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Studio di Ingegneria Ing. G.Piero Cassitta - via Garibaldi 35 – 07023 Calangianus – OT Tel. 079 660336 – fax 079 662541 email [email protected] – P.I. 00272140906

Comunità del Territorio “Costa Paradiso”Comune di Trinità d’Agultu e Vignola

Provincia Olbia Tempio

AMPLIAMENTO E MANUTENZIONE STRAORDINARIA DELLE STRUTTURE DEPURATIVE

E DELLA RETE FOGNARIA ESISTENTE

ALLEGATO E1 - RELAZIONE DI COMPATIBILITA’ GEOTECNICA

Studio di Ingegneria

Ing. G.Piero Cassitta

Geologia

Dott. Geol. Giovanni Tilocca

Dott. PhD GIOVANNI TILOCCA – Geologo - N° 224 Ordine dei Geologi della Sardegna Dottore di Ricerca in Scienze della Terra CF: TLC GNN58 M17B354S 07100 Sassari - Via C. Floris, 2 PI: 01819860907 cell.: 3476841401- fax 079 – 4361649 Pag. 1 di 27

Ampliamento e manutenzione straordinaria delle strutture depurative e della rete fognaria esistente - Costa Paradiso (Trinità d’Agultu e Vignola –SS)

Studio di compatibilità geologica e geotecnica – Parte II Relazione Geotecnica

Parte II RELAZIONE GEOTECNICA

1. INTRODUZIONE La presente Relazione Geotecnica viene redatta nell’ambito dello Studio di compatibilità geologica e geotecnica prescritto ai sensi dell’Art. 8 comma 2 delle Norme di Attuazione (NdA) del P.A.I., in relazione al progetto di Ampliamento e manutenzione straordinaria delle strutture depurative e della rete fognaria esistente” in territorio di Costa Paradiso (Trinità d’Agultu-SS; Fig. 1). Essa è impostata sulle indagini in situ e sulle analisi contenuti nell’elaborato di progetto denominato “Relazione geotecnica sulle indagini” redatto dall’Ing. L. De Giorgi nel Gennaio 2012. I risultati di questa possono considerarsi coerenti a grandi linee con gli elementi della Relazione Geologica elaborata nel presente SCGG per quel che attiene alla modellizzazione geotecnica a cui essa perviene. Tuttavia è bene precisare che, chi scrive non è né l’autore del testo né il responsabile delle scelte adottate in merito alla campagna geognostica (localizzazione, numerosità e profondità dei sondaggi; Fig. 3; cfr.Allegato 4), del prelievo dei campioni, delle tipologie analitiche impiegate e delle analisi dei dati ricavati. Ciò di conseguenza, ha comportato nel corso della stesura della presente. la necessità di più di un adattamento ai risultati di detta Relazione. Il contributo originale consiste nella determinazione della resistenza alla compressione uniassiale mediante test sclerometrici e nella elaborazione di Verifiche di stabilità in aree sensibili investite dal progetto e interne all’Unità Fisiografica considerata. La Relazione Geotecnica fa riferimento alle prescrizioni della vigente normativa1 di cui al punto 6.2.2 del D.M.14.01.2008 e alle Istruzioni per l’applicazione delle Norme Tecniche. In base ad esse “La Relazione Geotecnica contiene i principali risultati ottenuti dalle indagini e prove geotecniche, descrive la caratterizzazione e la modellazione geotecnica dei terreni interagenti con l’opera, e riassume i risultati delle analisi svolte per la verifica delle condizioni di sicurezza e la valutazione delle prestazioni nelle condizioni d’esercizio del sistema costruzione-terreno”. Il modello geotecnico a cui si perviene è coerente con quello geologico elaborato dallo scrivente nella Relazione Geologica a cui vanno correlati i dati derivanti dallo studio geognostico e delle indagini geotecniche contenute nella Relazione Geotecnica sulle indagini. Gli obiettivi dello studio di compatibilità geotecnica sono contenuti nell’ Allegato F delle NdA del PAI (cfr. Obiettivi). L’elaborato tiene conto della tipologia degli interventi in progetto e delle finalità dello Studio di compatibilità ed è articolato oltre che sulle indagini in situ di cui anche sudi ulteriori più recenti analisi speditive in situ sulla compagine rocciosa (test sclerometrici e prove indice manuale) non comportanti oneri aggiuntivi per il committente, finalizzate alla determinazione della Resistenza alla compressione uniassiale delle superfici dei giunti rocciosi.

2. SINTESI DELLE PRINCIPALI OPERE IN PROGETTO Dalla Relazione generale del progetto a firma dell’Ing. Savi (Febbraio 2012) si ricava che: 1. L’obiettivo primario della progettazione è il collettamento delle sole acque nere con tassativa esclusione delle

acque meteoriche, di tutti i lotti del comprensorio. 2. Nella scelta dei tracciati di colletta mento si sono preferite soluzioni che consentissero l’allaccio a gravità delle

utenze e, solo nei casi in cui l’orografia del territorio non lo permettesse, si è prevista la realizzazione di sollevamenti privati per i singoli lotti.

3. Le condotte fognarie sono posizionate prioritariamente in aree comuni (sedi stradali o in lotti di proprietà della Comunità) e, solo nel caso in cui ciò non fosse possibile, “a confine” delle aree private (all’interno di una fascia larga un massimo di mt.2 dal confine di proprietà)…

4. Per quanto riguarda le stazioni di sollevamento in progetto si sono preferite soluzioni che minimizzassero l’impatto delle opere sul territorio e sul paesaggio, prevedendo la realizzazione di strutture completamente interrate e di volumi ridotti.

1 Si ricorda che per le costruzioni di tipo 1 e 2 e Classe d’uso I e II, limitatamente a siti ricadenti in Zona 4, è ammesso il Metodo di verifica alle tensioni ammissibili

(cap. 2.7). Per tali verifiche si deve fare riferimento al D.M. LL. PP. 11.03.88 per le opere e i sistemi geotecnici.




5. La localizzazione delle stazioni di sollevamento in progetto è stata dettata, oltre che da esigenze idrauliche e di colletta mento, dalla necessità di realizzarle esclusivamente in aree pubbliche (sedi stradali, parcheggi o aree a verde) e di garantirne un facile accesso per il controllo, le manutenzioni e le eventuali emergenze.

Lo sviluppo delle tubazioni è pari a 30,2 Km di cui 24,5 Km a gravità e 5, 7 Km in pressione. Il diametro delle tubazioni è variabile dai 20cm ai 40cm Le Stazioni di Sollevamento (SS.) previste nel settore principale di La Sarrera (NE) sono 11 in aggiunta alle 4 funzionanti nel settore principale di La Piana (SW). Si noti che, come più volte ribadito nella Relazione Generale (pag.21 e pag. 29), l’obiettivo primario del progetto è la raccolta delle sole acque nere, per cui non è prevista (si dice “con tassativa esclusione”; a pag. 21 della stessa Relazione) la raccolta delle acque meteoriche. La planimetria di progetto con l’indicazione delle aree scolanti è individuata nel progetto dalla Tav. 2. 6 Progetto: planimetria di insieme ed è consultabile a pag. 28 della Relazione Generale2.

3. LOCALIZZAZIONE AREA DI PROGETTO Il progetto di Ampliamento e manutenzione straordinaria delle strutture depurative e della rete fognaria esistente interessa una vasta superficie del comune di Trinità d’Agultu e Vignola, individuabile sulla cartografia I.G.M.I. (1995) alla scala 1.25.000 della Carta Topografica d’Italia nella Tav.426-II Isola Rossa e nella Sez.426120 della CTR in scala 1:10.000. I luoghi si raggiungono via terra percorrendo la SP n.90 Sassari -Santa Teresa Gallura. Il bivio per CP è distante circa 12 Km da quello per l’isola Rossa e Trinità d’Agultu.

Fig. 1 - Inquadramento geografico di Costa Paradiso

2 Gli elaborati di progetto sono dotati di protezione digitale e non è possibile esportarli nel presente elaborato




Fig. 2 – Stralcio ridotto della Tav.426-II Isola Rossa dell’IGMI, con la traccia della macro Unità Fisiografica

La planimetria di progetto con l’indicazione delle Zone Fognarie, completata dall’ubicaziione dei sondaggi eseguiti nell’Indagine Geognostica del Progetto Definitivo è riportata in riduzione in Fig. 2 (Tav. 4.1 Progetto: planimetria generale e quadro d’insieme).

4. OBIETTIVI E CONTENUTI DELLA RELAZIONE GEOTECNICA Lo Studio Geotecnico si propone di definire i seguenti elementi (Allegato F NdA P.A.I.):

i criteri di programmazione ed i risultati delle indagini in sito e le tecniche adottate con motivato giudizio sulla affidabilità dei risultati ottenuti;

la caratterizzazione geotecnica del sottosuolo in relazione alle finalità da raggiungere, effettuata sulla base dei dati raccolti;;

le verifiche di stabilità del pendio;

le eventuali interazioni con altre opere;

le conclusioni tecniche ivi compresa la compatibilità geotecnica del piano di lottizzazione

Date le finalità, vengono omessi i calcoli su portanza e cedimenti.




Fig. 3 - Riduzione progetto con ubicazione sondaggi

5. PROGRAMMA DELLE INDAGINI Data l’estensione e la tipologia del progetto a rete, L’Unità Fisiografica di riferimento per le indagini è stata la stessa considerata nello studio geologico ovvero l’intero comprensorio di CP.. E’ stato eseguito il seguente programma d’indagini:

1. sopralluoghi preliminari d’inquadramento per la definizione delle problematiche attese; 2. ricerca bibliografico-documentaristica; 3. studio litotecnico complementare a quello stratigrafico, al fine di individuare le litologie o le famiglie di litologie

interessate dal Piano di lottizzazione; 4. completamento speditivo dello studio geotecnico approntato per il progetto definitivo, nel quale erano stati

definiti elementi geognostici di dettaglio e i caratteri fisico-meccanici dei terreni direttamente ed indirettamente interessati, tramite accertamenti in situ e in laboratorio. L’analisi ex novo è consistita in test sclerometrici, prove indice manuale e conseguente caratterizzazione speditiva degli ammassi rocciosi secondo l’impostazione di Hoek-Brown;

5. verifiche di stabilità del versante.

6. FONTI BIBLIOGRAFICHE Per quanto attiene alla ricerca bibliografico-documentaristica valgono i testi consultati per la Relazione Geologica ( a cui si rimanda). Ad essi si aggiungano: 1. Bowles J.E. (1994): Fondazioni-Progetto e analisi. McGraw-Hill. 2. Cargnel G. & Gaddi R.(2005): Interventi a protezione dei versanti. Quarry & Construction, Luglio, pag.79-90. 3. Colombo P. (1974): Elementi di geotecnica. Zanichelli. 4. Commissione Interministeriale per lo studio della sistemazione idraulica e della difesa del suolo-III

Sottocommissione [Presid. A. Desio] (1971): Guida alla classificazione delle frane ed ai primi interventi. Tipolitografia Edigraf-Roma, 26 Tavv. pp.51.




5. De Vallejo Gonzales L.I. a cura di (2005): Geoingegneria. Prentice Hall, pp.716. 6. Di Lollo M., Di Ludovico A., La Banca V. (2005): Analisi dei dissesti in roccia. Quarry & Construction, Agosto,

pag.59-65. 7. Hoek E., Carranza-Torres C.T. and Corkum B. (2002): Hoek-Brown failure criterion-2002 edition. Proc.North

American Rock Mechanics Society meeting in Toronto in July 2002. 8. Hoek E.& Marinos P. (2000): Predicting tunnels squeezing. Tunnels and Tunnelling international. 9. I.S.R.M. (1993): Metodologie per la descrizione quantitativa delle discontinuità nelle masse rocciose. Rivista

Italiana di Geotecnica, 2, pag.151-197.

7. MODELLO GEOTECNICO 7.1 LITOSTRATIGRAFIA Per l’inquadramento regionale si rimanda alla Relazione Geologica. La situazione litostratigrafica locale è rappresentata

planimetricamente in Fig.4 ed in sezione nella Fig.5.

Legenda (solo settore Costa Paradiso)

Qe – Sabbie eoliche spesso a

stratificazione incrociata, talora frammiste a sabbie di origine alluvionale

1 - Graniti minuti o a grana

media, rosei o raramente grigi, a sola biotite o a due miche, spesso a tendenza aplitica, localmente un po’ porfirici, in masse a contorni per lo più sfumati.

- Graniti biotitici, localmente

passanti a grano dioriti, in genere agrana eterogenea con prevalenza di componenti a dimensioni medio-grossolane, per lo più rosati e, più raramente, grigi,talora contenenti scie ricche in biotite ed inclusi di varia natura

Fig. 4 - Stralcio ingrandito della Carta Geologica d’Italia (F°167-168 Isola Rossa-La Maddalena) con legenda del solo settore di Costa Paradiso (i simboli sono quelli originali).

Dall’indagine svolta, all’interno dell’Unità Fisiografica è stata ricostruita la seguente litostratigrafia (dall’alto in basso):

Unità Età Potenza

5 Alluvioni di fondo alveo ghiaiose e sabbiose attuali o Olocene 0.1-0,5 m

4 Depositi eolici (arenarie a stratificazione incrociata) Pleistocene Superiore 1m-6m

3 Accumuli residuali in grossi massi (boulders) stabilizzati o relitti (derivanti dall’evoluzione di 1B). Blocchi di versante degli ammassi rocciosi

Pleistocene

Varia (3-8 m)

2 Complesso granitoide ercinico a granitoidi molto fratturati e parzialmente arenizzati

Carbonifero sup.-Permiano (arenizzazione recente)

Varia (0.5-5,0 m)




Tab.1 - Riepilogo assetto litostratigrafico con schematizzazione dall’alto in basso (le litologie dell’Unità 3 conseguono da dinamica geomorfologica).

A cui fa seguito lo schema seguente, semplificato.

Fig. 5 - Schema Litostratigrafico del settore indagato (l’Unità 3 a blocchi di versante della Litostratgrafia è omessa per semplificare lo schema)

Per poter ottimizzare l’analisi geotecnica, le litofacies che risultano dalla litostratigrafia, sono state accorpate per caratteri composizionali e litotecnici omogenei nelle seguenti 3 unità litotecniche (numerazione dall’alto verso il basso stratigrafico):

Tab.2-

Che vengono riassunte nello schema generico seguente:

1 A-Complesso granitoide ercinico a Monzograniti integri benché fessurati fessurati (Fig. 4)

A-Complesso granitoide ercinico a Monzograniti molto fratturati e fessurati

Carbonifero sup.-Permiano Radicata in profondità

Unità Litotecniche Spessori

1 Arenarie poco addensate 1m-6m

2 Complesso granitoide ercinico parzialmente arenizzato 0,5-2m

3 Complesso granitoide ercinico a monzograniti porfirici integri o poco fessurati

radicato

4 Depositi eolici 1-6m

2 Complesso granitoide ercinico parzialmente arenizzato 0.50-5.0m

1A Complesso granitoide ercinico a monzograniti porfirici

integri o poco fessurati

1 Complesso granitoide del Carbonifero-Permiano a prevalenti monzograniti porfirici in ammassi rocciosi. Con filoni accessori Radicato in

profondità.

Olocene-Attuale

1A

1B Complesso granitoide ercinico a monzograniti molto

fratturati e fessurati

1B

5 Alluvioni fondo alveo.

2

5 4

Pleistocene sup.




Fig.6 - Schema litostratigrafico con definizione delle Unità geo-litologiche di riferimento (profilo generico; scala altezze e pendenza casuale)

Si trascura la presenza del manto regolitico sui granitoidi.

8.2 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA E DEGLI AMMASSI ROCCIOSI Come anticipato, allo scopo, si fa riferimento ai dati derivanti dal Progetto e solo in misura parziale ad indagini in situ dello scrivente. Nella tabella seguente vengono riassunti i dati tratti dalla Relazione Geotecnica sulle Indagini a firma dell’Ing. L. de Giorgi (Allegato 4 allo Studio di Compatibilità Geologica e Geotecnica).

Angolo di attrito (°)

Coesione kPa

Peso di volume secco N/mc

Peso di volume umido N/mc

Modulo edometrico kPa

Materiali di riporto 28-30 0 1300/1500 1400/1600 4000/5000

Sabbia sciolta 24-26 0 1600 1700 2500/3500

Granito arenizzato 34-35 10/20 1500/1600 1600/1700 10000/12000

Granito sano* 40 350 2200 2200 1000000

Tab.3 - Quadro riassuntivo risultante dalle analisi eseguite nel corso dell’indagine geotecnica finalizzata al progetto (cfr. All. 4 Pag. 8-9). NB: Si noti che i dati del PV sono erroneamente ridotti di 10 volte nella relazione originaria (2200N/mc corrisponderebbe a 2,2 kN/mc cioè a 0,2g/cmc). Nella tabella successiva si tiene conto dell’errore.

Correlando i dati di progetto al modello geotecnico riportato al paragrafo precedente si ha:

Tab. 4

Unità Geotecnica Angolo d’attrito (°)

Coesione kPa

PV secco N/mc (kN/mc)

1 Arenarie da poco addensate a sciolte 24-26 0 17000 (17)

2 Complesso granitoide ercinico parzialmente arenizzato 34-35 10/20 16000 (16)

3 Complesso granitoide ercinico a monzograniti porfirici integri o poco fessurati

40 350 22000 (22)

Coltre superficiale discontinua

Monzograniti Fratturati poco alterati

Monzograniti Fratturati

Monzograniti Fratturati poco alterati

Arenarie eoliche del Pleistocene sup.




La correlazione non è agevole in particolare per le arenarie che talvolta (lungo costa) hanno natura rocciosa ma in superficie assumono caratteri di sabbia. Come si vedrà anche l’ammasso litoide in Monzograniti non è facilmente inquadrabile con dati puntuali.

8.3 INDAGINE SPEDITIVA SUGLI AMMASSI ROCCIOSI IN SITU Sono state testate le litologie dell’Unità 3 di Tab. 4, ai fini della valutazione degli ammassi e dell’inserimento dei dati nelle Verifiche di Stabilità. Per la caratterizzazione in via speditiva si è fatto ricorso a:

Prove indice manuale (cfr. ISRM, 1993)

Prove sclerometriche (cfr. ISRM, 1993).

8.3.1 PROVE INDICE MANUALE

Sono state testate le sole Monzograniti dei settori più elevati e quelle presso le falesie costiere, dal momento che La prove di indice manuale, secondo le Raccomandazioni I.S.R.M. sono molto pratiche e dunque si tratta di riscontri speditivi che prevedono l’uso di un coltello di acciaio e del martello da geologo sulle pareti delle discontinuità rilevabili su roccia. I vari test hanno riscontrato la presenza di (in ordine di repertorio statistico): Rocce Resistenti (grado R4 - Resistenza alla compressione uniassiale pari a 50-100 MPa) dove “E’ necessario più di un colpo di martello per rompere un campione”. Rocce molto resistenti (grado R5-Resistenza alla compressione uniassiale pari a 100-250 MPa) in quanto “Sono necessari molti colpi di Martello per rompere un campione”. e più saltuariamente di: Rocce mediamente resistenti (grado R3-Resistenza alla compressione uniassiale pari a 25-50 MPa) in quanto “il campione può essere rotto con un unico colpo deciso del martello” . Le prove non hanno segnalato presenza di Rocce deboli (grado R2-Resistenza alla compressione uniassiale pari a 5-25 MPa). Come si vedrà, le determinazioni sono da considerarsi nell’insieme coerenti con quelle ricavate dai test sclerometrici.

Unità Litotecnica

Descrizione Resistenza alla compressione semplice Co

Unità 2

Rocce Resistenti (R4) 50-100 MPa

Rocce molto resistenti (R5) 5-25 MPa

Rocce mediamente resistenti (grado R3) 25-50 MPa

Tab.5 - Riepilogo risultati prove indice manuale

8.3.2 PROVE SCLEROMETRICHE (O COL MARTELLO DI SCHMIDT)

Nelle tabelle successive sono presentati i dati delle 60 prove sclerometriche relative a n° 6 stazioni (S1, S2, S3, S4, S5, S6) eseguite su 1 settore in n. 2 fronti vicini della ZF X24 presso l’are costiera settentrionale di CP (Fig.12), lungo la strada di servizio (trincea lato monte). Le procedure codificate per l’esecuzione di prove sclerometriche prevedono l’impiego del Martello di Schmidt, applicato perpendicolarmente alle superfici pulite delle discontinuità rilevate. In caso di diversa inclinazione vengono introdotti fattori compensativi nel calcolo. Le prove sono state condotte su superfici asciutte, sulla base di almeno 10 letture, con riferimento alle prescrizioni I.S.R.M. (1993), scartando le 5 più basse e calcolando, per ogni stazione, la media delle 5 letture più alte (in grassetto nelle tabelle). Tale valore medio è utilizzato per ogni stazione ai fini della valutazione dell’indice JCS (resistenza alla compressione delle pareti), impiegando lo specifico e ben noto abaco di correlazione (Deere & Miller, 1966) ai valori del peso di volume della roccia stessa impostati a partire da PV>20kN/m3 il quale permette anche la normalizzazione del valore del rimbalzo rispetto alla direzione verticale.




Il valore del peso di volume degli ammassi rocciosi a cui sono state riferite le prove è ricavato dal quadro riassuntivo risultante dalle analisi eseguite nel corso dell’indagine geotecnica finalizzata al progetto (Tab. 3) . Esso è assunto pari 22 kN/m3, corrispondente a poco più di 2 g/cm3. Il rapporto di sintesi delle prove sclerometriche è illustrato nelle tabelle seguenti:

Stazione 1 Stazione 2

Stazione 3

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

Kg/Cmq

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

1 40 1 34 1 30

2 42 2 44 2 28

3 41 3 46 3 11

4 33 4 38 4 42

5 33 5 22 5 32

6 52 6 20 6 51

7 32 7 45 7 55

8 43 8 33 8 50

9 43 9 17 9 46

10 52 10 29 10 42

MEDIA 46,4 68,4 MEDIA 41,4 60 MEDIA 48,8 75,4

Tab. 6 – Stazioni 1, 2 e 3

Stazione 4 Stazione 5

Stazione 6

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

Kg/Cmq

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

Lettura

Valore Rimbalzo

Ci (Mpa)

1 24 1 61

Kg/Cmq

1 25 (Mpa)

2 35 2 39 2 24

3 47 3 54 3 37

4 33 4 30 4 28

5 36 5 55 5 17

6 48 6 42 6 14

7 28 7 37 7 25

8 38 8 46 8 17

9 42 9 53 9 23

10 30 10 46 10 13

MEDIA 42,2 51 MEDIA 53,8 102 MEDIA 27,8 30

Tab.7 – Stazioni 4, 5 e 6

I simboli sono riferiti alle orientazioni dello sclerometro sulle rispettive superfici testate. La

specificazione è essenziale in quanto il comportamento dello strumento al rimbalzo è funzione variabile dell’orientamento del martello in rapporto alla superficie (per effetto contrario o sfavorevole dell’accelerazione di gravità sul rimbalzo) e conseguentemente differenti sono le corrispondenze con i valori di resistenza monoassiale determinata con disposizioni diverse da quella canonica (verticale), ancorché ortogonale alla superficie, in quanto vengono introdotti fattori di correzione rispetto alla prova con strumento verticale. A consuntivo è bene sottolineare i seguenti aspetti:

Le differenze dei valori medi di rimbalzo alla percussione fra le varie stazioni,

Le differenze dei valori di JCS,

Tali osservazioni suggeriscono, a scala di dettaglio, caratteri litotecnici delle compagini rocciose in Monzograniti non del tutto omogenei a conferma delle osservazioni sul terreno e, in particolare, dell’incidenza della fratturazione nella qualità degli ammassi. Si noti che lo stato di alterazione dell’ammasso roccioso sottoposto ai test è assegnabile a I grado in quanto la roccia appare “Fresca” ovvero (sensu ISRM) “non vi sono segni visibili di alterazione del materiale roccioso; tutt’al più una leggera decolorazione sulla superficie delle maggiori discontinuità”. I valori determinati di JCS sono conseguentemente diversi. I risultati delle stazioni rientrano nei seguenti campi di valori: Stazioni n.1,2,3,4 Rocce Resistenti (JCS =50-100 Mpa) Stazione n.5 Rocce Molto Resistenti (JCS =100-250 Mpa) Stazione n.6 Rocce Mediamente Resistenti (JCS =25-50 Mpa)




In sintesi si ha il quadro seguente:

Tab.8 - Riepilogo dati derivati da stazioni sclerometriche

Il dato medio dei JCS delle rocce resistenti è JCS= 63,7 MPa Il dato medio dei valori ricavati dai test è JCS =64,46 MPa (arrotondato a 64Mpa); il dato Massimo è JCS=102 MPa Il dato minimo è JCS = 30 MPa Riassumendo verranno introdotti nei calcoli successivi i seguenti parametri geotecnici:

PV = 22 kN/m3 (2, g/cm3)

JCS = 64 MPa

JCS =102 Mpa

PV = 22kN/ m3

8.4 RESISTENZA AL TAGLIO - IL CRITERIO DI ROTTURA DI HOEK-BROWN PER GLI AMMASSI ROCCIOSI O METODO GSI Il calcolo successivo è finalizzato a tarare il criterio di rottura di Hoek-Brown sui dati ricavati dalle analisi e a disporre degli indici necessari alla verifica condotta secondo la configurazione di sforzo di Hoek-Brown. Il metodo di Hoek-Brown consiste nella determinazione della resistenza al taglio dell’ammasso roccioso fratturato mediante la procedura derivante dall’analisi e dalle formulazioni di Hoek et al. (2002) [7]. riassunte nel Metodo G.S.I.. L’assunto fondamentale del metodo é quello per cui in un ammasso roccioso, la resistenza meccanica dell’insieme è minore di quella dei singoli elementi intatti che lo costituiscono. Esso si fonda sulla definizione di un Criterio di Rottura empirico mediante il quale, nel diagramma Sforzi Normali-Sforzi Tangenziali, per l’ammasso roccioso si definisce un inviluppo di rottura curvo3 . Nell’applicazione pratica, si perviene alla determinazione della resistenza al taglio dell’ammasso in termini dei φ e c, attraverso una procedura di valutazione delle qualità meccaniche e strutturali e dello stato tensionale dell’ammasso, basata sull’assegnazione di particolari valori numerici (parametri) alle sue caratteristiche geologiche e geomeccaniche. La metodologia in sostanza fa riferimento ad una rigorosa ed integrata conoscenza della struttura geologica, cioè al complesso dei caratteri dell’ammasso roccioso, piuttosto che al solo impiego di dati puntuali misurati in situ o determinati in laboratorio. Per l’applicazione del Criterio di Rottura è necessario definire, nella situazione relativa all’ammasso roccioso, i seguenti parametri base: G.S.I. (Geological Strenght Index = Indice Geologico di Resistenza, adimensionale, che sintetizza le

caratteristiche strutturali essenziali dell’ammasso e della cui elaborazione si dirà meglio in seguito), mi (costante litologica, adimensionale, variabile dipendente dalle proprietà della matrice rocciosa e ricavabile per

stima da tabelle apposite), D (fattore di disturbo, adimensionale, dipendente da condizioni sovraimposte da azioni di disturbo di origine

antropica, ovvero, nel nostro caso, scavi),

ci ( Resistenza alla compressione uniassiale delle pareti di roccia [JCS], in MPa),

3 Ciò consente la successiva applicazione dei più comuni metodi per (Bishop etc) par l’analisi di stabilità.

Stazioni 1 2 3 4 5 6

Peso di volume (KN/m3) 22 22 22 22 22 22

Rimbalzo 46,4 41,4 48,8 42,2 53.8 27,8

Resistenza compressione monoassiale [JCS] MPa

68,4 MPa

60 MPa

75,4 MPa

51 MPa

102 MPa

30 MPa

Descrizione Rocce Resistenti Molto Resistenti

Mediamente Resistenti

Grado di alterazione I grado




Fig. 7 - Diagramma di Deer & Miller (1966). In rosso indicati i range dati di JCS ricavati

8.4.1 PROCEDURA DI DETERMINAZIONE DELLA RESISTENZA AL TAGLIO

Il parametro GSI è calcolato stimando i caratteri strutturali dell’ammasso e le condizioni delle discontinuità, così come proposto da Hoek & Marinos (2000), utilizzando i valori dell’abaco del software RocLab, riferibili alla struttura “a blocchi irregolari” (o “Very Blocky”) dell’ammasso in quanto trattasi di “roccia dislocata da 4 o più famiglie di discontinuità che individuano blocchi e diedri di materiale parzialmente disturbato” e in cui le superfici di discontinuità siano Buone (“Good”) cioè rugose e debolmente alterate, e Molto Buone (“Very Good”), cioè a elevata rugosità e non alterate”. Stanti le osservazioni sull’ammasso testato e per correlazioni su numerosi limitrofi, considerata la mutevolezza nel dettaglio, conseguenza in genere della spaziatura, i valori più congrui che si ritiene di dover attribuire a tale parametro, con criterio conservativo, sono GSI = 55 per le Rocce resistenti e GSI = 70 per quelle Molto resistenti.




Fig. 8 - Attribuzione del valore di GSI (=55) per rocce rsistenti (JCS=64)

Fig. 9 - Attribuzione del valore di GSI (=70) per rocce molto rsistenti (JCS=102)




Fig.10 - Relazioni analitiche fra gli sforzi principali maggiori e minori relativamente ai due criteri di Hoek-Brown e di Mohr-Coulomb.

La determinazione del parametro mi scaturisce dal confronto con un’apposita tabella di riferimento implementata nel software. I valori testati per le principali rocce ignee sono i seguenti:

Tab. 9 - Campo valori del parametro mi in rocce metamorfiche secondo RocLab

La scelta influisce sul calcolo dei parametri di Mohr-Coulomb in quanto a valori più bassi corrispondono risultati di φ’ e c’ minori, quindi a vantaggio della sicurezza.




Nel caso in questione, si è scelto di assegnare al parametro un valore mi = 26 (che rappresenta il valore minore fra quelli attribuibili alla tipologia granitoide con caratteri più affini (Granodioriti) a quella dello studio (Monzograniti) per le rocce resistenti) e mi = 32 per quelle molto resistenti (valore maggiore) D ha valori compresi fra 0 e 1. Per la scelta, che ha effetto sul calcolo dei parametri di Mohr-Coulomb ma non su quelli di Hoek-Brown, si è fatto riferimento all’applicazione generale (Slopes) e si è optato, conservativamente, per il valore di 1 poiché, pur non attualmente interessato da disturbi, per ogni ammasso si ammette la condizione di massimo disturbo artificiale conseguente ad intervento.

Il parametro ci rappresenta la resistenza alla compressione uniassiale delle pareti delle discontinuità rilevate (JCS), in MPa. Esso è stato determinato mediante esecuzione di Prove sclerometriche in situ preliminarmente affiancate alle Prove di Indice manuale (Resistenza alla compressione monoassiale in MPa) di cui ai Parr. 8.3.1. e 8.3.2.. ed è pari a 64 Mpa e 102 Mpa, rispettivamente per le Rocce Resistenti e per quelle Molto Resistenti.

Fig. 11 - Localizzazione dei Test sclerometrici.

Riepilogando, si opererà secondo n. 2 condizioni: Tab.10

Prima condizione:

Seconda condizione

JCS 102Mpa 64

GSI 70 55

Mi 32 26

D 1 1

PV 22kN/m3 22kN/m3

5

2 1

3

6

4




Prima condizione

Fig. 12 – Prima condizione. Elaborazione analisi della Resistenza al taglio col software RocLab (Rocscience) con sovrapposizione (Blu) dell’inviluppo di Mohr-Coulomb (i dati di input e di output sono riassunti nella Tab.9).

I dati di resistenza al taglio ricavati dall’applicazione del Metodo di Rottura di Hoek-Brown risultano essere nettamente più alti di quelli proposti in sede di studio geotecnico del progetto.

Tab.11 - Elaborazione analisi Resistenza al taglio di RocLab: riepilogo dati principali prima condizione

Classificazione di Hoek Brown

Mohr-Coulomb Fit

Parametri ammasso Roccioso

SIGCI 102MPA GSI 70 MI 32 D 1 EI 12000

C 1,07MPA φ 61,07 Gradi

SIGT -0.183066MPA

SIGC 8.31613MPA

SIGC 26.8999MPA

ERM 2569.68MPA




Seconda condizione

Fig. 13 – Seconda condizione. Elaborazione analisi della Resistenza al taglio col software RocLab (Rocscience) con sovrapposizione (Blu) dell’inviluppo di Mohr-Coulomb (i dati di input e di output sono riassunti nella Tab.9).

Tab.12 - Elaborazione analisi Resistenza al taglio di RocLab: riepilogo dati principali seconda condizione

I dati di resistenza al taglio ricavati dall’applicazione del Metodo di Rottura di Hoek-Brown risultano, in questo caso, abbastanza ben compatibili con quelli proposti in sede di studio geotecnico del progetto: l’angolo d’attrito appare sovradimensionato di circa il 17% (49° a fronte di 40°), il valore della coesione è praticamente identico.

Classificazione di Hoek Brown

Mohr-Coulomb Fit

Parametri ammasso Roccioso

SIGCI 64MPA GSI 55 MI 26 D 1 EI 12000

C 0,424MPA φ 48,87 Gradi

SIGT -0.0338801MPA SIGC 1.46012MPA SIGC 8.63218 MPA ERM 1077.91 MPA




10. VERIFICHE DI STABILITA’ DEI VERSANTI4 Con lo scopo di valutare in termini analitici la stabilità dei versanti più suscettibili all’instabilità cioè allo sviluppo dei fenomeni di incremento potenziale della pericolosità, sono stati selezionati due profili (Profilo A e Profilo B) ritenuti sintetici del più vasto campionario di geo-morfologie che si rilevano all’interno dell’Unità Fisiografica studiata. Su di essi sono state eseguite alcune verifiche di stabilità secondo i Metodi di Bishop e Janbu (Janbu semplificato e Janbu corretto) a partire dal campo di sforzi di Hoek-Brown e di Mohr-Coulomb. Le tracce dei profili vengono riportate rispettivamente in Fig. 14 e 15 (Profilo A) e Fig. 21 e 22.

Fig. 14 – Profilo A su Ortofoto

4 DM 14 1 2008 Nuove NTC - 2.7 Verifiche alle Tensioni Ammissibili. Se ne riporta uno stralcio:

Relativamente ai metodi di calcolo, è d'obbligo il Metodo agli stati limite di cui al § 2.6. Per le costruzioni di tipo 1 e 2 e Classe d’uso I e II, limitatamente a siti ricadenti in Zona 4, è ammesso il Metodo di verifica alle tensioni ammissibili. Per tali verifiche si deve fare riferimento alle norme tecniche di cui al D.M. LL. PP. 14.02.92, per le strutture in calcestruzzo e in acciaio, al D.M. LL. PP. 20.11.87, per le strutture in muratura e al D.M. LL. PP. 11.03.88 per le opere e i sistemi geotecnici. Le norme dette si debbono in tal caso applicare integralmente, salvo per i materiali e i prodotti, le azioni e il collaudo statico, per i quali valgono le prescrizioni riportate nelle presenti norme tecniche. Le azioni sismiche debbono essere valutate assumendo pari a 5 il grado di sismicità S, quale definito al § B. 4 del D.M. LL. PP. 16.01.1996, ed assumendo le modalità costruttive e di calcolo di cui al D.M. LL. PP. citato, nonché alla Circ. LL. PP. 10.04.97, n. 65/AA.GG. e relativi allegati.




Fig. 15 – Traccia Profilo A su Cartografia pericolo geomorfologico PUC

Tutte le verifiche sono state sviluppate con un programma elettronico denominato Slide (di RocScience) in cui sono state implementate le condizioni litotecniche della modellizzazione sulle due sezioni A ( Fig. 14 e Fig. 15) e B (Fig. 21 e Fig.22). Nella modellazione non è stata introdotta la presenza di acqua ovvero di spinte ad essa connesse. I risultati grafici delle verifiche sono riportati in sequenza dalla Fig. 16 alla Fig. 20 e dalla Fig..23 alla Fig.27. Ognuna di esse mostra, secondo le specifiche di calcolo, i risultati dell’elaborazione delle migliaia di superfici di rottura possibili, indicando come arco, quella a minore coefficiente o fattore di sicurezza.




Fig. 16 - Verifica di stabilità Profilo A. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato; 1^ Condizione, D=0 , JS

La stabilità del versante nelle condizioni di calcolo non è verificata.

Fig. 17 - Verifica di stabilità Profilo A. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato; 1^ Condizione, D=1, JS La stabilità del versante nelle condizioni di calcolo non è verificata.




Fig. 18 - Verifica di stabilità Profilo A. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato; 2^ condizione D=0, JS


Fig. 19 - Verifica di stabilità Profilo A. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato; 2^ condizione, D=1, JS




La stabilità del versante nelle condizioni di calcolo non verificata.

Fig. 20 - Verifica di stabilità Profilo A. Campo sforzi: Mohr-Coulomb, BS

La stabilità del versante nelle condizioni di calcolo è verificata.

Fig. 21 - Presso SS X24




Fig. 22 - Traccia Profilo B su stralcio Cartografia pericolo geomorfologico PUC

Fig. 23 - Verifica di stabilità Profilo B. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato, 1^ condizione, D=0, JS





Fig. 24 - Verifica di stabilità Profilo B. Campo sforzi: Hoek-Brown generalizzato1^ condizione, D=1, JS









Fig. 27 - Verifica di stabilità Profilo B. Campo sforzi: Mohr-Coulomb, BS

La stabilità del versante nelle condizioni di calcolo è verificata.




10.1 DISCUSSIONE Le verifiche di stabilità sono state condotte mediante riferimento a 2 diversi campi di sforzo (Strenght type):

configurazione di Mohr-Coulomb (MC) configurazione di Hoek-Brown generalizzata (HB)

Le formulazioni impiegate dal software sono:

Bishop semplificata,

Jambu semplificata [JS] e

Jambu corretta Nella prima (MC) i dati di input sono quelli ricavati dalle analisi geotecniche di laboratorio. Nella seconda (HB) sono stati inseriti i dati derivanti dall’applicazione del metodo GSI nelle due diverse condizioni enunciate in precedenza, in ognuna delle quali tuttavia si è postulato un coefficiente di disturbo D massimo (1) e uno minimo (0). Ciò anche al fine di pervenire ad una valutazione in feed back dell’attendibilità di ogni applicazione. In totale sono presentate quindi 5 configurazioni per ogni profilo, per un totale di 10 configurazioni di verifica di stabilità. I risultati sono presentati e messi a confronto. JS è sempre la più conservativa e per tale ragione è selezionata ai fini della rappresentazione iconografica degli esiti della verifica secondo HB. Le verifiche secondo la configurazione degli sforzi di MC conducono a fattori di sicurezza >4 in base alle tre formulazioni impiegate (Bishop semplificata, Jambu semplificata e Jambu corretta). Nelle figure è presentata quella di Bishop semplificata. Con le verifiche secondo il campo degli sforzi di HB nel Profilo A si conseguono fattori di sicurezza sempre nettamente insoddisfacenti nella prima come nella seconda condizione, sia con D=0 che, a maggior ragione con D=1. Si consideri che ciò si determina quantunque la prima condizione di verifica di HB consideri un ammasso di ottime qualità. Nel Profilo B, il FS cresce Il calcolo con la configurazione di sforzi Hoek-Brown si rivela dunque la condizione più conservativa e i risultati,

quantunque contraddetti nelle condizioni attuali, appaiono a chi scrive abbastanza verosimili in quanto più rispondenti

alle esperienze di chi scrive (Si è sempre sostenuta infatti la tesi secondo cui pareti verticali o subverticali, soprattutto se alte, siano sempre sollecitabili e con pericolo molto alto di crollo-ribaltamento (o scivolamento) anche in caso di rocce molto resistenti.). Al contrario, quelle condotte con MC manifestano FS così sovradimensionati sul Profilo A da far esprimere un giudizio scettico sull’impiego di tale campo di sforzi su versanti molto estesi e particolarmente pendenti. Su B, il FS espresso con MC è sufficientemente superiore a quello limite e la condizione del versante è sufficientemente descritta dai risultati di HB in 1^ condizione e in assenza di disturbo (D=0). In sintesi, non è mai suffragata nello stato di fatto sia nella 1^ Condizione di verifica con HB che nella 2^ condizione, l’ipotesi di massimo disturbo in D=1. Il versante A e il versante B sono verificati solo nelle condizioni di sforzo di MC coi parametri derivati dallo studio geotecnico del progetto. La verifica di B appare realistica (FS= 1,852), in quella di A, il FS è sovrastimato. Il versante B nella 1^ condizione, secondo HB esprime un fattore di verifica di poco inferiore al FS limite (FS=1,039) con D=0 e tale situazione è nei fatti molto verosimile. Questo risultato in ogni caso conferma la necessità di verificare che gli scavi nel settore e nelle situazioni operativamente simili (versanti acclivi in sottoscarpa; ma lo stesso varrebbe in controripa), non provochino detensionamenti in grado di innescare movimenti; in caso di presenza di litotipi arenizzati sul bordo a valle del taglio da escavo, andrà valutata una soluzione nel sottoscarpa. Ad ogni buon conto la contraddittorietà nei risultati delle verifiche conferma la grande difficoltà di pervenire a rappresentazioni perfettamente realistiche dell’instabilità sugli ammassi resistenti ma fratturati.




11. INTERAZIONI CON ALTRE OPERE Sulla base di quanto rilevato nello stato di fatto del versante, ivi comprese le ubicazioni delle abitazioni e delle strutture viarie:

non sono ipotizzabili interazioni dirette significative se non quelle previste in progetto per le opere nella loro specifica funzionalità;

le interazioni indirette potenziali sono quelle legate agli eventuali fenomeni di dissesto erosivo sulle tracce degli scavi, ove non fossero realizzati secondo le prescrizioni enunciate in Relazione Geologica e, durante i lavori, agli eventuali dilavamenti sui cumuli di scavo.

12. CONCLUSIONI TECNICHE L’indagine geotecnica finalizzata al progetto, avvalendosi di analisi di laboratorio e in situ, ha caratterizzato le principali unità litologiche di CP. I risultati sono stati correlati a quelli della Relazione Geologica facente parte del presente studio sulla base dell’elaborazione del Modello Geotecnico. Quest’ultimo è stato conseguito anche mediante l’apporto di test sclerometrici e prove indice manuale realizzate nel corso del presente lavoro. Con l’applicazione del metodo GSI di Hoek-Brown si è estesa, infine, la gamma delle possibilità di verifica di stabilità. Queste sono state eseguite su 2 profili acclivi per lo più rocciosi interessati da Hg2 . Il Profilo A è stato scelto per le sue caratteristiche geomorfologiche legate alla presenza di un rilievo a Inselberg; il B perché rappresenta una delle condizioni di maggiore difficoltà operativa per il progetto (rocciosità, acclività del versante, contiguità con ammassi rocciosi, ristrettezza degli spazi viari, sottoscarpa). Come detto in Relazione Geologica, il progetto non altera lo stato della Pericolosità di Frana attualmente risultante nell’ambito della cartografia del PUC comunale, costituente aggiornamento della banca data PAI (a seguito della Delibera del C.I. dell’Autorità di Bacino n.7 del 31/10/12). Può tuttavia sollecitare la Pericolosità Geomorfologica conseguente da dissesti erosivi, assai probabili in assenza delle contro misure di mitigazione e prevenzione suggerite nel suddetto elaborato in particolare nelle conclusioni dello stesso e perfezionate anche a valle dello Studio di Compatibilità Idraulico. Nel corso dell’analisi degli effetti geomorfologici del progetto si è posto in evidenza il fatto che localmente taluni settori rocciosi possano essere sede nel corso delle escavazioni e a seguito di esse ci sollecitazioni potenziali sugli ammassi, a seguito delle operazioni di escavo. In particolare si è posta l’attenzione sui settori circoscritti alle ZF X24, X22, Sarrera50, Sarrera, 103, M12 e Y2, soprattutto per quel che riguarda l’interazione fra scavi e porzioni di sottoscarpa ed eventualmente controripa. Essendo tali processi strettamente condizionati dalle caratteristiche locali delle discontinuità, in particolare da stato di alterazione e spaziatura, è evidente che ogni situazione può essere governata nel merito nel corso della Direzione Lavori, soprattutto per quanto riguarda gli effetti sull’ammasso dei possibili detensionamenti che si attuerebbero su di esso quando lo scavo interessasse situazioni di per sé più esposte (potenzialmente presenti in tutti i settori Hg2, dal momento che queste ultime possono essere “zone in cui esistono condizioni geologiche e morfologiche sfavorevoli alla stabilità dei versanti ma prive al momento di indicazioni morfologiche di movimenti gravitativi”). L’esito delle verifiche è contraddittorio. Certamente per il Profilo A le condizioni del versante sono più favorevoli di quanto attestato dalle verifiche sistematicamente negative eseguite con riferimento al campo degli sforzi di HB, ma assai meno di quanto porrebbe in evidenza la verifica secondo MC. Nel Profilo B il FS con MC decade pur attestandosi sempre su valori superiori al FS limite, mentre con HB è di poco superiore all’Unità. Le condizioni parrebbero, per entrambi i versi, confermare le tesi espresse nelle conclusioni alla Relazione Geologica circa la cautela da utilizzare in via preventiva in simili casi. Si tratterà in sostanza di verificare che nelle situazioni operativamente simili (versanti acclivi in sottoscarpa; in controripa), gli scavi non inducano sollecitazioni sugli ammassi in grado di innescare movimenti. Per quanto riguarda pericolo di erosioni, vale quanto detto in conclusione alla Relazione Geologica. Quindi affinché le sezioni di escavo siano preservate da effetti erosivi concentrati (rill e/o gully erosion) per asportazione delle parti fini dei

materiali di rinterro, lungo i declivi pendenti (con criterio conservativo si farà riferimento ad acclività > 20%), qualunque

sia il sostrato geolitologico fra quelli individuati, le nuove tubazioni potranno essere poste in opera solo all’interno di sezioni realizzate a guisa di fosse drenanti, ricoperte da terre stabilizzate e magrone. Poiché il progetto ha possibilità di incidere sulla Pericolosità di Frana solo in concomitanza di particolari condizioni locali, accertabili in sede esecutiva, la realizzazione degli scavi nelle aree rocciose delle ZF di X22 e X24 e di Sarrera 50 lungo il compluvio E1, rende indispensabile, qualunque sia il metodo impiegato, osservare opportune precauzioni esecutive in




funzione della collocazione delle tracce di escavo rispetto ai lati stradali e dei mezzi che si renderanno necessari alla demolizione degli ammassi. Sul lato di monte occorrerà eventualmente valutare in via preventiva la stabilità dei singoli boulders disposti ai piedi o sui fianchi dei Tor o degli ammassi che incombono sulle sedi viarie; parimenti sul lato di valle, data la struttura litotecnica, occorrerà assicurarsi che le operazioni di escavo delle macchine non sollecitino detensionamenti incompatibili con le condizioni sottoscarpa del versante, ovvero instabilità di volumi o cunei rocciosi attualmente stabili. Se non fosse possibile alcuna alternativa dovrà operarsi obbligatoriamente ai fini del consolidamento con reti di acciaio aderenti o imbragature ed ancoraggi. Pertanto, quantunque la profondità delle sezioni di progetto sia inferiore a 1,5 m, un’attenzione particolare dovrà in ogni caso essere destinata alla verifica in corso d’opera delle condizioni di scavo e di autosostegno delle pareti.

13. COMPATIBILITÀ GEOTECNICA il Progetto Ampliamento e manutenzione straordinaria delle strutture depurative e della rete fognaria esistente di Costa Paradiso (Trinità d’Agultu e Vignola – SS) è coerente con l’Art. 27 (Disciplina delle aree di pericolosità molto elevata da frana [Hg4]) comma 3i (In materia di infrastrutture a rete o puntuali pubbliche o di interesse pubblico nelle aree di pericolosità molto elevata da frana sono consentiti esclusivamente: gli interventi di ampliamento e ristrutturazione di infrastrutture a rete e puntuali riferite a servizi pubblici essenziali non delocalizzabili, che siano privi di alternative progettuali tecnicamente ed economicamente sostenibili e siano dichiarati essenziali). Inoltre, sulla base di quanto esposto, le opere non aumentano la pericolosità geomorfologica e non incrementa condizioni di rischio specifico da frana o da erosione nella misura in cui i lavori si atterranno alle prescrizioni formulate sia in questa sede che nella Relazione Geologica. Esso infine non compromette la riduzione o l’eliminazione di eventuali cause di pericolosità o di danno potenziale eventualmente presenti in aree di pericolosità perimetrata ad essa prossime.. Pertanto il progetto può considerarsi compatibile con le previsioni del P.A.I. dal punto di vista Geologico e Geomorfologico, a condizione che la gamma di misure di prevenzione e mitigazione geomorfologica prescritte venga effettivamente realizzata.

Dott. Geol. Giovanni TILOCCA

Lì, Ottobre 2013

Comunità del Territorio “Costa Paradiso” Comune di Trinità ... Idrogeologica opere... ·...

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