Relazione Geotecnica Porto di Rimini Esecutivo · ... coefficienti parziali di sicurezza. Nel...

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1 PREMESSA

Pur non strettamente necessario poiché il Progetto Definitivo è stato

approvato prima dell’entrata in vigore della normativa attuale, le verifiche

geotecniche della scogliera in progetto vengono affrontate con i parametri

delle nuove norme tecniche per le costruzioni.

Il Decreto Ministeriale Infrastrutture 14 Gennaio 2008 “Norme tecniche per

le costruzioni” dedica il Capitolo 6 alla progettazione geotecnica, che si

basa sul metodo degli stati limite e sull’impiego dei coefficienti parziali di

sicurezza. Nel metodo degli stati limite, ultimi e di esercizio, i coefficienti

parziali, che si combinano in funzione del tipo di opera e di verifica, sono

applicati alle azioni, agli effetti delle azioni, alle caratteristiche dei materiali e

alle resistenze.

La condizione che va rispettata per ogni stato limite è la classica:

dd RE ≤

con Ed il valore di progetto dell’azione o dell’effetto dell’azione e Rd il valore

di progetto della resistenza del sistema geotecnico:

=

= d

M

k

kFd

M

k

kFd aX

FEaX

FEE ;;;;γ

γγ

γ

= d

M

k

kF

R

d aX

FRR ;;1

γγ

γ

La normativa suggerisce la combinazione dei coefficienti parziali di

sicurezza applicati alle azioni, ai parametri geotecnici e alle resistenze a

seconda della tipologia di opera e della specifica verifica.

Nel caso della scogliera in progetto si considerano, per la verifica di

sicurezza, gli stati limite “geotecnici” rappresentati:

− dalla stabilità dell’insieme rilevato-terreno di fondazione,

− dal raggiungimento del carico limite del terreno di fondazione sotto il

peso del rilevato,

− dai cedimenti differenziali del terreno di fondazione.

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La nuova normativa disciplina (nel Paragrafo 7.11) inoltre la progettazione e

la verifica delle opere e dei sistemi geotecnici soggetti ad azioni sismiche.

Sotto l’effetto dell’azione sismica di progetto le opere devono soddisfare gli

stati limite ultimi e di esercizio definiti nel paragrafo 3.2.1 della suddetta

norma, per ciascuno dei quali varia il tempo di ritorno RT di riferimento per

l’evento sismico di progetto. Il tempo di ritorno dell’evento sismico di

progetto per la struttura in esame è calcolato, a partire dalla vita nominale

dell’opera NV (anni), dal coefficiente d’uso UC riferito alla classe d’uso

dell’opera e dalla probabilità di non superamento RV

P , secondo

l’espressione:

( ) ( )RR VRVNUR PVPVCT −−=−−= 1ln1ln

La normativa fornisce per ciascuno dei quattro Stati Limite i valori della

probabilità di superamento dell’evento sismico nel periodo di riferimento:

− Stato Limite di Operatività (SLO) P=81%;

− Stato Limite di Danno (SLD) P=63%;

− Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) P=10%;

− Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC) P=5%.

In particolare, le azioni sismiche di progetto si definiscono a partire dalla

“pericolosità di base” del sito di costruzione che è definita dall’accelerazione

orizzontale massima attesa ga (in condizioni di campo libero su sito di

riferimento rigido, sottosuolo di categoria A, e superficie topografica

orizzontale) e dalle ordinate dello spettro di risposta elastico in

accelerazione ( )TSe corrispondente all’accelerazione massima, con

riferimento alle prefissate probabilità di superamento RV

P dell’evento nel

periodo di riferimento RV .

Per ottenere la risposta sismica locale di progetto si deve tener conto

dell’amplificazione stratigrafica (l’influenza del profilo stratigrafico sulla

3

risposta sismica locale viene valutata in funzione dell’effettiva categoria di

sottosuolo presente nel sito) e dell’amplificazione topografica.

La normativa richiede inoltre, nell’ambito della progettazione per azioni

sismiche, la verifica alla stabilità nei confronti del fenomeno di liquefazione

dei terreni.

2 PERICOLOSITA’ SISMICA NEL COMUNE DI RIMINI

Per la definizione della pericolosità sismica nel sito di costruzione si fa

riferimento alle mappe interattive elaborate dall’Istituto Nazionale di

Geofisica e Vulcanologia nell’ambito del progetto DCP-INGV-S1.

Fig. 2.1 Esempio di mappa interattiva di pericolosità sismica per il comune di Rimini.

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Fig. 2.2 Accelerazione massima orizzontale per il punto griglia di Rimini, evidenziato in

rosso nella mappa.

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Fig. 2.3 Spettri in accelerazione massima per il punto griglia di Rimini, evidenziato in rosso

nella mappa.

Per l’opera in progetto si è scelta una vita nominale di 50anni e, a favore di

sicurezza, classe d’uso II. La seguente tabella riassume i parametri di

pericolosità sismica per il sito in questione:

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Latitudine 44.08118847 Longitudine 12.57576227

Classe Struttura II

Vita Nominale Struttura 50

Periodo di Riferimento azione sismica 50

"Stato Limite" Tr [anni] ag [g] F0 [-] T*c [s]

SLO 30 0.048 2.433 0.270

SLD 50 0.062 2.554 0.279

SLV 475 0.182 2.476 0.297

SLC 975 0.237 2.514 0.310

Parametri di pericolosità Sismica

Tab. 2.1 Tabella riassuntiva dei parametri di pericolosità sismica.

3 PARAMETRI GEOTECNICI E GEOMECCANICI DEL SITO

Il piano di imposta della scogliera è caratterizzato da depositi di

recentissima formazione da poco coerenti a sciolti, non preconsolidati e

compressibili.

La “stratigrafia tipo” e i principali parametri geotecnici e geomeccanici sono

dedotti dalle indagini eseguite per le precedenti fasi della progettazione e

derivano da comparazioni con indagini limitrofe, con l’attribuzione di valori

statisticamente medi.

Con riferimento alla stratigrafia tipo, riportata nella figura successiva, nella

quale si assume come quota di riferimento 0.00m quella del livello medio

mare, si individuano tre tipologie di litotipo, caratterizzate dai seguenti

parametri:

B) sabbia medio fine, sciolta

Granulometria: ghiaia 10-15%; sabbia 60-65%; limi 20-30%

SPT 6+6 colpi

Pp 0.8-1.0 Kg/cm2

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Tv 0.1-0.3 Kg/cm2

Cu 0.45 Kg/cm2

C’ 0.32 Kg/cm2

gsat 1.75 g/cm3

gd 1.65 g/cm3

f 27 °

Ed 49.94 Kg/cm2

C) sabbia limosa debolmente addensata

Granulometria: sabbia 65-68%; limi 32-35%

SPT 3+4 colpi

Pp 1.0-1.1 Kg/cm2

Tv 0.3 Kg/cm2

Cu 0.35 Kg/cm2

C’ 0.12 Kg/cm2

gsat 1.78 g/cm3

gd 1.66 g/cm3

f 25 °

Ed 37.31 Kg/cm2

D) argille più o meno sabbiose

Granulometria: sabbia 5-10%; limi 55%; argilla 35-40%

SPT 4+3 colpi

Pp 1.5-2.0 Kg/cm2

Tv 0.6-0.8 Kg/cm2

Cu 0.19 Kg/cm2

C’ 0.01 Kg/cm2

gsat 1.89 g/cm3

gd 1.42 g/cm3

f 18.7 °

Ed 50.76 Kg/cm2

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Fig. 3.1 Colonna stratigrafica di riferimento.

4 VERIFICA ALLA STABILITA’ INSIEME RILEVATO-TERRENO

DI FONDAZIONE

L’analisi della stabilità globale dell’insieme rilevato-terreno di fondazione è

stata eseguita con l’applicazione di un programma di calcolo STAP 9.0

(Aztec-Informatica) per la stabilità dei pendii.

La normativa di riferimento nella versione del programma utilizzata è

aggiornata all’Ordinanza 3274’03 e agli Eurocodici (7 e 8), pertanto è stato

necessario scegliere l’approccio progettuale corretto e i coefficienti parziali

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di sicurezza corretti in modo da riprodurre nel calcolo i requisiti dell’attuale

normativa vigente. Nel caso di verifica di stabilità dei pendii, la norma

richiede che siano utilizzati i valori caratteristici dei parametri geomeccanici

del terreno e che il grado di sicurezza venga scelto dal progettista in base al

livello di affidabilità dei dati a disposizione, ai limiti del modello di calcolo

utilizzato e al livello di protezione che si vuole garantire.

Ai fini della verifica si è ritenuto adeguato ridurre i parametri di resistenza

del terreno, secondo i coefficienti correttivi del gruppo M2, e considerare un

fattore di sicurezza minimo pari ad 1.

La verifica, pertanto, è stata condotta in tensioni efficaci e applicando la

combinazione dei coefficienti parziali di sicurezza data dall’Approccio 1 –

Combinazione 2 (GEO A2+M2+R2) delle NTC’08, per entrambe le sezioni,

corrente e di testata, schematizzate di forma trapezoidale, per entrambi i

paramenti, lato mare e lato terra e considerando i tre casi seguenti:

1) assenza di sisma;

2) presenza di sisma;

3) presenza di sisma+run-down dell’onda lato mare.

In condizioni sismiche l’analisi di stabilità di un pendio viene eseguita con

metodo pseudo-statico considerando, cioè, l’azione sismica come un’azione

statica equivalente, costante nello spazio e nel tempo, proporzionale al

peso del volume di terreno potenzialmente instabile.

Tale forza dipende dalle caratteristiche del moto sismico atteso nel volume

di terreno potenzialmente instabile e dalla capacità di tale volume di subire

spostamenti senza significative riduzioni di resistenza, e le componenti si

esprimono con:

WkF hh = ; WkF vv =

g

ak sh

maxβ= ; hv kk 5.0±=

con g accelerazione di gravità, sβ il coefficiente di riduzione

dell’accelerazione massima attesa al suolo gTS aSSa =max , e SS e TS i

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coefficienti di amplificazione stratigrafica (1.35 per sottosuolo di categoria

D) e di amplificazione topografica (1 per superfici orizzontali)

dell’accelerazione massima ga su suolo rigido.

Nell’OPCM 3274 per la definizione di pericolosità si faceva semplicemente

riferimento alla zona sismica di appartenenza del sito, in particolare Rimini

faceva parte della zona 2 per la quale gag %25= . Pertanto l’analisi è stata

eseguita considerando questo valore di accelerazione massima che,

rispetto la normativa attuale, risulta decisamente cautelativo in quanto per il

sito di Rimini risulta superiore al valore del 50esimo percentile associato ad

un tempo di ritorno di 1000 anni.

Si ricorda che il tempo di ritorno dell’evento sismico di progetto per la

struttura in esame è calcolato, a partire dalla vita nominale dell’opera NV

(50 anni), dal coefficiente d’uso UC (1.0) riferito alla classe d’uso e alla

probabilità di non superamento RV

P , secondo l’espressione:

( ) ( )RR VRVNUR PVPVCT −−=−−= 1ln1ln

e nel caso più gravoso (Stato Limite Ultimo di Collasso SLC, paragrafo

3.2.1 della NTC) vale 975 anni.

Il risultato della verifica è dato dal coefficiente di sicurezza espresso come

rapporto tra la resistenza al taglio disponibile e lo sforzo di taglio mobilitato

lungo la superficie di scorrimento, (assunto pari a 1.3 in condizioni statiche,

pari a 1.0 in presenza di sisma).

Il metodo di analisi scelto è quello di Bishop, che ipotizza superfici di rottura

del terreno di forma circolare, ma si è utilizzato anche il metodo di Janbu

(semplificato) con superficie di rottura generica, ottenendo però in questo

secondo caso coefficienti di sicurezza superiori.

Di seguito vengono riportati i risultati relativi ai casi 2) e 3) risultando,

chiaramente, il caso di azione sismica agente una condizione più gravosa

rispetto la 1).

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RISULTATI SEZIONE CORRENTE – LATO MARE

Fig. 4.1 Profilo stratigrafico del terreno, sezione corrente lato mare (pendenza 1:2.5).

Fig. 4.2 Mappa dei fattori di sicurezza, sezione corrente lato mare (pendenza 1:2.5).

12

Fig. 4.3 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione corrente lato mare

(pendenza 1:2.5).

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Fig. 4.4 Altri esempi di superfici di rottura, sezione corrente lato mare (pendenza 1:2.5).

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Fig. 4.5 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione corrente lato mare

(pendenza 1:2.5), in presenza di run-down dell’onda.

Fig. 4.6 Altro esempio di superficie di rottura, sezione corrente lato mare (pendenza 1:2.5),

in presenza di run-down dell’onda.

In presenza di run-down dell’onda, simulato considerando in prossimità

dell’opera un sovrastimato abbassamento del livello dell’acqua (pari a circa

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2.5 volte il run-down calcolato) il coefficiente di sicurezza si riduce pur

rimanendo soddisfatta la verifica.

RISULTATI SEZIONE CORRENTE – LATO TERRA

Fig. 4.7 Profilo stratigrafico del terreno, sezione corrente lato terra (pendenza 1:1).

Fig. 4.8 Mappa dei fattori di sicurezza, sezione corrente lato terra (pendenza 1:1).

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Fig. 4.9 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione corrente lato terra

(pendenza 1:1).

Fig. 4.10 Altro esempio di superficie di rottura, sezione corrente lato terra (pendenza 1:1).

E’ chiaro che per il paramento lato terra il coefficiente di sicurezza minimo è

inferiore rispetto a quello determinato per il paramento lato mare, in quanto

aumenta verso terra la pendenza e pertanto si riduce la stabilità, ma la

verifica risulta ancora soddisfatta.

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RISULTATI SEZIONE DI TESTATA – LATO MARE

Fig. 4.11 Mappa dei fattori di sicurezza, sezione di testata lato mare (pendenza 1:3).

Fig. 4.12 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione di testata lato mare

(pendenza 1:3).

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Fig. 4.13 Altro esempio di superficie di rottura, sezione di testata lato mare (pendenza 1:3).

Fig. 4.14 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione di testata lato mare

(pendenza 1:3), in presenza di run-down dell’onda.

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RISULTATI SEZIONE DI TESTATA – LATO TERRA

Fig. 4.15 Superficie di rottura con minor fattore di sicurezza, sezione di testata lato terra

(pendenza 1:2).

Fig. 4.16 Altro esempio di superficie di rottura, sezione di testata lato terra (pendenza 1:2).

In tutti i casi analizzati si è ottenuta la verifica di sicurezza richiesta.

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5 VERIFICA DEL CARICO LIMITE DEL TERRENO DI

FONDAZIONE

Il collasso dell’opera per il raggiungimento del carico limite del terreno di

fondazione rappresenta uno stato limite ultimo e può essere approcciato

con la Combinazione 2 (A2+M2+R2), riducendo cioè i parametri meccanici

tramite i coefficienti del gruppo M2, la resistenza globale tramite i

coefficienti del gruppo R2 e applicando alle azioni di progetto i parametri del

gruppo A2.

carichi effetto coefficiente EQU A1 (STR) A2 (GEO)

favorevole 0.9 1 1

sfavorevole 1.1 1.3 1

favorevole 0 0 0

sfavorevole 1.5 1.5 1.3favorevole 0 0 0

sfavorevole 1.5 1.5 1.3

AZIONI

permanenti gG1

gG2

gQi

perm. non strutt

variabili

parametro grandezza coefficiente (M1) (M2)

tang angolo attrito tanf'k gf' 1 1.25

coesione efficace c'k gc' 1 1.25

resistenza non drenata cuk gcu 1 1.4

peso unità volume g gg 1 1

PARAMETRI GEOTECNICI TERRENO

verifica (R1) (R2) (R3)

capacità portante 1 1.8 2.3

scorrimento 1 1.1 1.1

COEFF. PER RESISTENZE FOND. SUPERFICIALI

Tab. 5.1 Coefficienti correttivi delle azioni, dei paramentri del terreno e delle resistenze.

L’espressione più generale per il calcolo del carico limite del terreno di una

fondazione superficiale fa riferimento alla formula di Brinch-Hansen (1970):

qqqqqqccccccult gbidsNDgbidsNcgbisNBq '''2

1γγ γγγγγ ++=

nella quale:

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γN , cN , qN sono fattori di capacità portante dipendenti dall’angolo di

resistenza al taglio;

γs , cs , qs sono fattori di forma della fondazione;

γi , ci , qi fattori che tengono conto dell’inclinazione del carico applicato;

γb , cb , qb fattori che tengono conto dell’inclinazione della base della

fondazione;

γg , cg , qg fattori che tengono conto dell’eventuale inclinazione del piano

campagna;

cd , qd fattori dipendenti dalla profondità del piano di posa.

Nell’impiego della precedente espressione trinomia, la norma specifica che i

valori di progetto dei parametri di resistenza del terreno siano utilizzati per

determinare sia i fattori di capacità portante, sia i valori dei vari coefficienti

correttivi.

La scogliera viene fondata su uno strato di 1.0m di pietrame, al quale si

associa un angolo di resistenza al taglio di 35° e coesione nulla (il valore è

cautelativo).

Il coefficiente di sicurezza, è dato dal rapporto tra il carico limite del terreno,

opportunamente ridotto, e il carico costituito dal peso proprio della

scogliera.

Nel caso di azione sismica gli effetti delle accelerazioni nel sottosuolo

possono essere portati in conto, modellando l’azione sismica mediante la

sola componente orizzontale, mediante i coefficienti sismici hiK e hkK , il

primo definito dal rapporto tra le componenti orizzontale e verticale dei

carichi trasmessi al terreno e il secondo funzione dell’accelerazione

massima attesa al sito (vedi paragrafo 4).

L’effetto inerziale produce variazioni di tutti i coefficienti di capacità portante

del carico limite in funzione del parametro hiK , e viene portato in conto

applicando formule analoghe a quelle utilizzate per i parametri γi , ci e qi .

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L’effetto cinegetico modifica il solo coefficiente γN in funzione del

coefficiente hkK .

Per la verifica del carico limite in condizioni sismiche si fa riferimento alla

correzione del fattore di capacità portante γN ottenuta dal metodo delle

caratteristiche (MdC):

ike eeNN γγγγ =

con ( ) 45.0tan1 ϕγ hkk Ke −= coefficiente correttivo che tiene conto dell’effetto

cinematica del terreno, ( )57.01 hii Ke −=γ coefficiente correttivo che tiene

conto dell’effetto inerziale della struttura.

In assenza di sisma il carico ultimo risulta pari a 260t/m2, in presenza di

sisma, considerando un’accelerazione sismica %25=ga , il carico ultimo si

riduce di circa il 35%, ma risulta ancora notevolmente superiore rispetto al

carico trasmesso, costituito dal peso proprio della scogliera (vedi paragrafo

seguente).

6 CALCOLO DEI CEDIMENTI

La verifica di possibili cedimenti differenziali del terreno di fondazione

sottoposto al carico proprio del rilevato rappresenta una verifica di SLE. La

normativa impone, nell’analisi dei cedimenti differenziali sotto una

fondazione superficiale che i valori delle proprietà meccaniche del terreno

siano quelli caratteristici e che i coefficienti parziali sulle azioni e sui

parametri di resistenza siano sempre unitari.

Per la verifica dei cedimenti sono state dapprima calcolate le tensioni

litostatiche e successivamente, adottando il metodo edometrico, sono stati

valutati i cedimenti in dieci punti alla base della scogliera. L’opera è stata

schematizzata di forma trapezoidale sottoposta ad un carico anch’esso

trapezoidale (massimo nella parte centrale e linearmente tendente a zero

agli estremi della struttura).

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Il carico massimo verticale, calcolato considerando le diverse parti della

scogliera (mantellata, strato filtro e nucleo) e tenendo conto delle parti

emerse e sommerse dell’opera, è risultato pari a 130 e 140KN/m2

rispettivamente per la sezione corrente e quella di testata.

L’incremento di sollecitazione verticale nel terreno di fondazione sottoposto

al peso della scogliera è stato calcolato mediante la teoria di Boussinesq,

considerando un carico nastriforme di sezione rettangolare nella parte

centrale e di sezione triangolare nelle parti laterali. Nei calcoli viene indicato

con h l’affondamento in metri rispetto al fondale posto a -6m l.m.m., che

coincide con il piano di posa del carico.

Fig. 6.1 Schema della sezione corrente della scogliera.

Fig. 6.2 Incremento tensioni verticali, secondo la teoria di Boussinesq, in due sezioni della

scogliera.

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PROFONDITA' h (m) sv (KN/m2) u (KN/m2) sv' (KN/m

2)-1 79.06 71.82 7.24-1.5 87.81 76.95 10.86-2 96.56 82.08 14.48-3 114.06 92.34 21.72-4 131.86 102.6 29.26-5 149.66 112.86 36.8-6 167.46 123.12 44.34-7 194.16 138.51 55.65-8 203.61 143.64 59.97-10 241.41 164.16 77.25-14 312.61 205.2 107.41

TENSIONI LITOSTATICHE

Tab. 6.1 Tensioni litostatiche al di sotto del piano di posa della scogliera.

RISULTATI PER LA SEZIONE CORRENTE

h (m) A B C D E F G H I L

-1 3.996918 67.28145 95.25988 130.566 193.1844 186.5228 131.8983 98.59065 67.94761 3.996918-1.5 6.66153 65.28299 93.26142 127.9014 187.8551 177.1967 130.566 95.92603 66.6153 5.329224-2 9.326142 65.28299 93.26142 123.9045 177.1967 166.5383 129.2337 94.59373 65.28299 5.995377-3 13.32306 66.6153 89.2645 121.2398 162.5413 153.2152 127.9014 93.26142 65.28299 7.327683-4 16.65383 63.95069 82.60297 118.5752 147.886 139.8921 126.5691 89.2645 63.95069 7.993836-5 18.65228 61.28608 79.93836 113.246 135.8952 126.5691 125.2368 86.59989 63.95069 9.326142-6 20.65074 59.95377 79.93836 111.9137 122.5722 114.5783 123.9045 83.26913 62.61838 10.65845-7.5 22.6492 55.95685 77.27375 101.2553 110.5814 107.9168 115.9106 81.27067 61.28608 11.99075-8 25.31381 53.29224 77.27375 94.59373 98.59065 95.92603 109.2491 77.9399 59.95377 13.32306-10 26.64612 50.62763 75.94144 85.26759 85.26759 82.60297 95.92603 69.27991 57.28916 14.65537-14 26.64612 39.96918 66.6153 70.61222 73.27683 73.27683 89.2645 59.95377 50.62763 19.98459

DsDsDsDsv (KN/m2)

Tab. 6.2 Incremento delle tensioni verticali (teoria di Boussinesq), nelle sezioni verticali dei

dieci punti di riferimento.

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PUNTO A

h (m) sv' (KN/m2) Dsv (KN/m

2) DP (KN/m2) E (KN/m2) Dz (cm)

-1 7.24 3.996918054 -3.2430819 5000 /-1.5 10.86 6.661530091 -4.1984699 5000 /-2 14.48 9.326142127 -5.1538579 5000 /-3 21.72 13.32306018 -8.3969398 5000 /-4 29.26 16.65382523 -12.606175 3731 /-5 36.8 18.65228425 -18.147716 3731 /-6 44.34 20.65074328 -23.689257 3731 /-7.5 55.65 22.64920231 -33.000798 3731 /-8 59.97 25.31381434 -34.656186 5076 /-10 77.25 26.64612036 -50.60388 5076 /-14 107.41 26.64612036 -80.76388 3731 /

DzTOT (cm) 0.000

PUNTO B



-1 7.24 67.28145392 60.0414539 5000 1.201-1.5 10.86 65.28299489 54.4229949 5000 0.544-2 14.48 65.28299489 50.8029949 5000 0.508-3 21.72 66.61530091 44.8953009 5000 0.898-4 29.26 63.95068887 34.6906889 3731 0.930-5 36.8 61.28607683 24.4860768 3731 0.656-6 44.34 59.95377082 15.6137708 3731 0.418-7.5 55.65 55.95685276 0.30685276 3731 0.012-8 59.97 53.29224073 -6.6777593 5076 /-10 77.25 50.62762869 -26.622371 5076 /-14 107.41 39.96918054 -67.440819 3731 /

DzTOT (cm) 5.168 PUNTO C



-1 7.24 95.2598803 88.0198803 5000 1.760-1.5 10.86 93.26142127 82.4014213 5000 0.824-2 14.48 93.26142127 78.7814213 5000 0.788-3 21.72 89.26450322 67.5445032 5000 1.351-4 29.26 82.60297313 53.3429731 3731 1.430-5 36.8 79.93836109 43.1383611 3731 1.156-6 44.34 79.93836109 35.5983611 3731 0.954-7.5 55.65 77.27374905 21.6237491 3731 0.869-8 59.97 77.27374905 17.3037491 5076 0.170-10 77.25 75.94144303 -1.308557 5076 /-14 107.41 66.61530091 -40.794699 3731 /

DzTOT (cm) 9.303

PUNTO D



-1 7.24 130.5659898 123.32599 5000 2.467-1.5 10.86 127.9013777 117.041378 5000 1.170-2 14.48 123.9044597 109.42446 5000 1.094-3 21.72 121.2398477 99.5198477 5000 1.990-4 29.26 118.5752356 89.3152356 3731 2.394-5 36.8 113.2460115 76.4460115 3731 2.049-6 44.34 111.9137055 67.5737055 3731 1.811-7.5 55.65 101.2552574 45.6052574 3731 1.834-8 59.97 94.59372729 34.6237273 5076 0.341-10 77.25 85.26758516 8.01758516 5076 0.316-14 107.41 70.61221896 -36.797781 3731 /

DzTOT (cm) 15.466

26

PUNTO E



-1 7.24 193.1843726 185.944373 5000 3.719-1.5 10.86 187.8551486 176.995149 5000 1.770-2 14.48 177.1967004 162.7167 5000 1.627-3 21.72 162.5413342 140.821334 5000 2.816-4 29.26 147.885968 118.625968 3731 3.179-5 36.8 135.8952139 99.0952139 3731 2.656-6 44.34 122.5721537 78.2321537 3731 2.097-7.5 55.65 110.5813995 54.9313995 3731 2.208-8 59.97 98.59064534 38.6206453 5076 0.380-10 77.25 85.26758516 8.01758516 5076 0.316-14 107.41 73.276831 -34.133169 3731 /

DzTOT (cm) 20.769

PUNTO F



-1 7.24 186.5228425 179.282843 5000 3.586-1.5 10.86 177.1967004 166.3367 5000 1.663-2 14.48 166.5382523 152.058252 5000 1.521-3 21.72 153.2151921 131.495192 5000 2.630-4 29.26 139.8921319 110.632132 3731 2.965-5 36.8 126.5690717 89.7690717 3731 2.406-6 44.34 114.5783176 70.2383176 3731 1.883-7.5 55.65 107.9167875 52.2667875 3731 2.101-8 59.97 95.92603331 35.9560333 5076 0.354-10 77.25 82.60297313 5.35297313 5076 0.211-14 107.41 73.276831 -34.133169 3731 /

DzTOT (cm) 19.320 PUNTO G



-1 7.24 131.8982958 124.658296 5000 2.493-1 10.86 130.5659898 119.70599 5000 1.197-1.5 14.48 129.2336838 114.753684 5000 1.148-2 21.72 127.9013777 106.181378 5000 2.124-3 29.26 126.5690717 97.3090717 3731 2.608-4 36.8 125.2367657 88.4367657 3731 2.370-5 44.34 123.9044597 79.5644597 3731 2.133-6 55.65 115.9106236 60.2606236 3731 2.423-7.5 59.97 109.2490935 49.2790935 5076 0.485-8 77.25 95.92603331 18.6760333 5076 0.736-10 107.41 89.26450322 -18.145497 3731 /

-14 DzTOT (cm) 17.716

PUNTO H



-1 7.24 98.59064534 91.3506453 5000 1.827-1.5 10.86 95.92603331 85.0660333 5000 0.851-2 14.48 94.59372729 80.1137273 5000 0.801-3 21.72 93.26142127 71.5414213 5000 1.431-4 29.26 89.26450322 60.0045032 3731 1.608-5 36.8 86.59989118 49.7998912 3731 1.335-6 44.34 83.26912613 38.9291261 3731 1.043-7.5 55.65 81.27066711 25.6206671 3731 1.030-8 59.97 77.93990206 17.9699021 5076 0.177-10 77.25 69.27991294 -7.9700871 5076 /-14 107.41 59.95377082 -47.456229 3731 /

DzTOT (cm) 10.103

27

PUNTO I



-1 7.24 67.94760693 60.7076069 5000 1.214-1.5 10.86 66.61530091 55.7553009 5000 0.558-2 14.48 65.28299489 50.8029949 5000 0.508-3 21.72 65.28299489 43.5629949 5000 0.871-4 29.26 63.95068887 34.6906889 3731 0.930-5 36.8 63.95068887 27.1506889 3731 0.728-6 44.34 62.61838285 18.2783829 3731 0.490-7.5 55.65 61.28607683 5.63607683 3731 0.227-8 59.97 59.95377082 -0.0162292 5076 /-10 77.25 57.28915878 -19.960841 5076 /-14 107.41 50.62762869 -56.782371 3731 /

DzTOT (cm) 5.525

PUNTO L



-1 7.24 3.996918054 -3.2430819 5000 /-1.5 10.86 5.329224073 -5.5307759 5000 /-2 14.48 5.995377082 -8.4846229 5000 /-3 21.72 7.3276831 -14.392317 5000 /-4 29.26 7.993836109 -21.266164 3731 /-5 36.8 9.326142127 -27.473858 3731 /-6 44.34 10.65844815 -33.681552 3731 /-7.5 55.65 11.99075416 -43.659246 3731 /-8 59.97 13.32306018 -46.64694 5076 /-10 77.25 14.6553662 -62.594634 5076 /-14 107.41 19.98459027 -87.42541 3731 /

DzTOT (cm) 0.000

Tab. 6.3 Cedimenti sulle dieci verticali.

Fig. 6.3 Andamento dei cedimenti sotto la base della scogliera.

28

RISULTATI PER LA SEZIONE DI TESTATA

h (m) A B C D E F G H I L

-1 4.247699 71.50293 108.3163 140.1741 266.1891 198.2259 143.0059 106.1925 70.79498 4.247699-1.5 4.955649 72.21088 105.4845 138.7582 253.446 185.4828 141.59 103.3607 70.79498 4.955649-2 5.663598 71.50293 104.0686 137.3423 243.5347 175.5716 140.1741 100.5289 70.08703 5.663598-3 7.079498 70.79498 103.3607 137.3423 215.2167 155.749 140.1741 100.5289 69.37908 6.371548-4 9.911297 70.79498 100.5289 134.5105 185.4828 137.3423 138.7582 98.40502 67.96318 7.079498-5 13.45105 70.79498 97.69707 133.0946 161.4126 121.7674 137.3423 96.28117 67.25523 7.787448-6 14.86695 68.67113 96.28117 131.6787 145.8377 114.6879 135.9264 94.15732 67.25523 8.495398-7.5 16.9908 67.96318 90.61758 124.5992 130.2628 104.7766 130.2628 93.44937 67.25523 9.911297-8 19.11464 67.96318 85.66193 116.1038 117.5197 94.86527 123.1833 91.32553 67.25523 11.3272-10 21.23849 65.13138 87.78578 106.1925 103.3607 84.95398 116.1038 86.36988 66.54728 12.7431-14 24.77824 42.47699 84.95398 87.78578 87.78578 76.45858 99.11297 138.7582 63.00753 15.5749

DsDsDsDsv (KN/m2)

Tab. 6.4 Incremento delle tensioni verticali (teoria di Boussinesq), nelle sezioni verticali dei

dieci punti di riferimento.

PUNTO A



-1 7.24 4.247698854 -2.9923011 5000 /-1.5 10.86 4.955648663 -5.9043513 5000 /-2 14.48 5.663598472 -8.8164015 5000 /-3 21.72 7.07949809 -14.640502 5000 /-4 29.26 9.911297326 -19.348703 3731 /-5 36.8 13.45104637 -23.348954 3731 /-6 44.34 14.86694599 -29.473054 3731 /-7.5 55.65 16.99079542 -38.659205 3731 /-8 59.97 19.11464484 -40.855355 5076 /-10 77.25 21.23849427 -56.011506 5076 /-14 107.41 24.77824332 -82.631757 3731 /

DzTOT (cm) 0.000

PUNTO B



-1 7.24 71.50293071 64.2629307 5000 1.285-1.5 10.86 72.21088052 61.3508805 5000 0.614-2 14.48 71.50293071 57.0229307 5000 0.570-3 21.72 70.7949809 49.0749809 5000 0.981-4 29.26 70.7949809 41.5349809 3731 1.113-5 36.8 70.7949809 33.9949809 3731 0.911-6 44.34 68.67113148 24.3311315 3731 0.652-7.5 55.65 67.96318167 12.3131817 3731 0.495-8 59.97 67.96318167 7.99318167 5076 0.079-10 77.25 65.13138243 -12.118618 5076 /-14 107.41 42.47698854 -64.933011 3731 /

DzTOT (cm) 6.701

29

PUNTO C



-1 7.24 108.3163208 101.076321 5000 2.022-1.5 10.86 105.4845215 94.6245215 5000 0.946-2 14.48 104.0686219 89.5886219 5000 0.896-3 21.72 103.3606721 81.6406721 5000 1.633-4 29.26 100.5288729 71.2688729 3731 1.910-5 36.8 97.69707365 60.8970736 3731 1.632-6 44.34 96.28117403 51.941174 3731 1.392-7.5 55.65 90.61757556 34.9675756 3731 1.406-8 59.97 85.66192689 25.6919269 5076 0.253-10 77.25 87.78577632 10.5357763 5076 0.415-14 107.41 84.95397708 -22.456023 3731 /

DzTOT (cm) 12.505

PUNTO D



-1 7.24 140.1740622 132.934062 5000 2.659-1.5 10.86 138.7581626 127.898163 5000 1.279-2 14.48 137.342263 122.862263 5000 1.229-3 21.72 137.342263 115.622263 5000 2.312-4 29.26 134.5104637 105.250464 3731 2.821-5 36.8 133.0945641 96.2945641 3731 2.581-6 44.34 131.6786645 87.3386645 3731 2.341-7.5 55.65 124.5991664 68.9491664 3731 2.772-8 59.97 116.1037687 56.1337687 5076 0.553-10 77.25 106.1924714 28.9424714 5076 1.140-14 107.41 87.78577632 -19.624224 3731 /

DzTOT (cm) 19.687 PUNTO E



-1 7.24 266.1891282 258.949128 5000 5.179-1.5 10.86 253.4460316 242.586032 5000 2.426-2 14.48 243.5347343 229.054734 5000 2.291-3 21.72 215.2167419 193.496742 5000 3.870-4 29.26 185.48285 156.22285 3731 4.187-5 36.8 161.4125565 124.612556 3731 3.340-6 44.34 145.8376607 101.497661 3731 2.720-7.5 55.65 130.2627649 74.6127649 3731 3.000-8 59.97 117.5196683 57.5496683 5076 0.567-10 77.25 103.3606721 26.1106721 5076 1.029-14 107.41 87.78577632 -19.624224 3731 /

DzTOT (cm) 28.608

PUNTO F



-1 7.24 198.2259465 190.985947 5000 3.820-1.5 10.86 185.48285 174.62285 5000 1.746-2 14.48 175.5715526 161.091553 5000 1.611-3 21.72 155.748958 134.028958 5000 2.681-4 29.26 137.342263 108.082263 3731 2.897-5 36.8 121.7673672 84.9673672 3731 2.277-6 44.34 114.6878691 70.3478691 3731 1.885-7.5 55.65 104.7765717 49.1265717 3731 1.975-8 59.97 94.86527441 34.8952744 5076 0.344-10 77.25 84.95397708 7.70397708 5076 0.304-14 107.41 76.45857937 -30.951421 3731 /

DzTOT (cm) 19.539

30

PUNTO G



-1 7.24 143.0058614 135.765861 5000 2.715-1.5 10.86 141.5899618 130.729962 5000 1.307-2 14.48 140.1740622 125.694062 5000 1.257-3 21.72 140.1740622 118.454062 5000 2.369-4 29.26 138.7581626 109.498163 3731 2.935-5 36.8 137.342263 100.542263 3731 2.695-6 44.34 135.9263633 91.5863633 3731 2.455-7.5 55.65 130.2627649 74.6127649 3731 3.000-8 59.97 123.1832668 63.2132668 5076 0.623-10 77.25 116.1037687 38.8537687 5076 1.531-14 107.41 99.11297326 -8.2970267 3731 /

DzTOT (cm) 20.886

PUNTO H



-1 7.24 106.1924714 98.9524714 5000 1.979-1.5 10.86 103.3606721 92.5006721 5000 0.925-2 14.48 100.5288729 86.0488729 5000 0.860-3 21.72 100.5288729 78.8088729 5000 1.576-4 29.26 98.40502345 69.1450235 3731 1.853-5 36.8 96.28117403 59.481174 3731 1.594-6 44.34 94.1573246 49.8173246 3731 1.335-7.5 55.65 93.44937479 37.7993748 3731 1.520-8 59.97 91.32552536 31.3555254 5076 0.309-10 77.25 86.3698767 9.1198767 5076 0.359-14 107.41 138.7581626 31.3481626 3731 3.361

DzTOT (cm) 15.672 PUNTO I



-1 7.24 70.7949809 63.5549809 5000 1.271-1.5 10.86 70.7949809 59.9349809 5000 0.599-2 14.48 70.08703109 55.6070311 5000 0.556-3 21.72 69.37908128 47.6590813 5000 0.953-4 29.26 67.96318167 38.7031817 3731 1.037-5 36.8 67.25523186 30.4552319 3731 0.816-6 44.34 67.25523186 22.9152319 3731 0.614-7.5 55.65 67.25523186 11.6052319 3731 0.467-8 59.97 67.25523186 7.28523186 5076 0.072-10 77.25 66.54728205 -10.702718 5076 /-14 107.41 63.007533 -44.402467 3731 /

DzTOT (cm) 6.386

PUNTO L



-1 7.24 4.247698854 -2.9923011 5000 /-1.5 10.86 4.955648663 -5.9043513 5000 /-2 14.48 5.663598472 -8.8164015 5000 /-3 21.72 6.371548281 -15.348452 5000 /-4 29.26 7.07949809 -22.180502 3731 /-5 36.8 7.787447899 -29.012552 3731 /-6 44.34 8.495397708 -35.844602 3731 /-7.5 55.65 9.911297326 -45.738703 3731 /-8 59.97 11.32719694 -48.642803 5076 /-10 77.25 12.74309656 -64.506903 5076 /-14 107.41 15.5748958 -91.835104 3731 /

DzTOT (cm) 0.000 Tab. 6.5 Cedimenti sulle dieci verticali.

31

I risultati mostrano cedimenti massimi, nella parte centrale dell’opera di

circa 20cm per la sezione corrente e di 30cm per quella di testata, che sono

del tutto sopportabili dall’opera. È pratica usuale prevedere, già nella fase di

progettazione, la ricarica di massi naturali, proprio in previsione di possibili

cedimenti, per ristabilire la forma geometrica dell’opera.

Per quanto riguarda l’assestamento del terreno di fondazione va

evidenziato che si tratta di un terreno sabbioso-limoso, pertanto la

consolidazione sotto il peso della scogliera avviene in tempi relativamente

brevi, e una volta esaurita la fase di consolidazione il cedimento si arresta.

7 VERIFICA ALLA LIQUEFAZIONE

Con il termine liquefazione si intendono quei fenomeni associati alla perdita

di resistenza al taglio o ad un accumulo di deformazioni plastiche in terreni

saturi sollecitati da azioni cicliche e dinamiche che agiscono in condizioni

non drenate. Questi fenomeni possono avere come effetti, ad esempio,

rotture per flusso, dislocazione laterale, oscillazione del terreno, perdita di

capacità portante e cedimenti differenziali.

La liquefazione è una delle cause più importante di danneggiamento e

crollo di manufatti fondati su terreni non coesivi saturi ed è il risultato di

dell’effetto combinato di due principali categorie di fattori: fattori

predisponesti e scatenanti.

FATTORI PREDISPONENTI:

− il terreno deve essere saturo, non compattato, non consolidato,

sabbioso o limoso o un miscuglio con poca argilla,

− distribuzione granulomentrica, uniformità, saturazione, densità

relativa, pressioni efficaci di confinamento, stato pensionale iniziale,

ecc.

32

FATTORI SCATENANTI:

− la sismicità: magnitudo, durata del sisma, distanza dall’epicentro,

accelerazione massima superficiale, inoltre la sollecitazione sismica

deve essere intensa e di una certa durata.

L’ammontare delle deformazioni conseguenti alla liquefazione dipende,

quindi, dallo stato di addensamento del suolo, dallo spessore ed estensione

areale dello strato liquefacibile, dalla pendenza della superficie del terreno e

dalla distribuzione dei carichi applicati.

Usualmente la liquefazione si verifica in depositi recenti di sabbia e sabbia

siltosa (aree fluviali e costiere), risultano infatti particolarmente suscettibili a

liquefazione:

− i suoli non coesivi e saturi con contenuto di fini plastici < 15%;

− i suoli uniformi;

− i depositi sabbiosi recenti.

Un criterio guida generale per la definizione di suoli liquefacibili considera i

seguenti indici caratteristici:

− granulometria media D50=0.02-1.00 mm

− contenuto di fini non superiore al 10%

− coefficiente di uniformità D60/D10 inferiore a 10

− densità relativa Dr < 75%

− indice di plasticità Ip <10

Il Decreto Ministeriale Infrastrutture 14 Gennaio 2008 “Norme tecniche per

le costruzioni” al paragrafo 7.11.3.4 tratta la stabilità nei confronti della

liquefazione e stabilisce che la verifica a liquefazione può essere omessa

se:

− gli eventi sismici sono di magnitudo inferiore a 5;

33

− le accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di

manufatti sono inferiori a 0.1g;

− la profondità media della falda è superiore a 15m dal piano

campagna;

− i depositi sono costituiti da sabbie pulite con resistenza

penetrometrica normalizzata (N1)60 superiore a 30 (determinata da

prove SPT normalizzata ad una tensione efficace verticale di

100KPa) oppure la resistenza qc1N (determinata da CPT

normalizzata ad una tensione efficace verticale di 100KPa) è

superiore a 180

− la distribuzione granulometrica è esterna ai fusi di terreni liquefacibili

ricavati in funzione del grado di uniformità.

Quando nessuna delle condizioni è soddisfatta va valutato il coefficiente di

sicurezza alla liquefazione definito dal rapporto tra la resistenza disponibile

alla liquefazione (CRR) e la sollecitazione indotta dal terremoto di progetto

(CRS). La resistenza alla liquefazione può essere valutata tramite prove in

sito o prove cicliche in laboratorio, mentre la sollecitazione sismica è

definita in base all’accelerazione massima attesa alla profondità di

interesse.

La sollecitazione ciclica indotta dal sisma dipende dallo sforzo totale ed

efficace del sovraccarico di terreno ed è corretta da un fattore di riduzione

che diminuisce con la profondità, ed è espressa da (G. Riga “La

liquefazione dei terreni. Analisi – Valutazione – Calcolo”, 2007):

d

v

v

v

media rg

aCRS

==

0

0max

0 '65.0

' σσ

στ

con 0.65 un fattore peso, introdotto da Seed, per calcolare il numero di

sforzi ciclici uniformi richiesti per produrre lo stesso aumento della

34

pressione interstiziale dovuto all’irregolare movimento del terreno durante il

sisma.

Alla sollecitazione può essere applicato, cautelativamente, un fattore di

sicurezza il cui valore è tipicamente pari a 1.2, per tener conto della

variazione delle pressioni interstiziali e delle deformazioni che si sviluppano

nella fase transitoria del sisma

Per valutare la resistenza ciclica alla liquefazione si fa riferimento ai risultati

di prove in sito, ad esempio, per depositi sabbiosi alla prova penetrometrica

dinamica (SPT), in cui la capacità di resistenza alla liquefazione è una

funzione della resistenza penetrometrica (N1)60 corretta per tener conto del

carico litostatico tramite la seguente espressione:

( ) ( ) NSRBESPT CCCCCNN =601

con NC fattore di riduzione della pressione litostatica efficace equivalente a

circa 100KPa, mentre gli altri termini sono tabellati in funzione delle

modalità esecutive della prova penetrometrica.

La resistenza penetrometrica viene ulteriormente corretta per tener conto

dell’eventuale contenuto di materiale fine (CF ) con la seguente

espressione:

( ) ( )601601 NN

csβα +=

dove ( )cs

N601 rappresenta il numero di colpi normalizzato ad una pressione

effettiva di 100KPa corretto in funzione del contenuto di fine tramite i

coefficienti α e ( )CFf=β .

L’espressione analitica suggerita da Blake, 1996 per valutare la resistenza

ciclica alla liquefazione per un sisma di riferimento di magnitudo 7.5, è la

seguente:

( ) ( ) ( )( ) ( ) ( ) ( ) 4

601

3

601

2

601601

3

601

2

601601

5.7

1cscscscs

cscscs

NhNfNdNb

NgNeNcaCRR

++++

+++=

con a , b , c , d , e , f , g , h dei coefficienti numerici sperimentali.

35

La capacità di resistenza ciclica può essere corretta per tener conto

dell’effettiva intensità del sisma e nel caso in cui il sito non sia pianeggiate e

la profondità di verifica superi i 15m, tramite la seguente espressione:

σα kkMSFCRRCRReq 5.7=

dove 56.224.210 MMSF = è il fattore di correzione della magnitudo, αk e σk i

coefficienti di correzione per la tensione tangenziale mobilitata e per la

pressione efficace litostatica (pari a 1 rispettivamente per superfici

orizzontali e per 1' 0 ≤av Pσ ).

La procedura di verifica sopra esposta è stata applicata considerando il

seguente stato limite:

− Stato Limite di Esercizio di Danno (SLD) per il quale si considera il

tempo di ritorno pari al periodo di riferimento dell’opera, al quale è

stata associata un’accelerazione massima gag 062.0= (50esimo

percentile).

La verifica alla liquefazione allo stato ultimo SLC, che prevede

1000≈RT anni, è sostanzialmente indirizzata ad infrastrutture in cui si

prevede l’attivazione delle resistenze ultime in campo plastico delle

strutture, nel caso in esame si ritiene questo tipo di verifica inapplicabile.

36

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

0 0.5 1

CSR CRR

Magnitudo = 7.5FS = 1

Non liquefacibile

Liquefacibile

Fig. 7.1 Andamento lungo la colonna stratigrafica della capacità di resistenza ciclica del

terreno e della sollecitazione sismica.

Lo spessore dello strato suscettibile a liquefazione è trascurabile, e, in

considerazione del fatto che l’azione del carico costituito dal peso della

struttura stessa favorisce la consolidazione del terreno, si può considerare

la verifica soddisfatta.

Relazione Geotecnica Porto di Rimini Esecutivo · ... coefficienti parziali di sicurezza. Nel...

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