REALIZZARE CARATTERISTICHE GEOLOGICHE E GEOMORFOLOGICHE DEL SITO CARATTERISTICHE IDROGEOLOGICHE INTERAZIONE DELLE OPERE CON IL SUOLO CARATTERISTICHE MECCANICHE DEL TERRENO SISMICA MODELLO E RELAZIONE DI CALCOLO... 8 pag.9

11 ALLEGATO STABILIZZAZIONE DEL VERSANTE IN COINCIDENZA CON L EVENTO FRANOSO ALLA PROGRESSIVA 2300 M

12 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 1 Normative di riferimento - Legge nr. 64 del 02/02/1974. Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche. - 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. - D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche - Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16 Gennaio Norme Tecniche per le Costruzioni 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008) - Circolare 617 del 02/02/2009 Istruzioni per l'applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.

13 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 2

14 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 3 Descrizione metodo di calcolo La verifica alla stabilità del pendio deve fornire un coefficiente di sicurezza non inferiore a Viene usata la tecnica della suddivisione a strisce della superficie di scorrimento da analizzare. In particolare il programma esamina un numero di superfici che dipende dalle impostazioni fornite e che sono riportate nella corrispondente sezione. Il processo iterativo permette di determinare il coefficiente di sicurezza di tutte le superfici analizzate. Nella descrizione dei metodi di calcolo si adotterà la seguente simbologia: l b c u W N T E s, E d X s, X d E a, E b X E lunghezza della base della striscia angolo della base della striscia rispetto all'orizzontale larghezza della striscia b=l x cos( ) angolo di attrito lungo la base della striscia coesione lungo la base della striscia peso di volume del terreno pressione neutra peso della striscia sforzo normale alla base della striscia sforzo di taglio alla base della striscia forze normali di interstriscia a sinistra e a destra forze tangenziali di interstriscia a sinistra e a destra forze normali di interstriscia alla base ed alla sommità del pendio variazione delle forze tangenziali sulla striscia X =X d-x s variazione delle forze normali sulla striscia E =E d-e s Metodo di Janbu (completo) Il coefficiente di sicurezza nel metodo di Janbu completo si esprime secondo la seguente formula: c ib i + (W i - X i - u il i) tg i ( ) (1 + tan 2 i) 1 + (tan i tan ) / F F = (E a - E b) i (W i - X i)tan i In questa espressione n è il numero delle strisce considerate, b i e i sono la larghezza e l'inclinazione della base della striscia i esima rispetto all'orizzontale, W i è il peso della striscia i esima, c i e i sono le caratteristiche del terreno (coesione ed angolo di attrito) lungo la base della striscia ed u i è la pressione neutra lungo la base della striscia, E a ed E b rappresentano le eventuali forze orizzontali agli estremi della superficie di scorrimento analizzata, X i è la variazione delle forze di taglio di interstriscia. La soluzione del problema avviene per successive approssimazioni assumendo un valore iniziale per F da inserire nel secondo membro dell'espressione in modo da determinare un secondo valore dall'espressione. L'iterazione va avanti finquando i valori del coefficiente calcolati in due passi di iterazione successivi risultano coincidenti.

15 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 4 Simbologia adottata Nr. Indice del terreno Descrizione Descrizione terreno Peso di volume del terreno espresso in kg/mc w Peso di volume saturo del terreno espresso in kg/mc Angolo d'attrito interno 'efficace' del terreno espresso in gradi c Coesione 'efficace' del terreno espressa in kg/cmq u Angolo d'attrito interno 'totale' del terreno espresso gradi Coesione 'totale' del terreno espressa in kg/cmq cu Descrizione terreno Nr. Descrizione w ' c' u c u 1 Roccia Depositi glaciali Simbologia e convenzioni di segno adottate L'ascissa è intesa positiva da sinistra verso destra e l'ordinata positiva verso l'alto. Nr. Identificativo del punto X Ascissa del punto del profilo espressa in m Y Ordinata del punto del profilo espressa in m Nr. X [m] Y [m] Profilo del piano campagna Descrizione stratigrafia Simbologia e convenzioni di segno adottate Gli strati sono descritti mediante i punti di contorno (in senso antiorario) e l'indice del terreno di cui è costituito Strato N 1 costituito da terreno n 1 (Roccia) Coordinate dei vertici dello strato n 1 N X[m] Y[m] Strato N 2 costituito da terreno n 2 (Depositi glaciali) Coordinate dei vertici dello strato n 2 N X[m] Y[m] Carichi sul profilo Simbologia e convenzioni di segno adottate L'ascissa è intesa positiva da sinistra verso destra. Nr. Identificativo del sovraccarico agente Xi Ascissa del punto iniziale del carico ripartito espressa in m Per carico concentrato ascissa del punto di applicazione espressa in m Xf Ascissa del punto finale del carico ripartito espressa in m Vi Intensità del carico espressa in kg/m per x=xi

16 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 5 Vf Per carico concentrato intensità del carico espressa in kg Intensità del carico espressa in kg/m per x=xf Nr. Tipo carico X i [m] X f [m] V i V f 1 DISTRIBUITO Interventi inseriti Numero interventi inseriti 3 Muro con 1 file di tiranti - Muro di sostegno Grado di sicurezza desiderato a monte 1.30 Ascissa sul profilo (quota testa muro) 6.10 m Altezza paramento 2.95 m Spessore in testa 0.20 m Inclinazione esterna Inclinazione interna Spessore alla base 0.20 m Lunghezza mensola fondazione valle 0.00 m Lunghezza mensola fondazione monte 0.00 m Lunghezza fondazione totale 0.20 m Spessore fondazione 0.10 m Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 250 kg/cmq Percentuale di armatura 6.00 % Altezza di scavo 2.95 m Tiranti del muro Fila di tiranti n 1 - Tiranti attivi Posizione rispetto alla testa (positiva verso il basso) 1.50 m Lunghezza totale tiranti m Lunghezza fondazione tiranti cm Inclinazione tiranti Interasse tiranti 3.00 m Diametro tiranti cm Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 300 kg/cmq Resistenza trazione (per tirante) kg Resistenza taglio (per tirante) 0 kg Muro con 1 file di tiranti - Muro di sostegno Grado di sicurezza desiderato a monte 1.30 Ascissa sul profilo (quota testa muro) m Altezza paramento 2.95 m Spessore in testa 0.20 m Inclinazione esterna Inclinazione interna Spessore alla base 0.20 m Lunghezza mensola fondazione valle 0.00 m Lunghezza mensola fondazione monte 0.00 m Lunghezza fondazione totale 0.20 m Spessore fondazione 0.10 m Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 500 kg/cmq Percentuale di armatura 6.00 % Altezza di scavo 2.95 m Tiranti del muro Fila di tiranti n 1 - Tiranti attivi Posizione rispetto alla testa (positiva verso il basso) 1.50 m Lunghezza totale tiranti m Lunghezza fondazione tiranti 8.00 cm Inclinazione tiranti Interasse tiranti 3.00 m Diametro tiranti cm Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 300 kg/cmq Resistenza trazione (per tirante) kg Resistenza taglio (per tirante) 0 kg Muro con 1 file di tiranti - Muro di sostegno Grado di sicurezza desiderato a monte 1.30 Ascissa sul profilo (quota testa muro) m Altezza paramento 2.00 m Spessore in testa 0.20 m Inclinazione esterna Inclinazione interna 0.000

17 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 6 Spessore alla base 0.20 m Lunghezza mensola fondazione valle 0.00 m Lunghezza mensola fondazione monte 0.00 m Lunghezza fondazione totale 0.20 m Spessore fondazione 0.10 m Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 250 kg/cmq Percentuale di armatura 6.00 % Altezza di scavo 2.00 m Tiranti del muro Fila di tiranti n 1 - Tiranti attivi Posizione rispetto alla testa (positiva verso il basso) 1.00 m Lunghezza totale tiranti m Lunghezza fondazione tiranti 8.00 cm Inclinazione tiranti Interasse tiranti 2.00 m Diametro tiranti cm Resistenza caratteristica a compressione del cls (Rbk) 300 kg/cmq Resistenza trazione (per tirante) kg Resistenza taglio (per tirante) 0 kg

18 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 7 Risultati analisi Per l'analisi sono stati utilizzati i seguenti metodi di calcolo : Metodo di JANBU COMPLETO (C) Impostazioni analisi Normativa : Norme Tecniche sulle Costruzioni 14/01/2008 Coefficienti di partecipazione caso statico Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole Gfav Permanenti Sfavorevole Gsfav Variabili Favorevole Qfav Variabili Sfavorevole Qsfav Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan ' Coesione efficace c' Resistenza non drenata cu Resistenza a compressione uniassiale qu Peso dell'unità di volume Coefficienti di partecipazione caso sismico Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole Gfav Permanenti Sfavorevole Gsfav Variabili Favorevole Qfav Variabili Sfavorevole Qsfav Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan ' Coesione efficace c' Resistenza non drenata cu Resistenza a compressione uniassiale qu Peso dell'unità di volume Sisma Accelerazione al suolo a g = [m/s^2] Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (Ss) 1.50 Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.20 Coefficiente riduzione ( s) 0.24 Rapporto intensità sismica verticale/orizzontale 0.50 Coefficiente di intensità sismica orizzontale (percento) k h=(a g/g* s*st*s) = 4.80 Coefficiente di intensità sismica verticale (percento) k v=0.50 * k h = 2.40 Coefficiente di sicurezza richiesto 1.10 Le superfici sono state analizzate per i casi: [PC] [A2M2] Sisma verticale: verso il basso - verso l'alto Analisi condotta in termini di tensioni efficaci Presenza di carichi distribuiti Impostazioni interventi Influenza interventi: Resistenza a taglio. Resistenza interventi calcolata dal programma. Coefficiente sicurezza resistenza interventi 1.30

19 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 8 Impostazioni delle superfici di rottura Si considerano le superfici passanti per il punto P(6.10, 2.30) aventi centri sulla maglia Numero di superfici analizzate 15 Coefficiente di sicurezza minimo Superficie con coefficiente di sicurezza minimo 1 Quadro sintetico coefficienti di sicurezza Metodo Nr. superfici FS min S min FS max S max JANBU COMPLETO Caratteristiche delle superfici analizzate Simbologia adottata Le ascisse X sono considerate positive verso monte Le ordinate Y sono considerate positive verso l'alto N numero d'ordine della superficie cerchio Cx ascissa x del centro [m] Cy ordinata y del centro [m] R raggio del cerchio espresso in m xv, yv ascissa e ordinata del punto di intersezione con il profilo (valle) espresse in m xm, ym ascissa e ordinata del punto di intersezione con il profilo (monte) espresse in m V volume interessato dalla superficie espresso [cmq] Cs coefficiente di sicurezza caso caso di calcolo N C x C y R x v y v x m y m V C s caso (C) [A2M2] (C) [A2M2] (C) [A2M2] (C) [A2M2] (C) [A2M2]

20 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 9 Analisi della superficie critica Simbologia adottata Le ascisse X sono considerate positive verso destra Le ordinate Y sono considerate positive verso l'alto Le strisce sono numerate da valle verso monte N numero d'ordine della striscia Xs ascissa sinistra della striscia espressa in m Yss ordinata superiore sinistra della striscia espressa in m Ysi ordinata inferiore sinistra della striscia espressa in m Xg ascissa del baricentro della striscia espressa in m Yg ordinata del baricentro della striscia espressa in m angolo fra la base della striscia e l'orizzontale espresso (positivo antiorario) angolo d'attrito del terreno lungo la base della striscia c coesione del terreno lungo la base della striscia espressa in kg/cmq L sviluppo della base della striscia espressa in m(l=b/cos ) u pressione neutra lungo la base della striscia espressa in kg/cmq W peso della striscia espresso in kg Q carico applicato sulla striscia espresso in kg N sforzo normale alla base della striscia espresso in kg T sforzo tangenziale alla base della striscia espresso in kg U pressione neutra alla base della striscia espressa in kg Es, Ed forze orizzontali sulla striscia a sinistra e a destra espresse in kg Xs, Xd forze verticali sulla striscia a sinistra e a destra espresse in kg ID Indice della superficie interessata dall'intervento Analisi della superficie 1 - coefficienti parziali caso A2M2 e sisma verso l'alto Numero di strisce 9 Coordinate del centro X[m]= 4.00 Y[m]= Raggio del cerchio R[m]= Intersezione a valle con il profilo topografico X v[m]= 6.10 Y v[m]= 2.30 Intersezione a monte con il profilo topografico X m[m]= Y m[m]= 7.83 Coefficiente di sicurezza C S= Geometria e caratteristiche strisce N X s Y ss Y si X d Y ds Y di X g Y g L c Forze applicate sulle strisce [JANBU COMPLETO] N W Q N T U E s E d X s X d

21 Aztec Informatica * STAP Full 11.0 Relazione di calcolo 10 Dichiarazioni secondo N.T.C (punto 10.2) Analisi e verifiche svolte con l'ausilio di codici di calcolo Il sottoscritto, in qualità di calcolatore delle opere in progetto, dichiara quanto segue. Tipo di analisi svolta L'analisi e le verifiche di stabilità sono condotte con l'ausilio di un codice di calcolo automatico. I metodi di calcolo implementati sono i classici metodi delle strisce, basati sul concetto dell equilibrio limite globale. La superficie di rottura è suddivisa in un determinato numero di strisce che consentono di calcolare le grandezze che entrano in gioco nelle equazioni risolutive. Nel modulo terreni si adotta il criterio di rottura di Mohr-Coulomb. Nel modulo rocce si può adottare il criterio di rottura di Hoek-Brown o di Barton. Il programma consente di inserire degli interventi di stabilizzazione, che possono intervenire secondo sue modalità diverse: variazione delle forze di interstriscia o resistenza a taglio equivalente. L'analisi sotto le azioni sismiche è condotta con il metodo dell'analisi statica equivalente secondo le disposizioni del capitolo 7 del DM 14/01/2008. Origine e caratteristiche dei codici di calcolo Titolo STAP - Stabilità Pendii Terreni e Rocce Versione 11.0 Produttore Aztec Informatica srl, Casole Bruzio (CS) Utente CRETON JOEL Licenza AIU0767KJ Affidabilità dei codici di calcolo Un attento esame preliminare della documentazione a corredo del software ha consentito di valutarne l'affidabilità. La documentazione fornita dal produttore del software contiene un'esauriente descrizione delle basi teoriche, degli algoritmi impiegati e l'individuazione dei campi d'impiego. La società produttrice Aztec Informatica srl ha verificato l'affidabilità e la robustezza del codice di calcolo attraverso un numero significativo di casi prova in cui i risultati dell'analisi numerica sono stati confrontati con soluzioni teoriche. Modalità di presentazione dei risultati La relazione di calcolo strutturale presenta i dati di calcolo tale da garantirne la leggibilità, la corretta interpretazione e la riproducibilità. La relazione di calcolo illustra in modo esaustivo i dati in ingresso ed i risultati delle analisi in forma tabellare. Informazioni generali sull'elaborazione Il software prevede una serie di controlli automatici che consentono l'individuazione di errori di modellazione, di non rispetto di limitazioni geometriche e di armatura e di presenza di elementi non verificati. Il codice di calcolo consente di visualizzare e controllare, sia in forma grafica che tabellare, i dati del modello strutturale, in modo da avere una visione consapevole del comportamento corretto del modello strutturale. Giudizio motivato di accettabilità dei risultati I risultati delle elaborazioni sono stati sottoposti a controlli dal sottoscritto utente del software. Tale valutazione ha compreso il confronto con i risultati di semplici calcoli, eseguiti con metodi tradizionali. Inoltre sulla base di considerazioni riguardanti gli stati tensionali e deformativi determinati, si è valutata la validità delle scelte operate in sede di schematizzazione e di modellazione della struttura e delle azioni. In base a quanto sopra, io sottoscritto asserisco che l'elaborazione è corretta ed idonea al caso specifico, pertanto i risultati di calcolo sono da ritenersi validi ed accettabili.

22 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 1 Normative di riferimento - Legge nr del 05/11/1971. Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura metallica. - Legge nr. 64 del 02/02/1974. Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche. - 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. - D.M. LL.PP. del 14/02/1992. Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche. - D.M. 9 Gennaio 1996 Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche. - D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche relative ai 'Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi'. - D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche. - Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16 Gennaio Norme Tecniche per le Costruzioni 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008) - Circolare 617 del 02/02/2009 Istruzioni per l'applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.

23 ALLEGATO ATTRAVERSAMENTO CARRABILE DELL AREA DISSESTATA ALLA PROGRESSIVA 2480 M

24 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 2

25 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 3 Metodo di analisi Calcolo della profondità di infissione Nel caso generale l'equilibrio della paratia è assicurato dal bilanciamento fra la spinta attiva agente da monte sulla parte fuori terra, la resistenza passiva che si sviluppa da valle verso monte nella zona interrata e la controspinta che agisce da monte verso valle nella zona interrata al di sotto del centro di rotazione. Nel caso di paratia tirantata nell'equilibrio della struttura intervengono gli sforzi dei tiranti (diretti verso monte); in questo caso, se la paratia non è sufficientemente infissa, la controspinta sarà assente. Pertanto il primo passo da compiere nella progettazione è il calcolo della profondità di infissione necessaria ad assicurare l'equilibrio fra i carichi agenti (spinta attiva, resistenza passiva, controspinta, tiro dei tiranti ed eventuali carichi esterni). Nel calcolo classico delle paratie si suppone che essa sia infinitamente rigida e che possa subire una rotazione intorno ad un punto (Centro di rotazione) posto al di sotto della linea di fondo scavo (per paratie non tirantate). Occorre pertanto costruire i diagrammi di spinta attiva e di spinta (resistenza) passiva agenti sulla paratia. A partire da questi si costruiscono i diagrammi risultanti. Nella costruzione dei diagrammi risultanti si adotterà la seguente notazione: K am K av K pm K pv diagramma della spinta attiva agente da monte diagramma della spinta attiva agente da valle sulla parte interrata diagramma della spinta passiva agente da monte diagramma della spinta passiva agente da valle sulla parte interrata. Calcolati i diagrammi suddetti si costruiscono i diagrammi risultanti D m =K pm -K av e D v =K pv -K am Questi diagrammi rappresentano i valori limiti delle pressioni agenti sulla paratia. La soluzione è ricercata per tentativi facendo variare la profondità di infissione e la posizione del centro di rotazione fino a quando non si raggiunge l'equilibrio sia alla traslazione che alla rotazione. Per mettere in conto un fattore di sicurezza nel calcolo delle profondità di infissione si può agire con tre modalità : 1. applicazione di un coefficiente moltiplicativo alla profondità di infissione strettamente necessaria per l'equilibrio 2. riduzione della spinta passiva tramite un coefficiente di sicurezza 3. riduzione delle caratteristiche del terreno tramite coefficienti di sicurezza su tan( ) e sulla coesione Calcolo della spinte Metodo di Culmann (metodo del cuneo di tentativo) Il metodo di Culmann adotta le stesse ipotesi di base del metodo di Coulomb: cuneo di spinta a monte della parete che si muove rigidamente lungo una superficie di rottura rettilinea o spezzata (nel caso di terreno stratificato). La differenza sostanziale è che mentre Coulomb considera un terrapieno con superficie a pendenza costante e carico uniformemente distribuito (il che permette di ottenere una espressione in forma chiusa per il valore della spinta) il metodo di Culmann consente di analizzare situazioni con profilo di forma generica e carichi sia concentrati che distribuiti comunque disposti. Inoltre, rispetto al metodo di Coulomb, risulta più immediato e lineare tener conto della coesione del masso spingente. Il metodo di Culmann, nato come metodo essenzialmente grafico, si è evoluto per essere trattato mediante analisi numerica (noto in questa forma come metodo del cuneo di tentativo). I passi del procedimento risolutivo sono i seguenti: - si impone una superficie di rottura (angolo di inclinazione rispetto all'orizzontale) e si considera il cuneo di spinta delimitato dalla superficie di rottura stessa, dalla parete su cui si calcola la spinta e dal profilo del terreno; - si valutano tutte le forze agenti sul cuneo di spinta e cioè peso proprio (W), carichi sul terrapieno, resistenza per attrito e per coesione lungo la superficie di rottura (R e C) e resistenza per coesione lungo la parete (A); - dalle equazioni di equilibrio si ricava il valore della spinta S sulla parete. Questo processo viene iterato fino a trovare l'angolo di rottura per cui la spinta risulta massima nel caso di spinta attiva e minima nel caso di spinta passiva. Le pressioni sulla parete di spinta si ricavano derivando l'espressione della spinta S rispetto all'ordinata z. Noto il diagramma delle pressioni si ricava il punto di applicazione della spinta.

26 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 4 Spinta in presenza di sisma Per tenere conto dell'incremento di spinta dovuta al sisma si fa riferimento al metodo di Mononobe-Okabe (cui fa riferimento la Normativa Italiana). Il metodo di Mononobe-Okabe considera nell'equilibrio del cuneo spingente la forza di inerzia dovuta al sisma. Indicando con W il peso del cuneo e con C il coefficiente di intensità sismica la forza di inerzia valutata come F i = W*C Indicando con S la spinta calcolata in condizioni statiche e con S s la spinta totale in condizioni sismiche l'incremento di spinta è ottenuto come DS= S- S s L'incremento di spinta viene applicato a 1/3 dell'altezza della parete stessa(diagramma triangolare con vertice in alto).

27 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 5 Analisi ad elementi finiti La paratia è considerata come una struttura a prevalente sviluppo lineare (si fa riferimento ad un metro di larghezza) con comportamento a trave. Come caratteristiche geometriche della sezione si assume il momento d'inerzia I e l'area A per metro lineare di larghezza della paratia. Il modulo elastico è quello del materiale utilizzato per la paratia. La parte fuori terra della paratia è suddivisa in elementi di lunghezza pari a circa 5 centimetri e più o meno costante per tutti gli elementi. La suddivisione è suggerita anche dalla eventuale presenza di tiranti, carichi e vincoli. Infatti questi elementi devono capitare in corrispondenza di un nodo. Nel caso di tirante è inserito un ulteriore elemento atto a schematizzarlo. Detta L la lunghezza libera del tirante, A f l'area di armatura nel tirante ed E s il modulo elastico dell'acciaio è inserito un elemento di lunghezza pari ad L, area A f, inclinazione pari a quella del tirante e modulo elastico E s. La parte interrata della paratia è suddivisa in elementi di lunghezza, come visto sopra, pari a circa 5 centimetri. I carichi agenti possono essere di tipo distribuito (spinta della terra, diagramma aggiuntivo di carico, spinta della falda, diagramma di spinta sismica) oppure concentrati. I carichi distribuiti sono riportati sempre come carichi concentrati nei nodi (sotto forma di reazioni di incastro perfetto cambiate di segno). Schematizzazione del terreno La modellazione del terreno si rifà al classico schema di Winkler. Esso è visto come un letto di molle indipendenti fra di loro reagenti solo a sforzo assiale di compressione. La rigidezza della singola molla è legata alla costante di sottofondo orizzontale del terreno (costante di Winkler). La costante di sottofondo, k, è definita come la pressione unitaria che occorre applicare per ottenere uno spostamento unitario. Dimensionalmente è espressa quindi come rapporto fra una pressione ed uno spostamento al cubo [F/L 3 ]. È evidente che i risultati sono tanto migliori quanto più è elevato il numero delle molle che schematizzano il terreno. Se (m è l'interasse fra le molle (in cm) e b è la larghezza della paratia in direzione longitudinale (b=100 cm) occorre ricavare l'area equivalente, A m, della molla (a cui si assegna una lunghezza pari a 100 cm). Indicato con E m il modulo elastico del materiale costituente la paratia (in Kg/cm 2 ), l'equivalenza, in termini di rigidezza, si esprime come k m A m =10000 x E m Per le molle di estremità, in corrispondenza della linea di fondo scavo ed in corrispondenza dell'estremità inferiore della paratia, si assume una area equivalente dimezzata. Inoltre, tutte le molle hanno, ovviamente, rigidezza flessionale e tagliante nulla e sono vincolate all'estremità alla traslazione. Quindi la matrice di rigidezza di tutto il sistema paratia-terreno sarà data dall'assemblaggio delle matrici di rigidezza degli elementi della paratia (elementi a rigidezza flessionale, tagliante ed assiale), delle matrici di rigidezza dei tiranti (solo rigidezza assiale) e delle molle (rigidezza assiale). Modalità di analisi e comportamento elasto-plastico del terreno A questo punto vediamo come è effettuata l'analisi. Un tipo di analisi molto semplice e veloce sarebbe l'analisi elastica (peraltro disponibile nel programma PAC). Ma si intuisce che considerare il terreno con un comportamento infinitamente elastico è una approssimazione alquanto grossolana. Occorre quindi introdurre qualche correttivo che meglio ci aiuti a modellare il terreno. Fra le varie soluzioni possibili una delle più praticabili e che fornisce risultati soddisfacenti è quella di considerare il terreno con comportamento elasto-plastico perfetto. Si assume cioè che la curva sforzi-deformazioni del terreno abbia andamento bilatero. Rimane da scegliere il criterio di plasticizzazione del terreno (molle). Si può fare riferimento ad un criterio di tipo cinematico: la resistenza della molla cresce con la deformazione fino a quando lo spostamento non raggiunge il valore X max ; una volta superato tale spostamento limite non si ha più incremento di resistenza all'aumentare degli spostamenti. Un altro criterio può essere di tipo statico: si assume che la molla abbia una resistenza crescente fino al raggiungimento di una pressione p max. Tale pressione p max può essere imposta pari al valore della pressione passiva in corrispondenza della quota della molla. D'altronde un ulteriore criterio si può ottenere dalla combinazione dei due descritti precedentemente: plasticizzazione o per raggiungimento dello spostamento limite o per raggiungimento della pressione passiva. Dal punto di vista strettamente numerico è chiaro che l'introduzione di criteri di plasticizzazione porta ad analisi di tipo non lineare (non linearità meccaniche). Questo comporta un aggravio computazionale non indifferente. L'entità di tale aggravio dipende poi dalla particolare tecnica

28 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 6 adottata per la soluzione. Nel caso di analisi elastica lineare il problema si risolve immediatamente con la soluzione del sistema fondamentale (K matrice di rigidezza, u vettore degli spostamenti nodali, p vettore dei carichi nodali) Ku=p Un sistema non lineare, invece, deve essere risolto mediante un'analisi al passo per tener conto della plasticizzazione delle molle. Quindi si procede per passi di carico, a partire da un carico iniziale p0, fino a raggiungere il carico totale p. Ogni volta che si incrementa il carico si controllano eventuali plasticizzazioni delle molle. Se si hanno nuove plasticizzazioni la matrice globale andrà riassemblata escludendo il contributo delle molle plasticizzate. Il procedimento descritto se fosse applicato in questo modo sarebbe particolarmente gravoso (la fase di decomposizione della matrice di rigidezza è particolarmente onerosa). Si ricorre pertanto a soluzioni più sofisticate che escludono il riassemblaggio e la decomposizione della matrice, ma usano la matrice elastica iniziale (metodo di Riks). Senza addentrarci troppo nei dettagli diremo che si tratta di un metodo di Newton-Raphson modificato e ottimizzato. L'analisi condotta secondo questa tecnica offre dei vantaggi immediati. Essa restituisce l'effettiva deformazione della paratia e le relative sollecitazioni; dà informazioni dettagliate circa la deformazione e la pressione sul terreno. Infatti la deformazione è direttamente leggibile, mentre la pressione sarà data dallo sforzo nella molla diviso per l'area di influenza della molla stessa. Sappiamo quindi quale è la zona di terreno effettivamente plasticizzato. Inoltre dalle deformazioni ci si può rendere conto di un possibile meccanismo di rottura del terreno.

29 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 7 Analisi per fasi di scavo L'analisi della paratia per fasi di scavo consente di ottenere informazioni dettagliate sullo stato di sollecitazione e deformazione dell'opera durante la fase di realizzazione. In ogni fase lo stato di sollecitazione e di deformazione dipende dalla 'storia' dello scavo (soprattutto nel caso di paratie tirantate o vincolate). Definite le varie altezze di scavo (in funzione della posizione di tiranti, vincoli, o altro) si procede per ogni fase al calcolo delle spinte inserendo gli elementi (tiranti, vincoli o carichi) attivi per quella fase, tendendo conto delle deformazioni dello stato precedente. Ad esempio, se sono presenti dei tiranti passivi si inserirà nell'analisi della fase la 'molla' che lo rappresenta. Indicando con u ed u 0 gli spostamenti nella fase attuale e nella fase precedente, con s ed s 0 gli sforzi nella fase attuale e nella fase precedente e con K la matrice di rigidezza della 'struttura' la relazione sforzi-deformazione è esprimibile nella forma s=s 0 +K(u-u 0 ) In sostanza analizzare la paratia per fasi di scavo oppure 'direttamente' porta a risultati abbastanza diversi sia per quanto riguarda lo stato di deformazione e sollecitazione dell'opera sia per quanto riguarda il tiro dei tiranti.

30 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 8 Verifica alla stabilità globale La verifica alla stabilità globale del complesso paratia+terreno deve fornire un coefficiente di sicurezza non inferiore a È usata la tecnica della suddivisione a strisce della superficie di scorrimento da analizzare. La superficie di scorrimento è supposta circolare. In particolare il programma esamina, per un dato centro 3 cerchi differenti: un cerchio passante per la linea di fondo scavo, un cerchio passante per il piede della paratia ed un cerchio passante per il punto medio della parte interrata. Si determina il minimo coefficiente di sicurezza su una maglia di centri di dimensioni 6x6 posta in prossimità della sommità della paratia. Il numero di strisce è pari a 50. Si adotta per la verifica di stabilità globale il metodo di Bishop. Il coefficiente di sicurezza nel metodo di Bishop si esprime secondo la seguente formula: dove il termine m è espresso da c i b i +(W i -u i b i )tg i i ( ) m = i W i sin i tg i tg i m = (1 + ) cos i In questa espressione n è il numero delle strisce considerate, b i e i sono la larghezza e l'inclinazione della base della striscia i esima rispetto all'orizzontale, W i è il peso della striscia i esima, c i e i sono le caratteristiche del terreno (coesione ed angolo di attrito) lungo la base della striscia ed u i è la pressione neutra lungo la base della striscia. L'espressione del coefficiente di sicurezza di Bishop contiene al secondo membro il termine m che è funzione di. Quindi essa è risolta per successive approsimazioni assumendo un valore iniziale per da inserire nell'espressione di m ed iterare finquando il valore calcolato coincide con il valore assunto.

31 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 9 Geometria paratia Tipo paratia: Paratia di micropali Altezza fuori terra 4.60 [m] Profondità di infissione 4.40 [m] Altezza totale della paratia 9.00 [m] Lunghezza paratia [m] Numero di file di micropali 1 Interasse fra i micropali della fila 0.33 [m] Diametro dei micropali [cm] Numero totale di micropali 30 Numero di micropali per metro lineare 3.00 Diametro esterno del tubolare [mm] Spessore del tubolare 8.00 [mm] Geometria cordoli Simbologia adottata n numero d'ordine del cordolo Y posizione del cordolo sull'asse della paratia espresso in [m] Cordoli in calcestruzzo B Base della sezione del cordolo espresso in [cm] H Altezza della sezione del cordolo espresso in [cm] Cordoli in acciaio A Area della sezione in acciaio del cordolo espresso in [cmq] W Modulo di resistenza della sezione del cordolo espresso in [cm^3] n Y Tipo B H A W Acciaio Geometria profilo terreno Simbologia adottata e sistema di riferimento (Sistema di riferimento con origine in testa alla paratia, ascissa X positiva verso monte, ordinata Y positiva verso l'alto) N numero ordine del punto X ascissa del punto espressa in [m] Y ordinata del punto espressa in [m] A inclinazione del tratto espressa in [ ] Profilo di monte N X Y A Profilo di valle N X Y A Descrizione terreni Simbologia adottata

32 Aztec Informatica * PAC 10.0 Relazione di calcolo 10 n numero d'ordine dello strato a partire dalla sommità della paratia Descrizione Descrizione del terreno peso di volume del terreno espresso in [kg/mc] s peso di volume saturo del terreno espresso [kg/mc] angolo d'attrito interno del terreno espresso in [ ] angolo d'attrito terreno/paratia espresso in [ ] c coesione del terreno espressa in [kg/cmq] n Descrizione s c 1 Depositi Glaciali Depositi Glaciali inferiori Descrizione stratigrafia Simbologia adottata n numero d'ordine dello strato a partire dalla sommità della paratia sp spessore dello strato in corrispondenza dell'asse della paratia espresso in [m] kw costante di Winkler orizzontale espressa in Kg/cm 2 /cm inclinazione dello strato espressa in GRADI( ) Terreno Terreno associato allo strato n sp kw Terreno Depositi Glaciali Depositi Glaciali Depositi Glaciali inferiori Depositi Glaciali inferiori Depositi Glaciali inferiori Depositi Glaciali inferiori Depositi Glaciali inferiori Depositi Glaciali inferiori Caratteristiche materiali utilizzati Calcestruzzo Peso specifico 2500 [kg/mc] Classe di Resistenza C25/30 Resistenza caratteristica a compressione R ck 306 [kg/cmq] Tensione di progetto a compressione c 99 [kg/cmq] Tensione tangenziale ammissibile c0 6.1 [kg/cmq] Tensione tangenziale ammissibile c [kg/cmq] Acciaio Tipo B450C Tensione di snervamento f yk 4589 [kg/cmq] Caratteristiche acciaio cordoli in c.a. Tipo B450C Tensione di snervamento f yk 4589 [kg/cmq] Caratteristiche acciaio cordoli in acciaio. Tipo Fe 360 Tensione di snervamento f yk 2400 [kg/cmq] Condizioni di carico