Studio di compatibilità geologica geotecnica · APPROVAZIONI ENEL DISTRIBUZIONE TECNICO...

LINEA A 15 KV IN CAVO E PTP AEREO PER ALLACCIO COMUNE DI GAIRO IN LOCALITÀ "CULUMBU", IN AGRO DEL

COMUNE DI GAIRO .

STUDIO DI COMPATIBILITÀ GEOLOGICA E GEOTECNICA

NUM. CLIENTE

WBS ITER CODICE RINTR.GOAL

DATA

993180386 UDS1N120027 411404 18/06/2012

LIV. PROG.

TITOLO ELABORATO

N. ELABORATO

FOGLIO N.FOGLI SCALA

PD PROGETTO PAI

- - - VARIE

ELENCO ELABORATI

REV. DATA ESEGUITO VERIFICATO APPROVATO DESCRIZIONE REVISIONI0 18/06/2012 prima emissione

PROGETTAZIONE

APPROVAZIONI ENEL DISTRIBUZIONE

TECNICO DISTACCAMENTO PLA

REFERENTE DISTACCAMENTO PLA

CAPO UFFICIO PLA

QUESTO DISEGNO E' DI PROPRIETA' DEL COMMITTENTE E CONTIENE INFORMAZIONI RISERVATE. NESSUNA RIPRODUZIONE TOTALE O PARZIALE NE' L'UTILIZZO DI QUALSIASI INFORMAZIONE IN ESSO CONTENUTA SONO PERMESSI SENZA AUTORIZZAZIONE SCRITTA

COMMITTENTE: I Tecnici:

Comune di Gairo Provincia dell’Ogliastra

Studio di Compatibilità Geologica e Geotecnica

Dott. Geol. Marco. PiliaIng. Antonio Obino

Data Documento Giugno 2012

Linea a 15 kV in cavo e PTP aereo in località “Culumbu” in agro del Comune di Gairo Fg.1 di 39 Rev. 0

INDICE

1. PREMESSA 2

2. NORMATIVA DI RIFERIMENTO 2

3. INQUADRAMENTO TERRITORIALE E CARTOGRAFICO 3

3.1. Inquadramento territoriale 3

3.2. Inquadramento cartografico 3

4. DESCRIZIONE DELL’OPERA IN PROGETTO 6

5. INQUADRAMENTO PAI 9

6. ASSETTO GEOLOGICO DI INQUADRAMENTO 11

7. ASSETTO GEOLOGICO LOCALE 13

8. LINEAMENTI GEOMORFOLOGICI 15

9. RELAZIONE GEOTECNICA 15

9.1. Interazione con altre opere 15

9.2. Risultati delle indagini geognostiche 15

9.3. Caratterizzazione geotecnica del sottosuolo 16

10. IL DIMENSIONAMENTO DEL MANUFATTO ODELL'INTERVENTO 17

10.1. Caratteristiche tipologiche delle fondazioni 17

10.2. Carico limite delle fondazioni dirette (Resistenza Rd) 17

10.3. Carichi eccentrici 19

10.4. Cedimenti 19

10.5. Interazione terreno-struttura - [terreno alla Winkler] 20

11. VERIFICHE DI STABILITÀ DEL PENDIO (CONDIZIONI EX-ANTE ED EX-POST) 21

11.1. Teoria e normativa 21

11.2. Metodi di calcolo per la verifica del versante 21

11.3. Sezioni di riferimento 28

11.4. Verifiche di stabilità del pendio in condizioni ex-ante 29

11.5. Verifiche di stabilità del pendio in condizioni ex-post 32







12. PIANO DI MANUTENZIONE 39

13. PIANO DI MONITORAGGIO 39

14. CONCLUSIONI 39

1. PREMESSA

Su incarico dell’ENEL Distribuzione S.P.A. è stato redatto il presente “Studio di CompatibilitàGeologica e Geotecnica” in relazione ad un progetto di una “Linea a 15 kV in cavo e PTPaereo in località “Culumbu” in agro del Comune di Gairo

Lo studio di Compatibilità geologica e geotecnica si è reso necessario ai sensi dell’articolo 24delle Norme di Attuazione del PAI in quanto l’opera in progetto ricade in area a pericolositàelevata da frana (Hg3).

Lo studio di compatibilità geologica e geotecnica in cui si dimostri la coerenza con le finalitàindicate nell’articolo 23, comma 6, e nell’articolo 25 delle norme di attuazione del PAI e sidimostri in particolare che l’intervento sottoposto all’approvazione è stato progettatorispettando il vincolo di non aumentare il livello di pericolosità e di rischio esistente - fattosalvo quello eventuale intrinsecamente connesso all’intervento ammissibile - e di nonprecludere la possibilità di eliminare o ridurre le condizioni di pericolosità e rischio.

La compatibilità geologica e geotecnica dell’intervento proposto: a) è verificata in funzionedei dissesti in atto o potenziali che definiscono la pericolosità dell’area interessata inrelazione alle destinazioni e alle trasformazioni d’uso del suolo collegate alla realizzazionedell’intervento stesso; b) è valutata anche in base agli effetti dell’intervento sull'ambiente,tenendo conto della dinamica evolutiva dei dissesti che interessano il contesto territorialecoinvolto in funzione delle condizioni al contorno (comune confinante).Lo studio di compatibilità geologica e geotecnica non sostituisce ma integra tra l’altro i criterie gli strumenti di valutazione previsti dalla Legge n. 64 del 2 febbraio 1974, dal D.M. 12dicembre 1985, dal D.M. LL.PP 11 marzo 1988 e dalla Circolare esplicativa n. 30483 del 24settembre 1988, dalla Legge n. 109 del 11 febbraio 1994 (Norme urgenti in materia di lavoripubblici) e s.m.i., dalle norme nazionali in materia di valutazione di impatto ambientale e divalutazioni di incidenza, dalle disposizioni dell’ordinamento della Regione Sardegna.

2. NORMATIVA DI RIFERIMENTO

D.M. 14 gennaio 2008 – “Norme tecniche per le costruzioni;D.M. 11 marzo 1988 – “Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocceetc.………….”, e successive integrazioni e modificazioni;







PAI (Piano stralcio di bacino per l’assetto idrogeologico del bacino unico della Regione Sardegna), Interventi sulla rete idrografica e sui versanti, adottato ai sensi della legge 18.05.1989, n. 183; L.R. Sarda 22.12.1989, n. 45, “Norme per l’uso e la tutela del territorio regionale, e successive modifiche e integrazioni.

3. INQUADRAMENTO TERRITORIALE E CARTOGRAFICO

3.1. Inquadramento territoriale

L’area su cui insisterà l’opera in progetto ricade interamente nel Comune di Gairo, Provinciadell’Ogliastra alla periferia SO dell’abitato.

Nello specifico il fabbricato interessato dalla variazione della destinazione d’uso è sito nellaVia Venezia a circa

3.2. Inquadramento cartografico

Nella cartografia ufficiale il sito è interamente contenuto:

nel Foglio N°531 sez II “Lanusei”della carta dell’I.G.M. in scala 1:25.000, Fig. 3.2/A; nella Sezione N° 531 150 “Gairo Sant’Elena” della Carta Tecnica Regionale della

Sardegna in scala 1:10.000, Fig. 3.2/B;







Fig. 3/A: Stralcio del foglio 531 sez. II “Lanusei” della carta dell’I.G.M. in scala 1:25.000.







300

513.72

663.30

652.62

678.12623.76

773.96

643.94

482.80

456.83

442.55

555.55

613.09

523.98

420.45

544.07

476.52

476.38

393.92

331.20

333.23467.28

350.48

397.63

300.54

294.51

266.58

513.72

BI

I

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GAIRO

C.Perda

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Pardu

GAIRO

K 78

Fig. 3/B. Stralcio del foglio 531 n° 150 “Gairo Sant’Elena” della CTR della Sardegna in scala 1:10.000.







Fig. 3.2/D: inquadramento aereo dell’area di interesse

4. DESCRIZIONE DELL’OPERA IN PROGETTO

L’opera in progetto prevede la realizzazione di una linea a 15 kV in cavo e PTP aerea in località Culumbu. La nuova linea di MT prevede la messa in opera di 5 nuovi pali (1, 2, 3, 4 e 5) a partire dalla linea di MT esistente. Il tracciato dell’elettrodotto in generale segue quello che è l’andamento della strada comunale esistente. Per ogni PTP è prevista la realizzazione di una fondazione superficiale tipo “Plinto” a base quadrata di geometria variabile con B = 1,5 – 3,0 m e una profondità anch’essa variabile con D = 1,5 – 3,0 m. L’opera nel suo complesso è da considerarsi di modesta entità con carichi puntuali (carico esercitato sul terreno dal singolo palo e relativa opera di fondazione) bassi. In Fig. 4/A si riporta il tracciato dell’elettrodotto,







GAIRO

4 41

0 00

0K 78

GAIRO

Fig. 4/A: tracciato dell’elettrodotto







Fig. 4/B: simulazione fotografica del palo 1 - 2 con sullo sfondo la linea MT esistente

Fig. 4/C: simulazione fotografica del palo 1 – 2 - 3







Fig. 4/D: simulazione fotografica del palo 4

Fig. 4/E: simulazione fotografica del palo 5

5. INQUADRAMENTO PAI

In base alla cartografia allegata al Piano Stralcio di Bacino per l’Assetto Idrogeologico(P.A.I.) della Regione Sardegna, risulta che il sito, ricade nel Sub-Bacino n. 6 “Sud Orientale”Secondo la perimetrazione delle aree contraddistinte da pericolosità da Frana dell’area sucui insiste il tracciato (singoli pali) ricade nel foglio B7Hi0426 (Fig. 5/A).







Fig. 5/A: stralcio del foglio B6Hg006 del Sub-Bacino n. 6 “Sud - Orientale”

L’area su cui insiste il tracciato ricade in un’area perimetrata dal PAI per la quale risulta presente una pericolosità geologica e geomorfologica Hg3 “Alta”. Nella scheda di intervento B6007 l’abitato di Gairo ed il territorio circostante è posto su di un versante caratterizzato dallo stesso substrato metamorfico presente sul lato di Osini, Ulassai e Ierzu, ma è privo della grande copertura carbonatica. Le condizioni di franosità di Gairo sono legate alla forte alterazione ed alla presenza di coltri detritiche di versante e paleofrane, nonchè alla struttura, alla bassa permeabilità e alla fratturazione delle rocce del substrato. Le cause innescanti sono varie e vengono generalmente enfatizzate in modo esponenziale dai fenomeni meteorici e da interventi antropici che modificano l’equilibrio del versante. L’abitato venne spostato a partire dagli eventi meteorici dell’ottobre del ’51. In tale occasione, l’abitato di Gairo, che poggiava sul pendio di detrito e metamorfiti alterate, venne fortemente danneggiato dall’attivarsi della traslazione della massa sulla quale si trovava. La







conseguenza fu il danneggiamento totale di molti edifici e quello grave di molti altri. Oggi, l’abitato ricostruito più a monte con il nome di Gairo Sant’Elena, soffre ancora di numerosi problemi. Tale condizione di pericolosità è stata ridotta con interventi di varia natura che certo mitigano gli effetti e riducono la possibilità di danni, ma lasciano sempre una pericolosità residua che potrebbe essere certo riattivata da eventi di entità proporzionale agli avvenimenti del 1951.

6. ASSETTO GEOLOGICO DI INQUADRAMENTO

Per la determinazione delle caratteristiche geologiche dell’area oggetto del presente studio si è tenutoconto della bibliografia e degli studi già effettuati nel settore e del rilevamento geologico direttosull’area interessata e su una vasta porzione di territorio circostante. Dal più antico al più recente nelsettore di interesse affiora:

Successione Pre-Ordoviciano Medio

Metarenarie, quarziti e filladi

Questo complesso comprende le metamorfiti della zona a muscovite e clorite e la zona a biotite, derivate da originarie successioni silicoclastiche. L’attribuzione stratigrafica è fatta sulla base delle affinità litologiche che divengono sempre meno attendibili all’aumentare del grado metamorfico. Quando manca l’orizzonte delle metavulcaniti è difficile separare le metamorfiti dell’Ordoviciano superiore da quelle del Cambriano Questa successione non è tuttavia completa, e anche l’ordine di sovrapposizione non è sempre quello descritto per la Barbagia. In particolare tra i prodotti del rimaneggiamento di vulcaniti acide (Formazione di Manixeddu) e le vulcaniti a chimismo intermedio (Formazione di Serra Tonnai) esistono spesso passaggi laterali rapidi o ripetute alternanze a tutte le scale.

Formazione di M. Corte Cerbos

La Formazione di M. Corte Cerbos è rappresentata da originarie vulcaniti acide da afiriche a sub-afiriche, di composizione da riolitica a dacitica, di colore bianco-giallastro e verdastro. I rari fenomeni cristallini millimetrici di quarzo, feldspato alcalino (microclino) e plagioclasio albitico sono immersi in una matrice costituita da quarzo e feldspato microcristallino, con subordinata sericite; si osservano frequentemente silicizzazioni. Lo spessore può superare il centinaio di metri, ma di solito è assai minore; non è raro che queste metavulcaniti siano del tutto assenti.

Formazione di Manixeddu

La Formazione di Manixeddu è costituita da una potente successione di metaepiclastiti, derivati metamorfici di prodotti rimaneggiati di originarie rocce effusive ed esplosive acide. Si tratta essenzialmente di metarenarie vulcaniche e metaconglomerati. Le metareniti, sempre molto immature, rappresentano originari sedimenti poco selezionati costituiti da quarzo e feldspati, e contengono frequenti intercalazioni di metaquarzogrovacche e metarenarie. I metaconglomerati sono costituiti da prevalenti elementi litici e subordinati clasti di quarzo e feldspato, immersi in una matrice essenzialmente quarzosa o quarzoso-feldspatica. Tra i litici, oltre ad abbondanti elementi di vulcaniti acide, sono presenti clasti di peliti e quarziti. I ciottoli sono di solito ben arrotondati ed hanno taglia variabile dal centimetro al decimetro. Particolarmente abbondanti e caratteristici sono dei metaconglomerati minuti, i cui elementi derivano prevalentemente dalle originarie rioliti sottostanti.







Formazione di Serra Tonnai

La Formazione di Serra Tonnai comprende metatufiti, metagrovacche vulcaniche ed orizzonti di metavulcaniti grigio-scure di composizione da basaltica ad andesitica. Il litotipo più diffuso è rappresentato da metagrovacche verdastre, massive o in bancate di alcuni metri di spessore, a granulometria medio-grossa. Le metagrovacche sono costituite da quarzo, feldspato ed elementi di vulcaniti intermedio-basiche immersi in una matrice prevalentemente cloritico-sericitica e subordinatamente carbonatica. Per riduzione di grana e diminuzione della matrice si passa localmente a metareniti quarzoso-feldspatiche ben selezionate, con scarsa matrice fillosilicatica. Le metavulcaniti hanno struttura caratterizzata da porfiroclasti di plagioclasio albitico e aggregati clorotico-epidotici, pseudomorfi su originari minerali femici. Lo spessore massimo della formazione è valutabile in 200-250 m.

Complesso plutonico del Carbonifero superiore – Permiano

Tonaliti

Le tonaliti costituiscono singole intrusioni o porzioni di intrusioni composite zonate. Presentano tessitura isotropa, hanno un carattere granodioritico, grana media e sono moderatamente inequigranulari. Microscopicamente hanno una tessitura tendenzialmente isotropa, grana da media a fine ed equigranulare e degli abbondanti inclusi microgranulari scuri di composizione tonalitica. La biotite è presente in proporzioni modali non superiori al 25% ed è spesso associata all’anfibolo verde che mostra fenomeni di sostituzione da parte della biotite.

Filoni di porfido granitico

Presentano una tessitura isotropa, talvolta porfirica con fenocristalli di feldspato alcalino potassico, quarzo e più raramente biotite e muscovite dispersi in una massa di fondo granofirica. Si tratta di termini a composizione leucogranitica, spesso intimamente associati alle grandi intrusioni tardive delle quali rappresentano le fasi di cristallizzazione tardiva ipoabissale. La direzione del sistema filoniano è molto varia e caratteristica.

Successioni del triassico medio – Cretacico inferiore

Successione giurassica

Questa successione, i cui termini più antichi sono riferibili al Dogger, costituisce l’ossatura dei rilievi carbonatici della Sardegna orientale, nella Barbagia sono noti col nome di “Tacchi” o “Toneri”, come M. Perda Liana.In questa area la successione è costituita principalmente da conglomerati trasgressivi e dolomie e calcari di piattaforma alla sommità. Si distinguono nella successione stratigrafica tre cicli sedimentari trasgressivo-regressivi limitati da discontinuità. Il primo ciclo, che si estende dal Bathoniano al Calloviano inferiore, è caratteristico di una piattaforma estesa e poco profonda, con barre oolitiche che separavano una laguna più o meno aperta (a W) da una piattaforma esterna a sedimentazione pelagica (a E). Il secondo ciclo, dall’ Oxfordiano al Kimmeridgiano superiore, è caratterizzato da un ambiente sedimentario con piccole scogliere attorniate da depositi oolitici e bioclastici. Il terzo ciclo riferito al Portlandiano-Berriasiano, è riferibile ad un ambiente di retroscogliera, con tappeti algali e stromatoliti.







La lunga fase di continentalità che precede la trasgressione del Dogger nella Sardegna orientale è testimoniata da paleosuoli ricchi di ferro (“Ferro dei Tacchi”) derivati da una lunga evoluzione pedogenetica del basamento paleozoico in clima caldo-umido. Il conglomerato basale della trasgressione giurassica è rappresentato da un complesso clastico (0-50 m) e discontinuo costituito da conglomerati e microconglomerati quarzosi e arenarie di ambiente fluviale, associati a lenti di argille carboniose e arenarie con resti vegetali, di ambiente lacustre che possono poggiare direttamente sul basamento ercinico. Verso l’alto della successione sono presenti marne e arenarie argillose di ambiente litorale che sfumano in un’alternanza marnoso-dolomitica, a sua volta passante alle facies di scogliera della successione sovrastante. Questa formazione è costituita da arenarie dolomitiche alla base, che passano a dolomie di colore bruno, spesso compatte, alla sommità. Sia l’età che lo spessore sono molto variabili. questa formazione è in eteropia di facies con le altre formazioni giurassiche della Sardegna orientale.

Depositi sedimentari quaternari

Nel settore esaminato i depositi quaternari sono costituiti da: a) alluvioni recenti ed attuali;b) depositi di pendio e colluviali.I depositi alluvionali si sono formati per opera dei corsi d’acqua fluviali e torrentizi che scendono lungo i versanti. Essi sono costituiti da depositi sabbiosi e ciottolosi con spessori dell’ordine di alcuni metri. I sedimenti variano notevolmente, sia nella natura litologica che nella forma e dimensione dei ciottoli. I depositi di pendio e colluviali sono visibili lungo le fasce dove si manifestano rotture di pendio concave e nelle linee di compluvio dove si verificano depositi, di prodotti di alterazione superficiale delle rocce, dovuti ad episodi meteorologici di maggior portata.

7. ASSETTO GEOLOGICO LOCALE

L’area in studio è stata oggetto di un rilevamento di tipo geologico che ha prodotto una carta geologica in scala 1: 10000 (Fig. 7/A).

L’intero settore è dominato dal complesso metamorfico della Sardegna meridionale ed in particolare della Formazione del Gennargentu. Si tratta di una irregolare alternanza di livelli da decimetrici a metrici di metarenarie quarzose e micacee, quarziti, filladi quarzose e filladi ("Postgotlandiano" Auct.). ?CAMBRIANO MEDIO - ?ORDOVICIANO INF. In discordanza stratigrafica sull’alternanza metamorfica si rinvengono depositi di versante di potenza variabile che localmente attivati hanno dato origine a fenomeni franosi i cui corpi di frana sono ben riconoscibili. Lungo la valle del Rio Pardu si rinvengono depositi alluvionali terrazzati e non in genere di modesta potenza.

Il tracciato della linea elettrica MT insiste quasi interamente su depositi di versante e solo parzialmente sulle alternanze metamorfiche della Formazione del Gennargentu.




Dott. Geol. Marco. Pilia Ing. Antonio Obino



ZONA DELLE FALDE INTERNE

UNITÀ TETTONICA DELLA BARBAGIA

LegendaDEPOSITI OLOCENICI DELL’AREA CONTINENTALE

Depositi di frana ( ). Corpi di frana. OLOCENEa1

Depositi di versante ( . Detriti con clasti angolosi, talora parzialmente cementati. OLOCENE

a)

Depositi alluvionali ( ). Ghiaie da grossolane a medie. OLOCENEba

Area di interesse

FORMAZIONE DELLE FILLADI GRIGIE DEL GENNARGENTU ( ). Irregolare alternanza di livelli da decimetrici a metrici di metarenarie quarzose e micacee, quarziti, filladi quarzose e filladi ("Postgotlandiano" Auct.). ?CAMBRIANO MEDIO - ?ORDOVICIANO INF.

GEN

COMPLESSO METAMORFICO DELLA SARDEGNA CENTROMERIDIONALE

Faglia

Depositi alluvionali terrazzati ( ). Ghiaie con subordinate sabbie.OLOCENE

bna

Fig. 7/A: carta geologica in scala 1.10000







8. LINEAMENTI GEOMORFOLOGICI

La valle del “Rio Pardu” appare incisa nella formazione degli scisti filladici paleozoici, comunemente attribuiti al Siluriano. Questi scisti sono di frequente iniettati da vene e filoncelli di quarzo e da filoni di rocce ignee acide e basiche, da riferire al ciclo magmatico conseguente all’orogenesi ercinica. Sulla destra della valle del “Rio Pardu”, alle filladi paleozoiche si sovrappongono direttamente i terreni giurassici, rappresentati da una considerevole bancata calcareo-dolomitica, che ha una potenza di non meno di 150 m. L’andamento generale delle filladi (da NO a SE) corrisponde esattamente a quello complessivo delle formazioni che costituiscono la zona posta a sud e a Sud-ovest del cosiddetti arco di Orosei; la loro inclinazione, più o meno marcata, è in generale rivolta verso Sud-ovest, talchè sul versante sinistro della valle del “Rio Pardu”, si ha una giacitura a reggipoggio. La bancata calcareo-dolomitica che corona il versante destro presenta una giacitura sub-orizzontale, avendo presieduto al suo sollevamento ed alla sua messa in posto, soltanto i movimenti verticali secondo i quali si è manifestato nella nostra regione il sollevamento alpino. Di questi dislocamenti si hanno evidenti tracce nel fondovalle del “Rio Pardu”, dove è rilevabile una faglia, diretta da N-O a S-E, che disgiunge la formazione scistosa. Tale disgiunzione ha predisposto la formazione del solco vallivo, approfonditosi in seguito per erosione normale. Passando ad esaminare il modellamento generato dagli agenti esterni sulle formazioni geologiche considerate, possiamo notare il paesaggio tabulare, caratteristico dei tacchi, cui da luogo il tavolato calcareo-dolomitico, sulla sommità dei rilievi che chiudono a ponente la valle del “Rio Pardu”. Questo tavolato è troncato lateralmente da un lungo, dirupato ciglione, diretto da N-O a S-E, probabilmente predisposto dalle diaclasi originatesi nel calcare in seguito al suo sollevamento, ma essenzialmente determinato dall’erosione e dal concomitante generale arretramento frontale per frana (per scalzamento alla base del paretone, in seguito al cedimento o all’erosione degli scisti su cui poggia, e per successivo crollo delle porzioni periferiche del tavolato). La morfologia dei terreni mesozoici è caratterizzata da intensi fenomeni carsici sia superficiali (pozzi, inghiottitoi, ecc.) che ipogei (grotte), che rendono ancora più suggestiva la formazione calcarea. La formazione scistosa, per sua natura costituita da materiali piuttosto facilmente degradabili, a grandi linee assume un modellamento con forme blande. La facile erosione sugli scisti favorisce il formarsi in essi di valli assai profonde e con versanti ripidissimi, come quella del “Rio Pardu”, dove ad alcuni ripiani che interrompono a più livelli l’uniformità del pendio, sembra si possa attribuire il ruolo di antiche superfici di terrazzamento. Tra gli spianamenti più importanti vi è quello della regione “Ena de S’Abba”, posta sul versante sinistro a est di Gairo, alla quota di 800 m. La facile degradabilità dello scisto porta alla formazione di cospicuo detrito di falda.

9. RELAZIONE GEOTECNICA

La relazione geotecnica integra lo studio di compatibilità geologica e geotecnica è stata redatta ai sensi della sezione B del D.M. 11 marzo 1988.

9.1. Interazione con altre opere

Le uniche interazioni, anche se da considerarsi marginali, viste le caratteristiche tecniche dell’opera, sono quelle con la strada sterrata comunale. Tutto il territorio circostante è privo di infrastrutture e/o opere private.

9.2. Risultati delle indagini geognostiche

L’acquisizione dei dati relativi alle caratteristiche stratigrafiche, alla potenza dei depositi quaternari presenti è stata possibile grazie alle indagini geognostiche eseguite per la realizzazione dell’impianto







di depurazione a NO del tracciato di interesse. In questa fase sono stati eseguiti 11 sondaggi geognostici che hanno raggiunto profondità variabili da un minimo di 5 ad un massimo di 12 m. In Fig. 9.2/A si riporta una stratigrafie tipo dei terreni interessati dall’opera in progetto Durante l’esecuzione dei sondaggi non si è riscontrata la presenza di falde idriche anche se i sedimenti hanno evidenziato un certo grado di umidità.

9.3. Caratterizzazione geotecnica del sottosuolo

Sulla base delle osservazioni geologiche e geomorfologiche, in relazione di quanto emerso dalla indagine geognostica e geotecnica, il settore su cui insiste l’opera in progetto è caratterizza dal punto di vista geologico e geotecnico da una serie di depositi di versante che poggiano su un basamento scistoso. Per quanto riguarda il deposito di versante in Tab. 9.5/A si riporta il range di valori ottenuti per i diversi parametri geotecnici

Angolo di

Attrito Coesione

Peso di volume

Peso dei granuli

Limite liquido

Limite plastico

Indice plastico

c s LL LP IP (°) Kg/cm2 g/cm3 g/cm3 % % %

21.80 – 33.02 0.01 – 0.25 1.73 – 1.87 2.79 – 2.85 25.36 -48.06

19.90 – 25.89

5.46 – 24.79

Tab. 9.5/A: range della parametrizzazione geotecnica In assenza di dati sui parametri geotecnici relativi al substrato scistoso ai fini del presente studio si assume una classificazione dell’ammasso roccioso “Scadente”. In Tab. 9.5/B si riporta il range di valori ottenuti per i diversi parametri geotecnici.

Tab. 9.5/B: parametrizzazione geotecnica del substrato scistoso

Profondità (m) Descrizione

0.00-0.50 Terreno vegetale

0.50-2.00 Sabbia limoso-argillosa con frammenti di roccia scistosa

2.00-3.00 Ghiaia argillosa


4.90-5.00 Ghiaia

5.00-6.30 Sabbia limoso argillosa con frammenti di roccia scistosa

6.30-6.90 Ghiaia sabbiosa


Angolo di Attrito

Coesione Peso di volume

c (°) Kg/cm2 g/cm3

30.0 – 35.0 0.1 – 0.15 2.00 – 2.20







10. IL DIMENSIONAMENTO DEL MANUFATTO O DELL'INTERVENTO

10.1. Caratteristiche tipologiche delle fondazioni

La natura e le caratteristiche dei terreni interessati dalle opere di fondazione, unitamente alle indicazioni progettuali di massima (con previsione di limitati carichi trasmessi sul terreno), sono tali da consentire l'uso generalizzato di fondazioni dirette superficiali. Il progetto prevede la realizzazione di una linea elettrica aerea basata su PTP. Per tale opera si prevedono, viste le caratteristiche dei terreni di sedime, fondazioni superficiali isolate tipo “Plinto” a base quadratta. Ai fini dei calcoli per la determinazione dei valori di R, si considerano valori di B = 1,50 – 3,00 m e D = 1,50 – 3,00 m.

10.2. Carico limite delle fondazioni dirette (Resistenza Rd)

In accordo alle N.T.C., par. 6.2.3.1.2, di seguito sono esposti i risultati ottenuti per i valori della resistenza R nei riguardi degli stati limite di resistenza con il “metodo dei coefficienti parziali”.

A tal fine si utilizzano il “modello geotecnico” ed i “parametri caratteristici” riassunti nelle precedenti tabelle ed i “coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno” esposti nelle N.T.C., Par. 6.2.3.1.2 Resistenze, nelle due condizioni:

Verifiche allo Stato Limite Ultimo [Condizioni SLU (M1 e M2)];

Verifiche agli Stati Limite di Esercizio [Condizioni SLE coincidente con la condizione SLU (M1)].

I valori caratteristici dei parametri geotecnici caratteristici del terreno sono stati divisi per i coefficienti parziali M specificati nelle successive tabelle. In particolare nella Tab. 10.2/A, si riportano le caratteristiche geotecniche del deposito di versante (strato 1) e del substrato scistoso (strato 2). Ai fini dei presenti calcoli si adottano, per una maggiore sicurezza, i valori minimi della Tab. 9.5/A e Tab. 9.5/B.

Parametro al quale applicare il coefficiente parziale

Coefficiente parziale M

Parametro di calcolo Strat

o (M1) (M2) (M1) (M2)

Tangente dell’angolo di resistenza al taglio

tanφ’k φ’ = 1.0 φ’ = 1.25 φ’ = 1.25

= 21.80° = 30.00°

= 17.44° = 24,00°

1 2

Coesione efficace (kg/cm2) c’k c’ = 1.0c’ = 1.25 φ’ = 1.25

c’k = 0.01 c’k = 0.10

c’k = 0.008 c’k = 0.080

1 2

Resistenza non drenata (kN/m2)

cuk cu = 1.0 cu = 1.4 -----

Peso di volume (t/m3) = 1.0 = 1.0 = 1.0

= 1.73 = 2.00

= 1.73 = 2.00

1 2

Peso di volume saturo (t/m3)

s s= 1.0 s= 1.0 -----

Tab. 6.2/A: Coefficienti parziali e parametri geotecnici di calcolo dei terreni interessati dall’opera

Il carico limite, R, per le fondazioni dirette è stato calcolato, mediante apposito foglio di calcolo basato sulla formula di Brinch-Hansen (1970).







R = 0.5’BNsdibg+v0Nqsqdqiqbqgq + c’Ncscdcicbcgc

in funzione delle dimensioni minime (B) dell'impronta di fondazione, sotto le due ipotesi di calcolo:

carico esterno perfettamente centrato, essendo necessario tenere conto dell’eccentricità dei carichi con il valore massimo esposto nel successivo paragrafo;

fondazioni rigide.

I valori di R per le fondazioni dirette nastriforme (trave rovescia) con lato B = 0,80 – 1,20 m) poggianti alla profondità D = 0,50 m rispetto al p.c. finale, sono riassunti nella sottostante Tab. 4.2/B. per lo stato limite ultimo S.L.U, e Tab. 4.2/C per quello di esercizio S.L.E.

B (m) L (m) D (m)

Carico SLU I2 (kg/cm2)

1 1.50 1.50 1 1.85 2 2.00 2.00 1 1.64 3 3.00 3.00 1 1.39 4 1.50 1.50 2 2.00 5 2.00 2.00 2 2.05 6 3.00 3.00 2 1.93 7 1.50 1.50 3 3.05 8 2.00 2.00 3 2.98 9 3.00 3.00 3 3.51

Tab. 6.2/B: Valori di R per fondazioni S.L.U.

B (m) L (m) D (m)

Carico SLE (kg/cm2)

1 1.50 1.50 1 2.90 2 2.00 2.00 1 2.56 3 3.00 3.00 1 2.14 4 1.50 1.50 2 2.83 5 2.00 2.00 2 2.91 6 3.00 3.00 2 2.75 7 1.50 1.50 3 4.30 8 2.00 2.00 3 4.21 9 3.00 3.00 3 5.14

Tab. 6.2/C: Valori di R per fondazioni S.L.E.

In particolare (cfr. par. 6.2.3.1 N.T.C.) nelle verifiche agli Stati Limite, per le resistenze, il relativo valore di progetto dovrà essere calcolato come:

Rd

RR

Il Progettista dovrà tener conto, ove necessario, dei coefficienti parziali R specificati nei paragrafi relativi a ciascun tipo di opera (cfr. N.T.C., par. 6.4 Opere di Fondazione e 6.5 Opere di Sostegno).

Per fondazioni superficiali per la verifica allo stato limite ultimo, approccio 2 combinazione 2 il valore di �r è posto uguale a 1.8. Tab. 6.2/D.







B (m) L (m) D (m)

Carico SLU I2 (kg/cm2)

1 1.50 1.50 1 1.03 2 2.00 2.00 1 0.91 3 3.00 3.00 1 0.77 4 1.50 1.50 2 1.11 5 2.00 2.00 2 1.14 6 3.00 3.00 2 1.07 7 1.50 1.50 3 1.69 8 2.00 2.00 3 1.66 9 3.00 3.00 3 1.95

Tab. 6.2/D : Valori di Rd allo stato ultimo

10.3. Carichi eccentrici

Si fa osservare che nel caso di carico eccentrico, con eccentricità eB in una data direzione (B), si deve fare riferimento alle dimensioni equivalenti (area equivalente) della fondazione (Meyerhof, 1963). Analogamente, nel caso di carico eccentrico in entrambe le direzioni:

'' LBe2Le2BA LB

ll concetto dell’area equivalente (= area rispetto alla quale il carico esterno risulta baricentrico) è rappresentato dalla precedente espressione. Pertanto, il tasso di sollecitazione massimo indotto sul terreno dai carichi di fondazione, sia in relazione al carico limite che ai cedimenti attesi, sarà valutato secondo l’espressione suggerita da Meyerhof (1963):

LBt e2Le2B

N

dove:

N = carico totale massimo agente sul piano di posa della fondazione;

B, L = larghezza e lunghezza della fondazione, rispettivamente;

eB , eL = eccentricità di N rispetto a B ed a L.

10.4. Cedimenti

La valutazione dei cedimenti di fondazioni dirette è stata effettuata mediante il programma di calcolo, basato sul metodo che prevede la valutazione dell'incremento delle tensioni verticali efficaci secondo la teoria di Boussinesq (1883), e dei cedimenti per ogni verticale in esame secondo l'espressione semplificata:

i

n

1i i0

zit h

M

's

dove:

I valori dei cedimenti attesi per le previste tipologie di fondazione e per i probabili carichi di esercizio, sono riassunti, per impronta di carico infinitamente rigida, nella Tab. 6.4/A.







Tipologia di Fondazione

Dimensione Fondazione (m)

Carico di Esercizio kg/cm2

ProfonditàD (m)

Cedimento massimo mm

Plinto

1.50x1.50 2.00x2.00 3.00x3.00

0,5

1.00

2.4 3.3 4.9

Plinto 1.50x1.50 2.00x2.00 3.00x3.00

0,5

2.00 3.2 4.0 5.2

Plinto

1.50x1.50 2.00x2.00 3.00x3.00

0,5

3.00 2.8 3.4 4.2

Tab. 6.4/A: cedimenti massimi previsti per fondazioni nastriformi

10.5. Interazione terreno-struttura - [terreno alla Winkler]

Per le valutazioni dell'interazione tra le strutture di fondazione ed il terreno di fondazione, questo può essere caratterizzato mediante l'assunzione di un modulo di reazione verticale.

Il coefficiente o modulo di reazione del terreno viene definito come quel legame che vi è tra la pressione esercitata su un terreno ed il suo cedimento. Tale strumento è largamente usato nelle analisi strutturali sia per la buona approssimazione dei risultati ottenuti sia per la semplicità d’uso.

Viene indicato come:

k = q/d [kg/cm³]

dove q è la pressione esercitata e d è il cedimento.

Poiché il calcolo dei cedimenti è stato eseguito per due carichi di esercizio di seguito si riportano i valori del modulo di reazione per i due carichi di esercizio Tab. 6.5/A.

B (m) L (m) D (m) Valori k m m m kg/cm3

1.50 1.50 1 20.83

2.00 2.00 1 15.15

3.00 3.00 1 10,20 Tab. 6.5/A: modulo di reazione per i terreni di sedime







11. VERIFICHE DI STABILITÀ DEL PENDIO (CONDIZIONI EX-ANTE ED EX-POST)

11.1. Teoria e normativa

Le procedure di analisi di stabilità di un pendio in roccia, attraverso la valutazione dell'equilibrio limite, consistono nella stima di un coefficiente di sicurezza alla traslazione e/o alla rotazione del volume di terra compreso fra la superficie del versante ed una superficie di taglio potenziale imposta. La procedura di calcolo prende in considerazione tutte le forze e/o i momenti agenti lungo il piano di taglio, fornendo una valutazione della stabilità globale attraverso le equazioni d'equilibrio fornite dalla statica. Il coefficiente di sicurezza globale del pendio viene calcolato attraverso il rapporto fra la resistenza di taglio massima disponibile lungo la superficie di rottura e gli sforzi tangenziali mobilitati lungo tale piano:

Fsic = Tmax / Tmob;

con: Fsic= coefficiente di sicurezza; Tmax= resistenza di taglio massima; Tmob= sforzo tangenziale mobilitato.

All'equilibrio(Tmax=Tmob) Fsic deve essere ovviamente uguale a 1. Il pendio potrebbe essere considerato in teoria stabile, quando Fsic risulta maggiore di 1 (Tmax>Tmob), instabile in caso contrario (Tmax<Tmob). In realtà, per tener conto dell'incertezza introdotta dalle ipotesi semplificatrici nella procedura di calcolo e soprattutto dell'approssimazione con cui sono noti i parametri geotecnici del terreno, per Legge (D.M.21.1.81 e successivi) e per consuetudine pratica la stabilità può dirsi raggiunta solo nel caso in cui Fsic sia maggiore di 1.3. Vanno quindi distinti tre casi: a) Coefficiente di sicurezza inferiore a 1: il pendio si trova in condizioni di instabilità globale. b) Coefficiente di sicurezza compreso fra 1 e 1.3: il pendio si trova in condizioni prossime all'equilibrio limite; anche un piccolo incremento degli sforzi tangenziali sulla superficie potenziale di rottura può innescare il fenomeno franoso. c) Coefficiente di sicurezza superiore a 1.3: il pendio si trova in condizioni di stabilità globale.

11.2. Metodi di calcolo per la verifica del versante

Nell'applicare le equazioni della statica al problema dell'analisi di stabilità di un pendio in terra occorre ipotizzare che siano verificate le seguenti condizioni: a) la verifica va eseguita prendendo in esame una striscia di versante di larghezza unitaria (solitamente di 1 metro), trascurando l’interazione laterale fra tale striscia ed il terreno contiguo; b) la resistenza al taglio lungo la superficie potenziale di rottura deve essere esprimibile attraverso la legge di Coulomb:

Tmax = c + h tg ;

con: Tmax = resistenza di taglio massima del terreno; c= coesione del terreno; = peso di volume del terreno;







h= profondità della superficie di rottura; = angolo di resistenza al taglio del terreno. c) la precisione con cui vengono stimati in sito o in laboratorio i parametri geotecnici coesione e angolo di resistenza al taglio deve essere la stessa: in caso contrario la resistenza al taglio mobilitata dovrebbe essere espressa nel seguente modo:

Tmob = (c/Fsicc) + ( h tg /Fsicp);

con Fsiic =coefficiente di sicurezza legato a c; Fsicp =coefficiente di sicurezza legato a ; introducendo nel calcolo due coefficienti di sicurezza invece di uno, con ovvie complicazioni nella risoluzione analitica del problema; d) deve aversi una distribuzione omogenea degli sforzi tangenziali mobilitati (Tmob) lungo la superficie potenziale di rottura. Questo significa che in ogni punto del piano ipotetico di scivolamento i parametri dell'equazione di Coulomb c, , ed h devono avere lo stesso valore.

Per limitare l'errore introdotto nel calcolo da quest’ultima ipotesi, la superficie di scivolamento viene, nella maggior parte delle procedure di calcolo note in letteratura, suddivisa in più settori (conci), all'interno dei quali si considera realizzata la condizione di omogeneità di Tmob. Nella pratica i limiti dei conci vengono fatti cadere dove vi sia una variazione significativa di , c e del terreno o in corrispondenza di variazioni significative nel profilo topografico del versante. Questo modo d'impostare il problema conduce però all'introduzione nella risoluzione analitica di nuove incognite che esprimono il modo in cui interagiscono fra loro, lungo le superfici divisorie, i vari conci. In definitiva nel calcolo del valore di Fsic intervengono le seguenti incognite (n=numero dei conci preso in considerazione): a) le forze normali (N) agenti sulla base del concio ( n incognite); b) le forze tangenziali (T) agenti sulla base dei conci ( n incognite); c) i punti, sulla base del concio, di applicazione delle forze normali e tangenziali (n incognite); d) le forze orizzontali agenti lungo le superfici di separazione dei conci ( n-1 incognite); e) le forze verticali agenti lungo le superfici di separazione dei conci (n-1 incognite); f) i punti di applicazione, sulle superfici di separazione dei conci, delle forze d) ed e) (n-1 incognite); g) il coefficiente di sicurezza Fsic (1 incognita). In totale il problema comporta l'introduzione di 6n-2 incognite. Per la sua risoluzione sono disponibili: a) 3n equazioni d'equilibrio; b) n equazioni del tipo:

T = (c l + N tg )/Fsic;

con l = lunghezza del concio;







che collegano fra loro, per ogni concio, le incognite N, T ed Fsic. c) n equazioni ottenute ponendo che il punto di applicazione di N e T cada a metà della base del concio. In totale quindi sono disponibili 5n equazioni per la soluzione analitica del problema. Perché si possa arrivare alla determinazione di Fsic occorrerebbero ovviamente tante equazioni quante sono le incognite. In realtà perche il problema sia staticamente determinato, e quindi risolvibile, mancano ancora n-2 equazioni (la differenza fra il numero delle incognite,6n-2, ed il numero delle equazioni disponibili, 5n). Le equazioni mancanti possono essere ottenute introducendo nell'analisi ulteriori ipotesi semplificatrici. Tali ipotesi riguardano generalmente la distribuzione delle forze lungo le superfici di separazione dei conci. Le varie procedure di risoluzione del problema differiscono essenzialmente per la schematizzazione che viene fatta di questa distribuzione. Di seguito si riporta la teoria dei metodi utilizzati per la verifica di stabilità. In particolare si descrivono i seguenti metodi di calcolo:

Metodo di Fellenius;

Metodo di risoluzione di Bishop (semplificato);

Metodo di risoluzione di Janbu (semplificato);

Metodo di risoluzione di Spencer.

Metodo di Fellenius. Con il metodo di Fellenius si pone la condizione che le forze agenti sulle superfici di separazione dei conci (forze di interstriscia) siano trascurabili. È un metodo basato sull’equilibrio dei momenti agenti. Posto:

Ni=Wconcio(i) cos i;

con Wconcio(i)=peso del volume di terra compreso nel concio i-esimo; i=inclinazione della base del concio i-esimo; Ni=componente normale alla base del concio di Wconcio(i). Imponendo l’equilibrio dei momenti rispetto al centro della superficie circolare di scivolamento potenziale del pendio, si può scrivere:

R sen i Wconcio(i)=R Ti;

in cui il prodotto R sen i rappresenta il braccio di Wconcio(i). Si ottiene infine:

Fsic = (Ci Lconcio(i)+Ni tg i) / sen i Wconcio(i);

con Ci=coesione agente lungo la base del concio i; Lconcio(i)=lunghezza della base del concio i; i=angolo d’attrito agente lungo la base del concio i; Introducendo il contributo dovuto alla presenza di falda idrica si ottiene:

Fsic = Ci Lconcio(i) + (Ni-hfalda(i) Lconcio(i))tg i] / Wconcio(i) sen i ;







in cui:

hfalda(i)=altezza della falda rispetto alla base del concio i; Il metodo di Fellenius conduce generalmente a sottostime di Fsic rispetto a metodi più rigorosi, soprattutto in terreni coesivi e/o sovraconsolidati e per superfici profonde. L’errore è comunque a favore della sicurezza, anche se in alcuni casi può superare il 20% rispetto a metodi rigorosi. Può essere utilizzato con superfici di calcolo circolari e di forma qualsiasi. Questo metodo, come i successivi che saranno presi in esame, può a volte fornire coefficienti di sicurezza negativi. Ciò si verifica, quando l’inclinazione della superficie di scivolamento al piede assume valori negativi molto elevati, come nel caso di superfici molto profonde rispetto alla loro estensione in lunghezza. Queste superfici vanno considerate sicuramente stabili e il valore di Fs stimato privo di significato. Nel programma le superfici di scivolamento che presentano valori di Fs negativi vengono ignorate.

Metodo di risoluzione di Bishop (semplificato).

Con il metodo di Bishop semplificato si pone la condizione che le forze verticali agenti sulle superfici di separazione dei conci siano trascurabili. Di conseguenza i conci interagiscono fra di loro solo attraverso forze orientate lungo l'orizzontale. È anche questo un metodo basato sull’equilibrio dei momenti agenti. Viene supposto che la superficie potenziale di scivolamento sia circolare. La resistenza al taglio massima disponibile lungo la superficie potenziale di rottura è data, per ogni concio da:

Ti max = Xi / (1 + Yi / Fs)

con Xi = ( c + (g x h - gw x hw) x tg ) x dx / cos con gw = peso di volume dell'acqua; hw = altezza dell'acqua sulla base del concio; dx = lunghezza del concio lungo l'orizzontale; = inclinazione del concio sull'orizzontale. Yi = tg x tg

La resistenza al taglio mobilitabile lungo il piano di taglio è per ogni concio data da:

Ti mob = Zi

con Zi = g x h x dx x sen

Il coefficiente di sicurezza del pendio viene espresso come segue:

Fs = (i=1-n) Ti max / (i=1-n)Ti mob

Si noti che il coefficiente di sicurezza Fs, che è la grandezza da determinare, viene a comparire anche al numeratore attraverso l'espressione della T max. Di conseguenza non sarà possibile la determinazione diretta di Fs. La procedura da adottare dovrà essere di tipo iterativo, fino all'ottenimento della convergenza su un valore praticamente costante di Fs. Questi sono i passi da seguire: 1. si introduce un valore iniziale di Fs (per es. ottenuto applicando Fellenius) e si calcola un primo valore del coefficiente di sicurezza; 2. il nuovo valore di Fs (Fs') ottenuto viene confrontato col valore di partenza;







3. se la differenza supera un limite prefissato (es. Fs'-Fs>0.001), si ritorna al passo a), inserendo, al posto del valore di partenza di Fs, il nuovo valore calcolato; 4. se la differenza rimane contenuta nel limite indicato, l'elaborazione va interrotta: il coefficiente di sicurezza cercato è Fs'. Generalmente il procedimento richiede dalle quattro alle otto iterazioni per convergere. Il metodo di Bishop richiede che siano, per tutti i conci, rispettate le due seguenti condizioni: s' = (g x h - gw x hw - c x tg / Fs)/(1+Y / Fs) > 0

con s' = pressione normale agente sulla base del concio;

cos x (1 + Y/Fs) > 0.2.

In caso contrario il metodo può condurre a valori del coefficiente di sicurezza non realistici. Il metodo va applicato preferibilmente su versanti costituiti da terreni omogenei, dal punto di vista litologico e delle caratteristiche geotecniche, o, al limite, su terreni in cui la stratificazione non porti a contatto litologie a comportamento meccanico significativamente diverso (per esempio sabbia su argilla); se ne sconsiglia l'uso anche in presenza di terreni fortemente sovraconsolidati. Confrontando il metodo di Bishop semplificato con la sua versione completa, si ottengono differenze massime nei valori dei coefficienti di sicurezza non superiori all'uno percento. Rispetto ad altri metodi più rigorosi, come il G.L.E. lo scarto non supera il 5%, tranne nel caso, di scarso interesse pratico, in cui sia Fs<1.

Metodo di risoluzione di Janbu (semplificato).

Nel metodo di Janbu semplificato si pone la condizione che le forze verticali agenti sulle superfici di separazione dei conci siano trascurabili. Di conseguenza i singoli conci interagiscono fra di loro solo attraverso forze orientate lungo l'orizzontale. Questo metodo, a differenza di quello di Bishop, consente di verificare superfici potenziali di scivolamento di forma qualsiasi ed è un metodo basato sull’equilibrio delle forze agenti. La resistenza al taglio massima disponibile lungo la superficie potenziale di rottura è data, per ogni concio, da:

Ti max = Xi / (1+Yi/Fs);

con Xi = [c+(g x h-gw x hw ) x tg ] x [1+(tg 2)] x dx

con gw = peso di volume dell'acqua;

hw = altezza dell'acqua sulla base del concio;

dx = lunghezza del concio lungo l'orizzontale;

= inclinazione del concio sull'orizzontale.

Yi = tg x tg

La resistenza al taglio mobilitabile lungo il piano di taglio è per ogni concio data da:

Ti mob = Zi

con Zi = g x h x dx x tg

Il coefficiente di sicurezza del pendio viene espresso come segue:

Fs = (i=1-n)Ti max / (i=1-n)Ti mob







Si noti che il coefficiente di sicurezza Fs, che è la grandezza da determinare, viene a comparire anche al numeratore attraverso l'espressione della T max. Di conseguenza non sarà possibile la risoluzione diretta. La procedura da adottare, anche in questo caso, dovrà essere di tipo iterativo fino all'ottenimento della convergenza su un valore praticamente costante di Fs. Questi sono i passi da seguire: 1. si introduce un valore iniziale di Fs (per es. con Fellenius) e si determina un primo valore del coefficiente di sicurezza; 2. il nuovo valore di Fs (Fs') ottenuto viene confrontato col valore di partenza; 3. se la differenza supera un limite prefissato ( es. Fs'-Fs>0.001), si ritorna al passo a), inserendo al posto del valore di partenza di Fs, il nuovo valore calcolato; 4. se la differenza rimane contenuta nel limite indicato, l'elaborazione va interrotta: il coefficiente di sicurezza cercato è Fs'. Generalmente il procedimento richiede dalle quattro alle otto iterazioni per convergere. Il metodo va applicato preferibilmente su versanti costituiti da terreni eterogenei, dal punto di vista litologico e delle caratteristiche geotecniche, o fortemente sovraconsolidati. In questi casi infatti la superficie potenziale di rottura avrà probabilmente forma irregolare, lontana dalla circolarità. Il metodo di Janbu può condurre, rispetto ad altri metodi più rigorosi, come il G.L.E., a scarti non trascurabili in presenza di superfici potenziali di rottura profonde o in presenza di forte coesione. È quindi consigliabile, in queste situazioni, l'introduzione di un fattore correttivo che minimizzi tale scarto. Janbu suggerisce per tale coefficiente la seguente forma:

f = 1 + K x [ d/l - 1.4 x (d/l)2];

con: l = lunghezza del segmento retto congiungente il piede del versante con la sua estremità superiore; d = scarto massimo fra la congiungente il piede del versante e l' estremità superiore e la superficie potenziale di scivolamento, misurato lungo la perpendicolare del primo; K = costante uguale a 0.31 in terreni privi di coesione (c=0) e a 0.5 per terreni coesivi (c>0). Il coefficiente di sicurezza corretto è dato quindi da:

Fs' = f x Fs

con Fs = coefficiente di sicurezza non corretto. Il metodo di Janbu semplificato si presta inoltre meglio di altre procedure alla verifica dell’influenza di superfici di discontinuità geostrutturali-geomeccaniche sulla stabilità complessiva. Le porzioni di superficie di potenziale scivolamento appartenenti alle superfici subcircolari e/o irregolari che ricadono all’interno di un intervallo prefissato intorno ai piani di discontinuità ne assumono le relative caratteristiche di resistenza, mentre le restanti parti assumeranno le caratteristiche della massa rocciosa nel suo complesso. In pratica nel calcolo si tiene conto di ciò attraverso la seguente procedura:

Si individuano le superfici di discontinuità con valore della direzione di immersione contenute entro 20° rispetto alla direzione di immersione del pendio (asse della sezione) e le relative caratteristiche di:

a1) distribuzione di frequenza dei valori di immersione (dip, );

a2) caratteristiche di resistenza secondo il criterio di Hoek & Brown, Mohr-Coulomb o Barton;







Si individuano le inclinazioni () (valori di dip) delle basi dei conci della massa di potenziale scivolamento;

Si stima l’intervallo o “cono di confidenza” ( ), dipendente dalla distribuzione di frequenza dei valori di immersione () entro il quale applicare alla base del concio le caratteristiche della discontinuità in essa compresa. L’intervallo () si può determinare sulla base di:

c1) un valore prefissato “a priori”

c2) un valore di ampiezza della classe modale

c3) altri valori di significatività statistica in base alla forma di distribuzione di frequenza del campione (“gaussiana” o non)

Si attribuiscono le caratteristiche di resistenza alle basi dei conci quando la loro dip () ricade (vedi figura) all’interno dell’intervallo o “cono di confidenza” ( ) precedentemente definito ovvero quando - < < + . Le caratteristiche di resistenza saranno immesse secondo i parametri richiesti dal criterio di resistenza prescelto nella fase a2).

18°35'30"b1

59°02'10"b2

valori di immersione (dip) delle discontinuitvalori di escursione del "cono di confidenza" intorno alla discontinuit

b1, b2 =+ e, - e =

Pendio con superficie di scivolamento circolare

- e

6°27'30"

6°58'08" - e

+ e

4°02'20" 4°04'02"

+ e

DiscontinuitK1

DiscontinuitK2

Superficie circolare

Profilo del pendio

Sovraccarichi esterni.

Con Sn indichiamo la componente normale al piano potenziale di taglio della somma delle forze applicate sulla superficie della base del concio da sovraccarichi esterni (Si). La sua espressione è la seguente:

Sn = Si (sen cos + cos sin )

Con: =inclinazione della base del concio. =inclinazione dei sovraccarichi rispetto all'orizzontale, crescente in senso antiorario. Con St indichiamo la componente tangenziale al piano potenziale di taglio della somma delle forze applicate sulla superficie del concio da sovraccarichi esterni (Si). La sua espressione è la seguente:

St = Si (cos cos - sen sen )

L'effetto di un sovraccarico sul pendio è quindi duplice: si ha una variazione positiva o negativa (a seconda dell'inclinazione del sovraccarico rispetto alla superficie potenziale di







rottura ) sia delle forze normali sia di quelle tangenziali, con conseguente modifica dei valori della resistenza al taglio massima e di quella mobilitata.

iinstab

istabs StForze

SnForzeF

11.3. Sezioni di riferimento

Ai fini della verifica di stabilità ex-ante e ex-post si è proceduto alla ricostruzione dei profili dei versanti su cui insistono le opere in progetto (pali). Complessivamente la verifica è stata estesa a tre profili passanti rispettivamente su tre pali (1, 2 e 3). In Fig. 11.3/A e Tab. 11.3/A si riportano, rispettivamente l’ubicazioni delle sezioni di verifica e le coordinate plano-altimetriche.

Sez. 4

Sez. 1

Sez. 2

Sez. 3

GAIRO

4 41

0 00

0

K 78

GAIRO

Tab. 11.3/A: ubicazione sezioni di verifica.







Picchetto X (m) Y (m) X (m) Y (m) X (m) Y (m)

Sez. 1 Sez. 2 Sez. 3 1 0,00 430 0,00 430 0,00 430 2 27,39 440 19,58 440 24,95 440 3 60,13 450 69,20 450 64,21 450 4 81,96 460 122,81 460 108,41 460 5 101,53 470 159,84 470 145,98 470 6 143,67 480 180,02 480 166,46 480 7 170,39 490 207,20 490 191,79 490 8 201,04 500 231,21 500 213,29 500 Tab. 11.3/A: coordinate plano-altimetriche delle sezioni di verifica

11.4. Verifiche di stabilità del pendio in condizioni ex-ante

Ai fini della verifica di stabilità ex-ante si è proceduto alla ricostruzione dei profili dei versanti su cui insistono le opere in progetto (pali). Complessivamente la verifica è stata estesa a tre profili passanti rispettivamente per i pali 1, 2 e 3. Verifica di stabilità globale Sez. 1

Tab. 11.4/A: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 1







Tab. 11.4/B: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 1

Verifica di stabilità globale Sez. 2

Tab. 11.4/C: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 2







Tab. 11.4/D: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 2


Tab. 11.4/E: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 3







Tab. 11.4/F: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 3

11.5. Verifiche di stabilità del pendio in condizioni ex-post

Per la verifica di stabilità del pendio in condizioni ex-post sono stati considerati gli stessi profili utilizzati per la verifica ex-ante dove sono stati inseriti i carichi imputabili alle opere in progetto. Nello specifico è stato inserito un carico nastriforme di 0,50 kg/cm2


Tab. 11.5/A: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 1







Tab. 11.5/B: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 1 Verifica di stabilità globale Sez. 2

Tab. 11.5/C: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 2







Tab. 11.5/D: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 2 Verifica di stabilità globale Sez. 3

Tab. 11.5/E: coefficienti di sicurezza globale per la sez. 3







Tab. 11.5/F: riepilogo della superficie con coefficiente di sicurezza minimo sez. 3

Nelle figure seguenti si riportano le sezioni geologiche e relativi risultati dei calcoli di verifica nelle condizioni ex-ante e ex-post opera







Fs min.=1,86

LEGENDA:Detrito di versanteBasamento metamorfico scistoso

Fs min.=1,741


palo 1

Strada comunale

Strada comunale

Fig. 11.5/A: sezione geologica SEZ. 1 e risultati della verifica di stabilita in condizioni ex –ante e ex – post opera







201,0200,0199,0198,0197,0196,0195,0194,0193,0192,0191,0190,0189,0188,0187,0186,0185,0184,0183,0182,0181,0180,0179,0178,0177,0176,0175,0174,0173,0172,0171,0170,0169,0168,0167,0166,0165,0164,0163,0162,0161,0160,0159,0158,0157,0156,0155,0154,0153,0152,0151,0150,0149,0148,0147,0146,0145,0144,0143,0142,0141,0140,0139,0138,0137,0136,0135,0134,0133,0132,0131,0130,0

0,0 4,0 8,0 12,0 16,0 20,0 24,0 28,0 32,0 36,0 40,0 44,0 48,0 52,0 56,0 60,0 64,0 68,0 72,0 76,0 80,0 84,0 88,0 92,0 96,0 100,0 104,0 108,0 112,0 116,0 120,0 124,0 128,0 132,0 136,0 140,0 144,0 148,0 152,0 156,0 160,0 164,0 168,0 172,0 176,0 180,0 184,0 188,0

Fs min.=1,4851 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

1516

1718

1920

2122

2324

2526

2728

29

30


192,0 196,0 200,0 204,0 208,0 212,0 216,0 220,0 224,0 228,0

201,0200,0199,0198,0197,0196,0195,0194,0193,0192,0191,0190,0189,0188,0187,0186,0185,0184,0183,0182,0181,0180,0179,0178,0177,0176,0175,0174,0173,0172,0171,0170,0169,0168,0167,0166,0165,0164,0163,0162,0161,0160,0159,0158,0157,0156,0155,0154,0153,0152,0151,0150,0149,0148,0147,0146,0145,0144,0143,0142,0141,0140,0139,0138,0137,0136,0135,0134,0133,0132,0131,0130,0

0,0 4,0 8,0 12,0 16,0 20,0 24,0 28,0 32,0 36,0 40,0 44,0 48,0 52,0 56,0 60,0 64,0 68,0 72,0 76,0 80,0 84,0 88,0 92,0 96,0 100,0 104,0 108,0 112,0 116,0 120,0 124,0 128,0 132,0 136,0 140,0 144,0 148,0 152,0 156,0 160,0 164,0 168,0 172,0 176,0 180,0 184,0 188,0

Fs min.=1,3151 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

14 1516

1718

1920

2122

2324

2526

2728

2930


192,0 196,0 200,0 204,0 208,0 212,0 216,0 220,0 224,0 228,0

palo 2

Strada comunale

Strada comunale

Fig. 11.5/B: sezione geologica SEZ. 2 e risultati della verifica di stabilita in condizioni ex –ante e ex – post opera







201,0200,0199,0198,0197,0196,0195,0194,0193,0192,0191,0190,0189,0188,0187,0186,0185,0184,0183,0182,0181,0180,0179,0178,0177,0176,0175,0174,0173,0172,0171,0170,0169,0168,0167,0166,0165,0164,0163,0162,0161,0160,0159,0158,0157,0156,0155,0154,0153,0152,0151,0150,0149,0148,0147,0146,0145,0144,0143,0142,0141,0140,0139,0138,0137,0136,0135,0134,0133,0132,0131,0130,0


Fs min.=2.3601 2 3 4 5 6 7 8 9

10 1112

1314

1516

1718

1920

21

22

23

24

0,0 4,0 8,0 12,0 16,0 20,0 24,0 28,0 32,0 36,0 40,0 44,0 48,0 52,0 56,0 60,0 64,0 68,0 72,0 76,0 80,0 84,0 88,0 92,0 96,0 100,0 104,0 108,0 112,0 116,0 120,0 124,0 128,0 132,0 136,0 140,0 144,0 148,0 152,0 156,0 160,0 164,0 168,0 172,0 176,0 180,0 184,0 188,0 192,0 196,0 200,0 204,0 208,0 212,0

Strada comunale

201,0200,0199,0198,0197,0196,0195,0194,0193,0192,0191,0190,0189,0188,0187,0186,0185,0184,0183,0182,0181,0180,0179,0178,0177,0176,0175,0174,0173,0172,0171,0170,0169,0168,0167,0166,0165,0164,0163,0162,0161,0160,0159,0158,0157,0156,0155,0154,0153,0152,0151,0150,0149,0148,0147,0146,0145,0144,0143,0142,0141,0140,0139,0138,0137,0136,0135,0134,0133,0132,0131,0130,0


Fs min.=2.2751 2 3 4 5 6 7 8 9

10 1112

1314

1516

1718

1920

21

22

23

24

0,0 4,0 8,0 12,0 16,0 20,0 24,0 28,0 32,0 36,0 40,0 44,0 48,0 52,0 56,0 60,0 64,0 68,0 72,0 76,0 80,0 84,0 88,0 92,0 96,0 100,0 104,0 108,0 112,0 116,0 120,0 124,0 128,0 132,0 136,0 140,0 144,0 148,0 152,0 156,0 160,0 164,0 168,0 172,0 176,0 180,0 184,0 188,0 192,0 196,0 200,0 204,0 208,0 212,0

Strada comunale

palo 3

Fig. 11.5/C: sezione geologica SEZ. 3 e risultati della verifica di stabilita in condizioni ex –ante e ex – post opera







12. PIANO DI MANUTENZIONE

L’intervento non necessita di piani di manutenzione in quanto l’opera in progetto non liprevede.

13. PIANO DI MONITORAGGIO

L’intervento non necessita di piani di monitoraggio in quanto l’opera in progetto non liprevede.

14. CONCLUSIONI

Le verifiche di stabilita globale eseguita su tre sezioni ha evidenziato che il versante si trova incondizioni di stabilità. Anche l’inserimento di carichi riconducibile alle opere da realizzare purcomportando una riduzione dei coefficienti di sicurezza non sono tali da costituire fattore di instabilità.In Tab. 11.6/A si riporta per ogni sezione il coefficiente di sicurezza calcolato sia in condizioni ex-antesia ex-post ossia con l’introduzione del carico esterno.

Sezione Fs min ex-Ante Fs min ex-post 1 1.860 1.7412 1.485 1.3153 2.360 2.275

Tab. 11.6/A: sintesi dei coefficienti sicurezza minimi calcolati

Sulla base dei risultati ottenuti l’opera in progetto è compatibile con le norme del PAI in quanto non incrementa il grado di pericolosità geologica e geomorfologica esistente.

Data: 18/06/2012 I tecnici

Studio di compatibilità geologica geotecnica · APPROVAZIONI ENEL DISTRIBUZIONE TECNICO...

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