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Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri N. 3376/04 Interventi di competenza statale in materia di riduzione del rischio sismico

“VERIFICHE TECNICHE DELLE VASCHE DI LAMINAZIONE SUGLI AFFLUENTI DEL FIUME PO”

Cassa di espansione sul Fiume Olona

nel Comune di Malnate (VA)

Progetto Progetto Progetto Progetto SSSStabilità all’tabilità all’tabilità all’tabilità all’IIIInput nput nput nput SSSSismico dei ismico dei ismico dei ismico dei MMMManufatti anufatti anufatti anufatti AAAArginalirginalirginalirginali

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INDICE

Premessa 1. Caratteri generali 1.1 Inquadramento geologico 1.2 Caratteristiche principali dell’opera 1.3 Indagini integrative per la definizione dei modelli geotecnici 2. Attività 1 – Sondaggi e Campionamenti 3. Attività 2 – Stendimenti sismici 4. Attività 3 – Prove Down-Hole e di laboratorio 4.1 Down-Hole 4.2 Prove di laboratorio 5. Attività 4 – Analisi sismica 5.1 Moto di input 5.2 Moto di output 6. Attività 5 – Verifiche di stabilità 6.1 Sezione analizzata 6.2 Caratterizzazione geotecnica dei terreni 6.3 Input sismico 6.4 Verifiche di stabilità 6.4.1 Verifiche in condizioni statiche pre e post sismiche 6.4.2 Verifiche in condizioni sismiche con metodi pseudostatici 7. Conclusioni 8. Bibliografia

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Premessa

Le casse di laminazione sono opere strategiche che consentono la riduzione della portata al colmo della piena transitante a valle attraverso l’invaso di adeguati volumi d’acqua.

Sono generalmente costituite da manufatti trasversali di solito in c.a dotati di luci di fondo che possono essere regolate e arginature perimetrali alle aree destinate all’invaso.

L’accumulo di grandi volumi d’acqua, che potrebbero defluire in modo rapido e incontrollato per il cedimento strutturale delle opere di contenimento, deve essere sempre considerato come un potenziale rischio per la pubblica incolumità e catastrofico per i danni economici, ambientali e produttivi sul territorio. Sebbene terremoti avvenuti in zone sismiche, anche ad alta attività, abbiano sinora evidenziato un comportamento generalmente soddisfacente delle dighe in terra, per esse devono comunque essere adottate precauzioni superiori a quelle riservate alle costruzioni ordinarie, in quanto il collasso di un’opera di contenimento potrebbe avere conseguenze molto gravi, soprattutto allorché le aree di sommersione interessino centri abitati.

Inoltre sismi di bassa intensità e ricorrenti possono indurre deformazioni permanenti ed alterazioni dei corpi arginali con effetti anche sulla tenuta idraulica delle arginature rispetto a successivi eventi di piena non concomitanti.

Sempre più spesso, in conseguenza delle ricorrenti crisi idriche, si prospetta per le casse di laminazione un uso multiplo che prolungherebbe la durata dei periodi di invaso, funzionando la cassa, oltre che come area di laminazione delle piene, anche come area di invaso di riserve idriche da utilizzare nei periodi siccitosi.

In considerazione di ciò l’Autorità di bacino del fiume Po ha predisposto un Piano di verifiche tecniche per le opere di ritenuta dei bacini e le arginature delle casse di espansione nel bacino del fiume Po e per le arginature del Fiume Po medesimo.

Con Decreto del Presidente del Consiglio dei Ministri del 6 agosto 2005 sono state assegnate all’Autorità di bacino le risorse per la verifica sismica di 7 casse di laminazione delle piene.

Complessivamente le attività di verifica sono state articolate in cinque distinte macro-attività, che possono essere sintetizzate come segue: 1. Prelievo di campioni e indagini in situ; 2. Indagini sismiche a rifrazione; 3. Prove di laboratorio e prove Down Hole; 4. Analisi sismica; 5. Verifiche di stabilità.

Le vere e proprie attività di verifica sono state precedute da una fase di raccolta e sistematizzazione di tutta la documentazione disponibile, sono state inoltre acquisite tutte le indagini di campagna e le prove di laboratorio effettuate sia sui terreni di fondazione e sui materiali impiegati per la costruzione dei manufatti sia in fase progettuale, sia in fase esecutiva, sia in alcuni casi nelle fasi di prove di invaso. Al buon esito di tali attività ha contribuito in modo determinante la collaborazione di tutti gli uffici di A.I.Po.

Si è ritenuto infine opportuno istituire un “Gruppo di orientamento”, che ha coordinato le diverse attività con l’obiettivo di condividere conoscenze di base già disponibili, di produrne un significativo aggiornamento e approfondimento e, soprattutto, di attivare preziose sinergie utili non solo per le verifiche sismiche dei corpi arginali ma più in generale per costruire un ampio quadro conoscitivo necessario per la definizione di una strategia integrata e complessiva di messa in sicurezza del territorio.

A tale gruppo hanno partecipato il Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli della Regione Emilia-Romagna e l’Unità Organizzativa Tutela e Valorizzazione del Territorio della Regione Lombardia, ed A.I.Po, Agenzia Interregionale per il fiume Po, Enti che da anni sono attivi rispettivamente nel campo delle indagini sismiche ed indagini geotecniche sui corpi arginali e sui terreni di fondazione.

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1. Caratteri generali 1.1 Inquadramento geologico L’area della cassa di espansione sul fiume Olona nel comune di Malnate ricade nel foglio geologico n. 31 Varese della Carta Geologica d’Italia alla scala 1:100.000 (Repertorio completo della cartografia geologica d’Italia – APAT, 2004). Le informazioni geologiche riportate sono state tratte dalla relazione Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in località Ponte Gurone-Malnate, DIZETA INGEGNERIA e IDROGEA – Provincia di Varese, 2006 e dallo Studio Geologico di supporto al Piano di Governo del Territorio del comune di Malnate effettuato dal Dr. M. Parmigiani, 2008, fornito dalla Regione Lombardia. Le caratteristiche litologiche delle unità presenti nel territorio possono essere così riassunte: Unità del Fiume Olona (Fgl, Plestocene sup.) costituita da depositi fluviali e lacustri con profilo di alterazione assente e suolo poco sviluppato, di spessore inferiore al metro. Dal punto di vista litologico, i depositi presentano caratteristiche diverse in funzione della facies sedimentarie di appartenenza: depositi fluviali, costituiti da ghiaie medio-grossolane a supporto di matrice sabbiosa, da sabbie a stratificazione orizzontale e da sabbie e limi a laminazione piano parallela orizzontale; depositi lacustri, costituiti da limi e argille a laminazione piano parallela orizzontale o massivi, con intercalati livelli di torba. Unità del Pianalto di Malnate (Be, Pleistocene medio-sup.) costituita da depositi glaciali e fluvioglaciali con profilo di alterazione poco evoluto, di spessore compreso tra 2.5 e 4.5 m. L’alterazione in genere è limitata al 30% dei clasti con litotipi calcarei decarbonati e litotipi cristallini parzialmente arenizzati. Dal punto di vista litologico, i depositi presentano caratteristiche diverse in funzione della facies sedimentaria di appartenenza: depositi glaciali costituiti da diamicton massivi a supporto di matrice limoso o sabbiosa, con clasti poligenici. Sono da normal a sovra consolidati; depositi fluvioglaciali costituiti da ghiaie stratificate a supporto di clasti o a supporto di matrice sabbiosa, da sabbie grossolane pulite a stratificazione piano parallela orizzontale o incrociata e da limi a laminazione piano parallela. Unità dei conglomerati di Malnate (Cp, Pliocene sup.) costituita da depositi fluvioglaciali tipici di pana fluviale. Litologicamente sono costituiti da conglomerati grossolani a supporto di matrice sabbiosa, localmente a supporto di clasti, organizzati in grossi banchi di spessore variabile e da strati di arenarie e sabbie grossolane. La cementazione è variabile, ma generalmente è ottima; sono presenti, però, livelli non cementati di calcari di ghiaie e sabbie. Sono presenti litotipi diversi con presenza di calcari, vulcaniti e rocce cristalline. Argille di Castel di Sotto (ACS, Rupeliano sup. Miocene medio sup.) costituita da depositi marini. Litologicamente sono costituiti da argille marnose grigio blu, talvolta limose, stratificate o massive, con fossili e bioturbazioni. Gonfolite Lombarda (Go, Rupeliano sup. Miocene medio sup.) costituita da una successione di risedimenti conglomeratici ed arenacei con peliti associate, sviluppati in ambiente marino profondo per uno spessore di circa 3.000 m. Ad essa si collega la successione torbiditica prevalentemente arenaceo-pelitica, di età compresa tra l’Oligocene sup. ed il Langhiano. Tale unità rappresenta un cuneo clastico riferito al bacino orogenico impostato su di un margine continentale attivo, all’interno del quale si riconoscono diverse sequenze de posizionali. La Figura 1 riporta l’inquadramento geologico dell’area, tratta dallo Studio Geologico a supporto del P.G.T. comunale effettuato da Dr. M. Parmigiani, 2008.

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Figura 1 - Inquadramento geologico e ubicazione dell’area interessata dalla cassa di espansione

In particolare, in corrispondenza dell’area interessata dalla costruzione dello sbarramento, si riscontrano le seguenti unità stratigrafiche: limi e limi sabbiosi a partire dal piano campagna per uno spessore compreso fra 4 e 5 m; ghiaia, sabbia e limi addensati ad una profondità di circa 5 m dal piano campagna per uno spessore compreso tra 12 e 15 m; alternanze di sabbie limose e limi sabbiosi da addensati a molto addensati ad una profondità di circa 20 m dal piano campagna per uno spessore superiore a 50 m. Nell’area interessata dalla costruzione delle arginature a difesa dei Molini di Gurone le unità stratigrafiche individuate possono essere così caratterizzate: in destra del fiume Olona limi e limi sabbiosi a partire dal piano campagna per uno spessore massimo di circa 5 m; in sinistra del fiume Olona ghiaia, sabbia e limo addensati a partire dal piano campagna per uno spessore massimo di circa 8 m; limi, limi sabbiosi e limi argillosi localizzati al di sotto dei precedenti. In corrispondenza dell'estremità destra orografica della zona dello sbarramento, per una profondità di circa 1-2 m a partire dal piano campagna sono presenti sabbie limose sciolte; sotto a questo strato superficiale sono presenti, per una profondità media di circa 6 m, limi e/o argille sovraconsolidati. 1.2 Caratteristiche principali dell’opera Dall’analisi della documentazione esistente (Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in località Ponte Gurone-Malnate, DIZETA INGEGNERIA e IDROGEA – Provincia di Varese, 2006), messa a disposizione da A.I.Po sono stati ricavati alcuni dei principali dati caratteristici dell’opera così sintetizzabili:

• superficie imbrifera sottesa dallo sbarramento 97 km2

• quota massima di regolazione dello sbarramento 289.30 m s.l.m. • quota di massimo invaso 290.10 m s.l.m. • quota ciglio di coronamento dello sbarramento 291.90 m s.l.m. • altezza dello sbarramento (rispetto al piano di fondazione) 16.00 m • altezza di massima ritenuta dello sbarramento (rispetto al fondo cassa) 10.80 m • portata di progetto in ingresso all’invaso (TR=100 anni) 118 m3/s

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• portata millenaria in ingresso all’invaso 175 m3/s • franco 1.80 m • franco netto 1.48 m • massima portata prevedibile 500 m3/s • franco 1.42 m • franco netto 1.10 m • portata di progetto in uscita dal manufatto di regolazione (TR=100 anni) 36 m3/s • lunghezza complessiva sfioratori di superficie 114 m • volume utile di regolazione 1 520 000 m3

• volume totale d'invaso 1 790 000 m3 L’area di massimo invaso (quota 290.10m s.l.m.) ha una forma allungata a ‘L’, orientata approssimativamente in direzione NE-SW nella porzione più settentrionale (a monte della località Molini di Gurone) e NW-SE nella porzione meridionale. Lo sbarramento necessario alla realizzazione dell’invaso di laminazione (quota di coronamento 291.90 m s.l.m.) ha uno sviluppo longitudinale di circa 153m, un’altezza media di 11.30m rispetto al p.c. nell’invaso, ed è costituito da un manufatto a gravità in calcestruzzo, rivestito da uno strato di materiale granulare (classe A-1-a, A-1-b della classificazione HRB) ricoperto da un rinfianco esterno in rockfill dello spessore di circa 1.2m. La larghezza del coronamento è pari a 6m, la larghezza alla base del manufatto pari a circa 52.50m. Sul filo esterno del piede di monte della struttura è presente un diaframma impermeabile in c.a. di profondità variabile. La struttura in calcestruzzo dello sbarramento è collegata alle estremità a due diaframmi, posti rispettivamente in sponda destra, a sostegno del versante soprastante il bacino di invaso, e in sonda sinistra, a sostegno della tangenziale est di Varese. Al centro dello sbarramento è localizzato il manufatto di regolazione e scarico, realizzato mediante una struttura in c.a. (con sfioratore a soglia fissa posto a quota 289.30m s.l.m.) avente una lunghezza complessiva di circa 95m ed una larghezza di circa 24m. Per la salvaguardia della zona dei Molini di Gurone, posti a monte dello sbarramento, all’interno dell’area di invaso, è presente un’arginatura ad ‘anello’, avente una quota di ritenuta idraulica identica a quella dello sbarramento (291.90 m s.l.m.) e costituita da ghiaia e sabbia limosa o argillosa appartenente ai gruppi A-2-4 e A-2-6 della classificazione CNR-UNI 10006. La pendenza del paramento lato esterno è pari a 3 su 2, mentre il lato interno, interrotto da una banca intermedia posta a quota 287.90 m s.l.m., ha pendenza complessiva 2 su 1. La larghezza alla base dell'argine, variabile in funzione dell'altezza del manufatto, è pari a circa 30 m; il raggio dell'anello è di circa 100 m. Il manufatto è protetto nei confronti di eventuali fenomeni di sifonamento mediante uno schermo impermeabile in c.a. posto al piede dell’arginatura, della profondità minima di 15 m. L’impermeabilizzazione dell’arginatura è garantita da un telo in polietilene posato sul paramento esterno del rilevato, protetto da un geotessile in tessuto non tessuto, e dalla presenza di lastre in c.a. con ciglio superiore posto alla quota di massimo invaso. Un setto in calcestruzzo, infine, è presente lungo tutto il perimetro arginale, lato invaso, con funzione frangi onda. 1.3 Indagini integrative per la definizione dei modelli geotecnici Per la definizione dei modelli geotecnici da utilizzare nelle analisi della Risposta Sismica Locale (Attività 4 - Analisi sismica) e nelle verifiche di stabilità (Attività 5 - Verifiche di stabilità) sono stati acquisiti ed analizzati i dati contenuti nella documentazione esistente (Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in località Ponte Gurone-Malnate, DIZETA INGEGNERIA e IDROGEA – Provincia di Varese, 2006) forniti dall’Autorità di Bacino del fiume PO. Sulla base dei dati disponibili e di un sopralluogo condotto nell’area della cassa di espansione, sono state identificate le sezioni arginali di interesse sulle quali eseguire le verifiche di stabilità ed è stato predisposto un piano di indagini integrative i cui risultati hanno consentito di completare la

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definizione dei suddetti modelli. La campagna di indagini integrative appositamente condotta per completare la caratterizzazione geotecnica dei terreni costituenti il sottosuolo e gli argini della cassa di espansione ha compreso 1 stendimento sismico della lunghezza di 350 m (PROGEO, 2008), 1 sondaggo della lunghezza di 50 m, con estrazione di 2 campioni indisturbati, esecuzione di 12 prove S.P.T. (PARMAGEO, 2008) e 1 prova Down-Hole (DH) (Madiai et al., 2008). Le prove geotecniche di laboratorio hanno previsto 1 prova di colonna risonante (RC), 1 prova triassiale (TxCIU), 1 prova edometrica (EDOIL), 1 prova di compressione semplice (ELL) e prove di classificazione sui campioni di terreno indisturbati (Madiai et al., 2008).

Nella Figura 2 sono rappresentati i punti di indagine investigati.

Figura 2 - Punti di indagine investigati (S1 sondaggi e DH; S6 stendimenti sismici)

2. Attività 1 – Sondaggi e Campionamenti

Nell’area è stato eseguito 1 sondaggio a carotaggio continuo della lunghezza di 50 m, con estrazione di 2 campioni indisturbati ed esecuzione di 12 prove S.P.T. Di seguito si riporta la stratigrafia del sondaggio effettuato (Figura 3). Il sondaggio mostra la presenza di materiali caratterizzati prevalentemente da limi argillosi, talora sabbiosi, argille limose e sabbie fini e medie limose alternate a sabbie grossolane. Nel sondaggio sono riportati i valori derivanti dalle prove con Pocket Penetrometer, dalle prove S.P.T., ed è anche riportata la profondità del prelievo dei campioni indisturbati e la profondità della falda. 3. Attività 2 – Stendimenti sismici

Nell’area della cassa di espansione è stato effettuato 1 stendimento sismico da 350 m (Sezione 6), che è stato elaborato sia con analisi G.R.M., sia con analisi tomografica a countour line. Nelle

S6

8

Figure 4, 5 (in Figura 4 come sezione sismica tomografica Vp-Vs e in Figura 5 come sezione sismica G.R.M. Vp-Vs) sono rappresentati i risultati delle analisi effettuate. Sulla sezione sismica tomografica ad onde di compressione sono state evidenziate dall’analisi di gradiente tramite tre isolinee in violetto e fucsia (Vp 0.98, 1.87 e 2.10 Km/sec), tre principali superfici di discontinuità corrispondenti indicativamente a incrementi di consistenza del deposito alluvionale, indicanti la prima la base del primo strato aerato di copertura debolmente addensato, la seconda il passaggio da un deposito detritico poco – medio addensato avente Vp comprese tra 0.98 e 1.87 Km/sec ad uno costipato con Vp comprese tra 1.87 e 2.10 Km/sec, la terza il passaggio all’ultimo orizzonte più profondo e consistente con valori di Vp compresi tra 2.10 e 2.80 Km/sec.

Figura 3 – Sondaggio S1

S1

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Anche sulla sezione sismica tomografica ad onde di taglio sono state evidenziate, tramite tre isolinee in violetto e fucsia (Vs 0.16, 0.35 e 0.58 Km/sec) superfici di discontinuità fisica delimitanti passaggi più significativi di consistenza, analoghe a quelle individuate con le Vp (anche se non necessariamente coincidenti), quindi la base dello strato aerato subsuperficiale, il passaggio da un deposito detritico-alluvionale poco – medio addensato (Vs comprese tra 0.16 e 0.35 Km/sec) ad uno ben addensato (Vs comprese tra 0.35 e 0.58 Km/sec) ed infine il passaggio ad un orizzonte consistente più profondo avente range di Vs compreso tra 0.58 e 1.00 Km/sec. Per quanto riguarda le sezioni sismiche G.R.M. Vp-Vs si sono rilevati due rifrattori il cui andamento risulta suborizzontale o debolmente ondulato entro i quali si evidenziano range di valori di velocità poco variabili per ognuno dei tre sismostrati individuati e così ripartiti: Vp 0.40 – 1.36 Km/sec e Vs 0.06 e 0.13 Km/sec per il primo sismostrato (aerato); Vp 1.66 – 2.28 Km/sec e Vs 0.18 e 0.23 Km/sec per il secondo sismostrato (intermedio mediamente addensato); Vp 2.34 – 2.84 Km/sec e Vs 0.62 – 0.80 Km/sec per il terzo sismostrato (orizzonte più profondo con materiale detritico costipato).

Figura 4 – Sezione sismica tomografica

Figura 5 – Sezione sismica GRM

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4. Attività 3 – Prove Down-Hole e di laboratorio 4.1 Down-Hole

La prova DH è stata effettuata nel foro di sondaggio precedentemente descritto, che è localizzato sul rilevato costituente la cassa del Fiume Olona. Il profilo di velocità delle onde S mostra, a partire dal piano campagna, e dopo un brusco decremento nel quale le VS passano da circa 320 m/s a 200 m/s a circa 8.5 m di profondità, un incremento moderato con la profondità. Il valore massimo raggiunto è dell’ordine dei 550 m/s a fondo foro. L’andamento della velocità delle onde di taglio e quello delle onde di compressione misurato nel corso della prova sono riportati in Figura 6. Il valore di VS misurato in laboratorio, per il campione prelevato a 23.6 m di profondità, campione indisturbato S1-C2, è risultato pari a 345 m/s circa, ed il corrispondente valore di VS misurato in sito alla stessa profondità è risultato pari a pari a 247 m/s. Il rapporto VS,DH /VS,RC risulta circa pari ad 0.7 ovvero di poco inferiore ai valori riportati in letteratura.

Figura 6 - Sondaggio S1: andamento della velocità delle onde P ed S con la profondità

4.2 Prove di laboratorio

Il quadro complessivo delle indagini eseguite sui campioni indisturbati, prelevati nel corso dell’esecuzione del suddetto sondaggio è riportato nella Tabella 1, nella quale è indicata la profondità di prelievo del campione e le prove laboratorio eseguite. AG = Analisi granulometrica LL.AA.= Limiti di Atterberg ELL = Prova di compressione semplice EDOIL = Prova edometrica ad incrementi di carico in condizioni isotrope TxCIU = Prova triassiale consolidata non drenata RC = Prova di colonna risonante

Tabella 1 – Campione prelevato e prove geotecniche di laboratorio effettuate

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Come mostra la Tabella 1, sul materiale campionato, prelevato tra le profondità di 11.0 e 11.50 m (S1-C1), sono state effettuate le prove per la determinazione dei limiti di Atterberg e del contenuto naturale d’acqua, una prova EDOIL e una prova TxCIU.

Nella Tabella 2 sono riportati i valori delle proprietà indici e dei parametri fisici del campione analizzato.

Tabella 2 - Valori medi delle proprietà indici e dei parametri fisici del campione indisturbato C1

Come mostra la Tabella 1, sul materiale campionato, prelevato tra le profondità di 23.3 e 23.9 m (S1-C2), sono state effettuate le prove per la determinazione dei limiti di Atterberg e del contenuto naturale d’acqua, una prova ELL e una prova RC.

Nella Tabella 3 sono riportati i valori delle proprietà indici e dei parametri fisici del campione analizzato.

Tabella 3 - Valori medi delle proprietà indici e dei parametri fisici del campione indisturbato C2

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Dalla carta di plasticità rappresentata in Figura 7, nella quale sono indicati i punti relativi ai 2 campioni indisturbati analizzati, si nota che sia il campione S1-C1 sia il campione S1-C2 sono di classe CL, ovvero quella rappresentativa delle argille inorganiche a bassa plasticità.

Figura 7 – Carta di plasticità del Sistema USCS e punti rappresentativi dei campioni indisturbati

Sul campione S1-C1 è stata eseguita una prova di consolidazione edometrica. I parametri di compressibilità del terreno del campione, indice di ricompressione, Cr, di compressione, Cc, e di rigonfiamento, Cs, sono riassunti nella Tabella 4, dove sono riportati anche i parametri indicativi dello stato tensionale del terreno in sito (pressione litostatica efficace, σ’ v, grado di sovraconsolidazione, OCR) alla profondità di prelievo dei campioni. Tabella 4 – Parametri di compressibilità ed indicativi dello stato tensionale del terreno in sito ricavati sul campione C1

Le prove triassiali consolidate non drenate (TxCIU) sono state eseguite su 3 provini ricavati dal campione S1-C1. Nella Tabella 5 sono riassunti i parametri di resistenza al taglio nella definizione del criterio di rottura di Mohr-Coulomb.

Tabella 5 – Parametri di resistenza al taglio ricavati a partire dai risultati di prove TxCIU sul campione C1 I risultati della prova ELL condotta su un provino ricavato dal campione S1-C1 sono riportati in Tabella 6 in termini di resistenza al taglio nella definizione del criterio di rottura di Mohr-Coulomb. Tabella 6 – Coesione non drenata ricavata a partire dai risultati della prova ELL condotta sul campione C1

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Le prove di colonna risonante, eseguite sul campione indisturbato S1-C2, sono state finalizzate alla determinazione: - del valore del modulo di taglio iniziale G0 e del rapporto di smorzamento D0 a piccoli livelli

deformativi; - delle leggi di variazione del modulo di taglio e del rapporto di smorzamento in funzione

dell’ampiezza della deformazione di taglio, rispettivamente G(γ) e D(γ); - delle soglie di deformazione elastica e volumetrica.

Le curve che esprimono la legge di variazione del modulo di taglio con il livello deformativo sono riportate in Figura 8.

Le curve che esprimono la legge di variazione del rapporto di smorzamento con la deformazione di taglio sono riportate in Figura 9.

Figura 8 – Modulo di taglio normalizzato in funzione del livello deformativo

Figura 9 – Rapporto di smorzamento in funzione del livello deformativo

I valori della soglia di deformazione lineare, γl, e volumetrica, γp, stimati a partire dai risultati delle prove di colonna risonante sono riassunti nella Tabella 7. Tabella 7 – Valori delle soglie di deformazione determinati con la prova RC sul campione C2

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5. Attività 4 – Analisi sismica 5.1 Moto di input

Per il sito oggetto di indagine, sulla base della pericolosità sismica del sito, sono stati costruiti gli spettri di risposta rappresentativi (NTC – DM14-01-2008), calcolati come media ponderata con l’inverso della distanza dei valori assegnati ai quattro punti della griglia (Gruppo di Lavoro, 2004) più vicini al valore geografico ISTAT del comune e riferiti a 2 periodi di ritorno (Tr): - evento meno raro: Tr 475 anni (Tr > 250 anni) - evento molto raro: Tr 975 anni (Tr > 500 anni)

A partire da tali spettri in accelerazione, considerati come target, sono stati generati 7 accelerogrammi spettro-compatibili, caratterizzati da diversi valori della coppia magnitudo-distanza. Sono inoltre stati estratti dalla Banca dati ITACA 7 accelerogrammi in modo tale da ottenere la media degli spettri il più possibile simile allo spettro di target.

Riassumendo, sono stati considerati 2 periodi di ritorno (Tr 475 e Tr 975), per ogni periodo di ritorno sono stati considerati 7 accelerogrammi generati e 7 accelerogrammi registrati, per un totale di 28 accelerogrammi (presenti nella banca-dati) (Pergalani e Compagnoni, 2008).

Nelle Figure 10, 11 sono riportati lo spettro di target, gli spettri di risposta in accelerazione al 5% dello smorzamento critico dei 7 accelerogrammi generati e dei 7 registrati e gli spettri di risposta medi rispettivamente per i 2 tempi di ritorno (Tr 475 e Tr 975).

Figura 10 – Spettri di risposta in accelerazione al 5% dello smorzamento critico dei due sets di accelerogrammi (a - generati e b - registrati) per tempo di ritorno di 475 anni Figura 11 – Spettri di risposta in accelerazione al 5% dello smorzamento critico dei due sets di accelerogrammi (a - generati e b - registrati) per tempo di ritorno di 975 anni

0

20

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80

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Periodo (s)

Psa

(cm

/s2)

target malnate target gallarate target san vittore olona BVG_NSBVG_WE CSN0_WE CDR CSN0__NSCNP CAG Spettro medio

0.00

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0.12

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Periodo (s)

Psa

(g

)

target gallarate target malnate target san vittore olona acc1acc2 acc3 acc4 acc5acc6 acc7 Spettro medio

a b

0

50

100

150

200

250

300

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 1.60 1.80 2.00 2.20 2.40

Periodo (s)

Psa

(cm

/s2)

target gallarate target malnate target san vittore olona CDRBVG_NS CSN0 BVG_WE SMTPNT GBP Spettro medio

0.00

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Periodo (s)

Psa

(g

)

target gallarate target malnate target san vittore olona acc1acc2 acc3 acc4 acc5acc6 acc7 Spettro medio

a b

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5.2 Moto di output

La valutazione degli effetti di sito è stata effettuata tramite modellazione numerica, utilizzando codici di calcolo monodimensionali (1D).

E’ stato individuato 1 modello geofisico rappresentativo, posto in corrispondenza del sondaggio e della prova DH effettuate. In Figura 12 è rappresentato il modello geofisico analizzato. Figura 12 – Modello geofisico analizzato

I valori di profondità sono riportati a destra della colonnina e sono espressi in metri dal piano campagna; i valori del peso di volume del materiale costituente ciascun orizzonte sono riportati sulla sinistra della colonnina ed espressi in kN/m3; i valori di velocità di propagazione delle onde di taglio Vs in ciascun orizzonte sono riportati all’interno della colonnina ed espressi in m/s.

Con le linee continue sono riportati i limiti derivati dalle analisi, con le linee tratteggiate sono riportati i limiti presunti e derivati dalle analisi dei dati presenti nella banca dati Lombardia, inoltre sono riportati gli spessori e le caratteristiche del materiale costituente l’argine delle casse di espansione. I risultati delle analisi di amplificazione locale si riferiscono al piano di fondazione dell’argine delle casse di espansione.

Le diverse sigle rappresentano: GS ghiaie sabbiose, S-LA sabbie e limi argillosi, LA limi argillosi. Le curve di degrado assegnate a ciascuna sigla sono per LA, S-LA derivanti dalle analisi geotecniche di laboratorio effettuate durante questo progetto come riportato in Figura 13.

Figura 13 - Variazione dei parametri G e D in funzione della deformazione tangenziale

Modulo di taglio normalizzato

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0.0000 0.0001 0.0010 0.0100 0.1000 1.0000

Deformazione tangenziale (%)

G/G

0

Depositi prevalentemente limoso-argillosi Rapporto di smorzamento

0.0

4.0

8.0

12.0

16.0

20.0

24.0

28.0

0.0000 0.0001 0.0010 0.0100 0.1000 1.0000

Deformazione tangenziale (%)

D (

%)

Depositi prevalentemente limoso-argillosi

16

Le analisi effettuate hanno fornito, per ogni modello geofisico analizzato, gli accelerogrammi (presenti nella banca-dati), i relativi spettri di risposta in accelerazione al 5% dello smorzamento critico, i relativi spettri di Fourier ed i parametri rappresentativi, modificati dalle condizioni geologiche e geomorfologiche.

Sono stati calcolati anche i Fattori di amplificazione (Fa) definiti come il rapporto tra le intensità spettrali calcolate sugli spettri di risposta in pseudo-velocità al 5% dello smorzamento critico del moto in superficie e del moto di input, calcolati per 2 diversi intervalli di periodo, 0.1-0.5s e 0.5-1.5s:

)input(si

)output(siFa

5.01.0

5.01.05.01.0

-

-- =

)input(si

)output(siFa

5.15.0

5.15.05.15.0

-- =

Il modello geofisico analizzato ha mostrato un’amplificazione generalizzata considerando tutti

i periodi di ritorno, come si può vedere dagli spettri di risposta in accelerazione al 5% dello smorzamento critico (Figura 14) e dalla tabella dai valori medi dei Fattori di amplificazione (Tabella 10) (ottenuti applicando i 7 accelerogrammi generati e i 7 accelerogrammi registrati), calcolati per 2 diversi intervalli di periodo, 0.1-0.5s e 0.5-1.5s (Fa 0.1-0.5, Fa 0.5-1.5).

In generale il livello di amplificazione non mostra variazioni all’applicazione degli eventi caratterizzati dai diversi periodi di ritorno, fatto imputabile al basso livello energetico di ambedue gli eventi.

In particolare i risultati mostrano un’amplificazione maggiore nei bassi periodi e di conseguenza i valori medi dei Fattori di amplificazione considerati nell’intervallo di periodi 0.1-0.5 (Fa 0.1-0.5) risultano essere più elevati di quelli calcolati nell’intervallo di periodi 0.5-1.5 (Fa 0.5-1.5).

Gli accelerogrammi di output risultano in generale amplificati e filtrati. Infine analizzando i risultati ottenuti si osserva come non si rilevino particolari differenze nei risultati all’applicazione degli accelerogrammi generati rispetto agli accelerogrammi registrati. In particolare analizzando le curve medie degli spettri di risposta in accelerazione, ottenute applicando il set di accelerogrammi generati ed il set di accelerogrammi registrati, si nota come i valori siano molto simili. Tale comportamento può essere desunto anche dai valori dei Fattori di amplificazione che risultano, anch’essi, molto simili. Figura 14 – Spettri di risposta medi in accelerazione al 5% dello smorzamento critico per i 2 tempi di ritorno analizzati (a – Tr 475 anni; b – Tr 975 anni)

CASSA SUL FIUME OLONA Tr 475 Tr 975 Generati Registrati Generati Registrati Fa 0.1-0.5 2.37 2.31 2.37 2.37 Fa 0.5-1.5 1.67 1.59 1.71 1.71

Tabella 10 – Valori medi dei Fattori di amplificazione

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Periodo (s)

PS

A (

g)

media registrati media generati target siti lombardi

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5

Periodo (s)

PS

A (

g)

media registrati media generati target siti lombardia b

17

6. Attività 5 – Verifiche di stabilità 6.1 Sezione analizzata

Le caratteristiche geometriche degli argini sono state desunte dal progetto esecutivo effettuato per l’adeguamento della cassa di laminazione dallo studio associato DIZETA Ingegneria nel 2006 (Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in Località Ponte Gurone a Malnate) e fornito al DICeA dalla Direzione di Progetto dell’Autorità di Bacino del Fiume Po.

L’opera di sbarramento sul F. Olona in località Ponte Gurone - Malnate, è stata realizzata mediante un manufatto a gravità, in calcestruzzo cementizio armato, rivestito da un terreno di natura incoerente e da un rinfianco esterno in rockfill. Gli argini hanno larghezza in sommità pari a 6.0 m, la quota di imposta del piano di coronamento è 291.90 m s.l.m, e il profilo esterno è caratterizzato da banche e sottobanche simmetriche impostate rispettivamente a 288.07 m e 284.23 m s.l.m..

La sezione di calcolo prescelta, la cui geometria è riportata in Figura 15, è stata identificata come quella di altezza maggiore, pari a 11.3 m, ed è rappresentativa degli argini in prossimità del manufatto di regolazione.

La posizione della superficie piezometrica nella condizione di massimo invaso, MI, è stata fissata con riferimento alle indicazioni di progetto sul franco di ritenuta. Nella condizione di massimo invaso la posizione della superficie piezometrica è stata assunta, per il lato interno all’invaso, a quota 290.10 m s.l.m., mentre in corrispondenza del lato esterno alla cassa, considerata la presenza all’interno dell’argine del manufatto in calcestruzzo, è stata fissata alla quota 279.60 m s.l.m., coincidente con la base del canale di drenaggio presente al piede del rilevato (Figura 15). Figura 15 – Sezione analizzata della cassa di espansione con indicata la stratigrafia di riferimento e la superficie piezometrica nella condizione di massimo invaso. 6.2 Caratterizzazione geotecnica dei terreni

Per la caratterizzazione geotecnica dei materiali costituenti gli argini ed i terreni di fondazione della cassa di espansione è stato fatto riferimento ai seguenti documenti, messi a disposizione da AdBPO: - Progetto esecutivo “Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in Località

Ponte Gurone a Malnate” (DIZETA Ingegneria, 2006); - “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” - Attività 1 -

Sondaggi a carotaggio continuo, prove SPT, campionamento e predisposizione per Down Hole (PARMAGEO S.r.l., 2007);

- “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” - Attività 2 - Prove geofisiche (PROGEO S.r.l., 2007) ;

270.0

275.0

280.0

285.0

290.0

295.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

s.l

.m.

[m]

distanza [m]

Lato invaso Lato esterno

rockfill

riempimento

limo argilloso

18

- “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” - Attività 3 - Prove di laboratorio e prove Down-Hole (Madiai et al., 2008);

- “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” - Attività 4 - Analisi sismiche (Pergalani e Compagnoni, 2008). I rilevati arginali della cassa di espansione sul F. Olona a Malnate sono stati realizzati

mediante un manufatto a gravità in calcestruzzo cementizio armato ricoperto da uno strato di materiale di transizione di natura incoerente (appartenente alla classe A1-a, A1-b, secondo la classificazione H.R.B.) e da un rinfianco esterno, avente spessore di almeno un metro, costituito da pietrame proveniente da spaccato di cava (rockfill).

Nel corso dell’Attività 1 - Sondaggi a carotaggio continuo, prove SPT, campionamento e predisposizione per Down Hole - del progetto “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” è stata effettuata una perforazione di sondaggio e 12 prove SPT, mentre nell’ambito dell’Attività 3 - Prove di laboratorio e prove Down-Hole - sono state effettuate prove di laboratorio su due campioni indisturbati prelevati nel corso della perforazione di sondaggio.

In particolare, delle 12 prove SPT effettuate nell’ambito del presente Progetto, le 2 prove effettuate sul materiale costituente il rilevato arginale hanno fatto registrare rifiuto.

Non disponendo di specifiche indagini per la caratterizzazione meccanica dei materiali costituenti i rilevati arginali della cassa di espansione, nelle analisi di stabilità si è fatto riferimento ai valori utilizzati in fase di progettazione esecutiva. In sintesi, i valori numerici delle proprietà fisiche e dei parametri di resistenza dei materiali costituenti i rilevati arginali ed i terreni di fondazione adottati nelle analisi di stabilità sono riassunti in Tabella 11.

γγγγ [kN/m3] γγγγsat [kN/m3] φφφφ’ [°] c’ [kPa] Rockfill 21.0 21.0 40 -

Rinfianchi 19.0 21.0 34 - Argille di fondazione 19.0 19.0 25 30

Tabella 11 – Parametri fisici e meccanici utilizzati nelle verifiche di stabilità

6.3 Input sismico

I valori di progetto dell’azione sismica utilizzati nelle verifiche di stabilità dei rilevati arginali della cassa di espansione sono stati determinati in accordo con i criteri generali già descritti (v. Attività 5 – Verifiche di stabilità).

I valori di amax assunti per la definizione dei coefficienti sismici orizzontale e verticale adottati nelle analisi pseudostatiche sono stati determinati nell’ambito dell’Attività 5 – Verifiche di stabilità; si rimanda pertanto alla Relazione su tale Attività per maggiori dettagli in merito.

Gli accelerogrammi impiegati per ricavare i valori di amax(RSL) sono stati determinati mediante le analisi di pericolosità sismica e di risposta sismica locale effettuate nell’ambito dell’Attività 4 – Analisi Sismica; si rimanda pertanto alla Relazione su tale Attività per maggiori dettagli in merito. 6.4 Verifiche di stabilità

Le verifiche di stabilità condotte nell’area interessata dalla cassa di laminazione hanno riguardato: a) i rinfianchi dell’opera di sbarramento, b) l’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone, c) il versante in sponda destra soprastante l’opera di sbarramento.

Le analisi sono state effettuate con riferimento alle condizioni statiche, nella situazione pre e post sismica, ed alle condizioni sismiche, per periodi di ritorno dell’eventi sismico di 475 e 975anni.

19

a) Rinfianchi dell’opera di sbarramento

L’opera di sbarramento è realizzata mediante un rilevato di materiale alluvionale con nucleo centrale costituito da un manufatto a gravità in calcestruzzo. Al di sotto del manufatto, sul filo esterno del piede di monte della struttura è presente un diaframma impermeabile in c.a. di profondità variabile in funzione delle caratteristiche del sottosuolo.

Nell’ambito dello studio di cui si riferisce nella presente relazione sono state esaminate le condizioni di stabilità dei rinfianchi dell’opera di sbarramento, in corrispondenza di una sezione rappresentativa, facendo riferimento alle caratteristiche geometriche e alle proprietà geotecniche dei terreni indicate nella Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006).

I rinfianchi dell’opera di sbarramento sono realizzati mediante uno strato di materiale a comportamento incoerente (definito nelle relazioni di progetto “nucleo di transizione”) appartenente alla classe A1-a, A1-b, secondo la classificazione H.R.B., ricoperto da una coltre di pietrame proveniente da spaccato di cava (rockfill) (definito nelle relazioni di progetto “petto di protezione”) con spessore minimo pari ad 1 m.

Considerata l’elevata profondità del piano di fondazione dell’opera di sbarramento, è ragionevole ritenere che le superfici di scorrimento potenziali si sviluppino interamente all’interno dei rilevati arginali senza coinvolgere i terreni di fondazione, le cui caratteristiche meccaniche sono pertanto ininfluenti ai fini della stabilità.

Oltre alle condizioni di esercizio di fine lavori (FL), massimo invaso (MI) e rapido svuotamento (RS), indicate nel D.M. 24.03.1982, è stata esaminata anche una condizione di parziale riempimento (PR), con quota del pelo libero dell’acqua pari al valore medio tra la quota di massimo invaso e quella del piano campagna, che viene evidenziata nella Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006) come condizione significativa.

Tutte le verifiche sono state eseguite in termini di tensioni efficaci; i parametri fisici e meccanici dei materiali costituenti i rinfianchi dell’opera di sbarramento e assunti nel modello geotecnico sono riepilogati nella Tabella 11.

La posizione della superficie piezometrica nella condizione di fine lavori, FL, è stata assunta alla quota indicata nella Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo; in particolare, nell’area interessata dalla costruzione dell’opera di sbarramento tale quota è pari a 279.60 m s.l.m., cioè a circa 80 cm di profondità dal p.c. originario.

La posizione della superficie piezometrica nella condizione di massimo invaso, MI, è stata fissata facendo riferimento alle indicazioni di progetto sul franco di ritenuta e tenendo conto della presenza del nucleo centrale impermeabile in c.a. In particolare, è stata assunta coincidente con la quota di massimo invaso (290.10 m s.l.m.) a monte dell’opera di sbarramento (interno del bacino di invaso) e nella posizione di FL (279.60m s.l.m.) a valle dell’opera (esterno del bacino di invaso).

Per la condizione di esercizio di rapido svaso, RS, tenuto conto dell’elevata permeabilità dello strato di rockfill (k>10-5 m/s), la superficie piezometrica è stata ipotizzata coincidente con la superficie di contatto tra il rockfill e il materiale sottostante, all’interno del rilevato, e nella posizione di FL sia al piede (interno del bacino di invaso), sia a valle dell’opera (esterno del bacino di invaso).

Infine, per la condizione di invaso parziale, PR, la superficie piezometrica è stata assunta a quota 285.25 m s.l.m., come indicato nella relazione di progetto, a monte dell’opera di sbarramento (interno del bacino di invaso) e nella posizione di FL a valle dell’opera (esterno del bacino di invaso).

Nelle Figure da 16 a 19 è indicata, per la sezione esaminata, la posizione della superficie piezometrica assunta nelle analisi di stabilità per le diverse condizioni di esercizio (fine lavori, massimo invaso, rapido svuotamento, invaso parziale).

20

6.4.1 Verifiche in condizioni statiche pre e post sismiche

La stabilità dei rinfianchi dell’opera di sbarramento è stata valutata in termini di tensioni efficaci, in corrispondenza della sezione arginale che presenta le caratteristiche geometriche più sfavorevoli, con riferimento alle 4 condizioni di esercizio: fine lavori (FL), massimo invaso (MI), rapido svaso (RS), parziale riempimento (PR), sia per il lato invaso sia per il lato esterno dell’argine. In particolare, osservando che l’argine è simmetrico rispetto all’asse mediano del coronamento e che la posizione assunta per la superficie piezometrica a valle dell’opera di sbarramento è la stessa per tutte e 4 le condizioni esaminate, la condizione di bacino vuoto è rappresentativa per entrambi i versanti del rilevato nello stato di fine lavori e per il versante di valle nella condizioni di massimo invaso, rapido svaso e parziale riempimento.

Le analisi in condizioni statiche pre-sismiche sono state effettuate al fine di determinare il coefficiente di sicurezza minimo, FS, ed il coefficiente sismico critico, kc (coefficiente sismico associato alla condizione di equilibrio limite, FS= 1).

I valori dei coefficienti di sicurezza minimi e dei coefficienti sismici critici ottenuti nelle verifiche statiche in condizioni pre-sismiche sono riportati nella Tabella 12, mentre le relative superfici di scorrimento sono visibili nelle Figure da 16 a 19.

STATO POSIZIONE FS kc

FL Lato invaso Lato esterno

1.663 0.231

Lato invaso 1.633 0.120 MI

Lato esterno come FL come FL Lato invaso 1.359 0.129

RS Lato esterno come FL come FL Lato invaso 1.490 0.127

PR Lato esterno come FL come FL

Tabella 12 – Coefficiente di sicurezza delle analisi statiche pre-sismiche e coefficiente sismico critico relativo ai rinfianchi dell’opera di sbarramento

I risultati delle analisi, riassunti nella Tabella 12, evidenziano che per tutte le situazioni esaminate i valori del coefficiente di sicurezza trovati in condizioni statiche risultano largamente superiori ai corrispondenti valori indicati nel D.M. 24.03.1982.

I valori determinati nell’ambito del presente studio sono inoltre molto prossimi a quelli riportati nella succitata Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006), pari rispettivamente a 1.69 (FL); 1.66 (MI); 1.39 (RS) e 1.52 (PR).

Non si è ritenuto necessario verificare le condizioni di stabilità della banca a lato del manufatto regolatore in quanto, dai dati progettuali, essa risulta realizzata con gli stessi materiali e con criteri costruttivi analoghi a quelli impiegati per la realizzazione del terrapieno presente nell’opera di sbarramento e presenta caratteristiche geometriche meno gravose.

Infine, considerata la modesta entità delle azioni sismiche di progetto, è possibile escludere a priori l’insorgenza di fenomeni significativi di incremento delle pressioni interstiziali nei materiali costituenti il rilevato arginale e ritenere che le condizioni post-sismiche siano praticamente coincidenti con quelle pre-sismiche.

21

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.663

Fs = 1.663


Figura 16 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno ed esterno in condizioni statiche nella condizione di esercizio di fine lavori (FL) in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.633Lato invaso Lato esterno

Figura 17 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni statiche nella condizione di massimo invaso (MI) in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.359


Figura 18 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni statiche nella condizione di rapido svaso (RS) in termini di tensioni efficaci

22

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.490


Figura 19 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni statiche nella condizione di esercizio di parziale riempimento (PR) in termini di tensioni efficaci

6.4.2 Verifiche in condizioni sismiche con metodi pseudostatici

Le verifiche pseudostatiche dei rilevati dell’opera di sbarramento sono state condotte in accordo con le NTC - DM 14.01.2008, scegliendo il valore di amax sulla base di due differenti criteri. In un caso il valore di amax, per ciascun periodo di ritorno considerato (475 e 975anni), è stato assunto pari al 50-mo percentile (PGARSL) dell’insieme dei 14 valori di accelerazione massima attesa al sito ottenuti dalle analisi di risposta sismica locale utilizzando 7 accelerogrammi generati e 7 accelerogrammi registrati (Attività 4 – Analisi sismica). In alternativa, il valore di amax (agPSN) è stato determinato a partire dal valore di accelerazione massima su terreno rigido di riferimento ricavato dalla mappa di pericolosità sismica del territorio italiano redatta dal Gruppo di Lavoro, 2004.

I valori del coefficiente sismico orizzontale, kh, RSL e kh, PSN, determinati sulla base dei suddetti criteri e adottati nelle verifiche pseudostatiche, sono riportati nella Tabella 13.

Il coefficiente sismico verticale, kv, è stato assunto pari a ±0.5 kh.

kh, RSL (PGA da analisi di RSL)

kh, PSN (ag da pericolosità sismica PSN)

Tr = 475anni Tr = 975anni Tr = 475anni Tr = 975anni

0.0152 0.0178 0.0152 0.0178

Tabella 13 – Valori del coefficiente sismico orizzontale adottati nelle analisi pseudo statiche A questo proposito è da osservare che i valori dei coefficienti sismici assunti nell’ambito del

presente studio sono sensibilmente inferiori a quelli riportati nella Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006), nel quale sono stati impiegati, per il coefficiente sismico orizzontale e verticale, i valori indicati dalla normativa sismica italiana previgente (Ord. P.C.M. 3274 del 20/03/2003) per la stima delle azioni sismiche sulle opere di sostegno, rispettivamente pari a: Kh = S·(ag/g)/r = 0.0625 e Kv = Kh/2 = 0.03125, dove S è il coefficiente di amplificazione stratigrafica (assunto pari a 1.25, per sottosuolo di classe C) ed r un coefficiente funzione dello spostamento ammissibile (assunto pari ad 1 nell’ipotesi che l’opera non possa subire spostamenti).

23

In Tabella 14 è riportato uno schema sintetico delle analisi pseudostatiche effettuate per ciascuno dei due differenti modi di valutazione dei coefficienti sismici (con PGA da analisi della Risposta Sismica Locale oppure con ag da pericolosità sismica del territorio nazionale).

Le verifiche sono state svolte in termini di tensioni efficaci, in corrispondenza della sezione arginale che presenta le caratteristiche geometriche più sfavorevoli, considerando le condizioni di esercizio di fine lavori (FL), massimo invaso (MI), parziale riempimento (PR), e rapido svaso (RS) (anche se si ritiene di poter escludere a priori la concomitanza di quest’ultima condizione con l’evento sismico), sia per il lato invaso sia per il lato esterno dell’argine. In proposito è da osservare che, per ragioni legate alla simmetria e alle caratteristiche costruttive dell’opera di sbarramento, la condizione di bacino vuoto è rappresentativa per entrambe i versanti del rilevato nello stato di fine lavori oltre che per il versante di valle in tutte le altre condizioni.

Tr = 475anni Tr = 975anni



MI Lato invaso MI Lato invaso RS Lato invaso RS Lato invaso

kh= 0.0152 oppure

kh= 0.0114

kv= ±±±± 0.5 kh PR Lato invaso

kh= 0.0178 oppure

kh= 0.0138

kv= ±±±± 0.5 kh PR Lato invaso

Tabella 14 – Analisi pseudostatiche condotte per i rinfianchi dell’opera di sbarramento

I valori dei coefficienti di sicurezza, ottenuti in corrispondenza della sezione esaminata mediante le verifiche di stabilità in condizioni sismiche con metodo pseudo statico e periodo di ritorno dell’evento sismico di 475anni, sono riportati nella Tabella 15. Le superfici di scorrimento corrispondenti sono invece visibili nelle Figure da 20 a 27.

Risultati analoghi, per periodo di ritorno di 975anni, sono riportati nella Tabella 16 e nelle Figure da 28 a 35.

L’osservazione delle suddette tabelle evidenzia che i coefficienti di sicurezza ottenuti in condizioni sismiche sono di poco inferiori a quelli ricavati in condizioni statiche (con rapporti minimi compresi tra il 92% e il 95% per Tr=975 anni) e che, essendo kh, RSL > kh, PSN, i valori minori di FS determinati con il metodo pseudostatico si ottengono impiegando i valori di accelerazione massima desunti dalle analisi di risposta sismica locale piuttosto che facendo riferimento all’analisi di pericolosità sismica del territorio nazionale, con rapporti FSRSL/ FSPSN compresi tra 0.981 e 0.990. Inoltre, per tutte le situazioni esaminate, i valori di FS trovati risultano superiori al limite 1.2 indicato dal D.M. 24.03.1982.

Nella già citata Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche la verifica sismica è svolta solo per lo stato di fine lavori, per il quale risulta un valore del coefficiente di sicurezza pari a 1.38 (pari a circa l’82% del corrispondente valore in condizioni statiche riportato nello stesso progetto esecutivo). Come si può osservare dalle Tabelle 15 e 16, tale valore è sensibilmente inferiore a quelli determinati per la medesima condizione di esercizio nell’ambito del presente studio, come era prevedibile sulla base dei valori molto diversi assunti in progetto per i coefficienti sismici pseudostatici.

24

TR= 475anni

STATO POSIZIONE FSRSL(1) FSPSN

(2) FSRSL/ FSPSN


1.598 1.614 0.990

Lato invaso 1.519 1.546 0.983 MI

Lato esterno come FL come FL come FL Lato invaso 1.302 1.316 0.989

RS Lato esterno come FL come FL come FL Lato invaso 1.410 1.430 0.986

PR Lato esterno come FL come FL come FL

Tabella 15 – Valori del coefficiente di sicurezza critico delle analisi pseudostatiche eseguite sui rinfianchi dell’opera di sbarramento per TR=475 anni

TR= 975anni STATO POSIZIONE FSRSL

(1) FSPSN(2) FSRSL/ FSPSN


1.588 1.604 0.990

Lato invaso 1.500 1.529 0.981 MI

Lato esterno come FL come FL come FL Lato invaso 1.293 1.308 0.989

RS Lato esterno come FL come FL come FL Lato invaso 1.397 1.417 0.986

PR Lato esterno come FL come FL come FL

Tabella 16 – Valori del coefficiente di sicurezza critico delle analisi pseudostatiche eseguite sui rinfianchi dell’opera di sbarramento per TR=975 anni

Figura 20 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno ed esterno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di fine lavori (FL), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.598

Fs = 1.598


25

Figura 21 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno ed esterno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di fine lavori (FL), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.519Lato invaso

Figura 22 – Cassa di espansione sul F. Olona a Malnate: potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di massimo invaso (MI), in termini di tensioni efficaci

Figura 23 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di massimo invaso (MI), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.614

Fs = 1.614


0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]


26

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.302


Figura 24 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di rapido svaso (RS), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.316


Figura 25 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di rapido svaso (RS), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.410


Figura 26 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di parziale riempimento dell’invaso (PR), in termini di tensioni efficaci

27

Figura 27 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 475anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di parziale riempimento dell’invaso (PR), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.588

Fs = 1.588


Figura 28 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno ed esterno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di fine lavori (FL), in termini di tensioni efficaci

Figura 29 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno ed esterno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di fine lavori (FL), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.430


0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.604

Fs = 1.604


28

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]


Figura 30 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di massimo invaso (MI), in termini di tensioni efficaci

Figura 31 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di massimo invaso (MI), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.293


Figura 32 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di rapido svaso (RS), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]


29

Figura 33 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di rapido svaso (RS), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.397


Figura 34 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Risposta Sismica Locale, nella condizione di parziale riempimento dell’invaso (PR), in termini di tensioni efficaci

Figura 35 – Potenziali superfici di scorrimento per il lato interno in condizioni pseudostatiche, per TR = 975anni, con input sismico da analisi di Pericolosità Sismica Nazionale, nella condizione di parziale riempimento dell’invaso (PR), in termini di tensioni efficaci

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.308


0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0 50.0 55.0 60.0 65.0 70.0

qu

ota

[m

]

distanza [m]

Fs = 1.417


30

b) argini in località Mulini di Ponte Gurone

Alla luce dei risultati ottenuti nell’ambito del presente studio per i rinfianchi dell’opera di sbarramento e dell’ottimo accordo con quelli indicati Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006), non si è ritenuto necessario approfondire le analisi di stabilità per quanto riguarda le scarpate dell’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone. Per tali opere infatti possono essere considerate complete e sufficientemente affidabili le verifiche descritte nella suddetta relazione di progetto, della quale, nel seguito, vengono richiamati e brevemente commentati i principali risultati.

Nella Tabella 17 sono riassunti i risultati relativi alle analisi statiche. Come si può osservare, i valori di FS sono superiori a quelli indicati nel D.M. 24.03.1982 per

tutte le condizioni di esercizio analizzate e, per ciascuna condizione di carico, i valori relativi al lato campagna sono superiori ai corrispondenti valori calcolati par il lato invaso.

STATO POSIZIONE FS Lato invaso 1.55

FL Lato campagna 1.70

Lato invaso 1.41 MI

Lato campagna 1.61 Lato invaso 1.23

RS Lato campagna 1.61

Lato invaso 1.49 PR

Lato campagna 1.63 Tabella 17 – Coefficiente di sicurezza delle analisi statiche pre-sismiche e coefficiente sismico critico degli argini in località Mulini di Ponte Gurone (dati estratti dalla ‘Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche’ allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006))

In condizioni sismiche, nella suddetta relazione di calcolo è stata analizzata solo la condizione di FL, per la quale è stato ottenuto un coefficiente di sicurezza FS=1.32 per il versante lato invaso e 1.43 per il versante lato campagna, entrambi ampiamente superiori al limite 1.2 fissato dal D.M. 24.03.1982.

Tenuto conto della modesta entità dell’azione sismica (nel caso dei rinfianchi dell’opera di sbarramento, l’applicazione delle azioni sismiche pseudostatiche, per eventi con periodo di ritorno pari a 975 anni, ha comportato una riduzione massima del coefficiente di sicurezza pari all’8% rispetto ai valori ottenuti in condizioni statiche) è ragionevole ritenere che le scarpate dell’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone presentino un adeguato margine di sicurezza anche sotto sollecitazione sismica in qualunque condizione di esercizio. c) versante soprastante il bacino di invaso

Per quanto riguarda il versante soprastante l’opera di sbarramento, alla luce dei risultati ottenuti dalle analisi condotte sui rilevati e dell’ottimo accordo con quelli indicati Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006), non si è ritenuto necessario approfondire le analisi di stabilità.

Pertanto, considerando complete e sufficientemente affidabili le verifiche descritte nella suddetta relazione, nel seguito, se ne riassumono e commentano brevemente i principali risultati.

Nella Tabella 18 sono riportati i valori dei coefficienti di sicurezza minimi relativi alle analisi statiche condotte sul versante in sponda destra soprastante l’opera di sbarramento e, come si può osservare, i valori di FS sono superiori a quelli indicati nel D.M. 24.03.1982 per tutte le condizioni di esercizio analizzate, denotando un adeguato margine di sicurezza.

31

STATO FS

bacino vuoto 1.72 massimo invaso 2.54

rapido svaso 1.21 riempimento parziale 1.60

Tabella 18 – Coefficiente di sicurezza delle analisi statiche pre-sismiche e coefficiente sismico critico degli argini in località Mulini di Ponte Gurone (dati estratti dalla ‘Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche’ allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006))

In condizioni sismiche, nella suddetta relazione di calcolo è stata analizzata solo la condizione di bacino vuoto, per la quale è stato ottenuto un coefficiente di sicurezza FS=1.63, ampiamente superiore al limite 1.2 fissato dal D.M. 24.03.1982.

Tenuto conto della modesta entità dell’azione sismica è ragionevole ritenere che il versante soprastante l’opera di sbarramento sia caratterizzato da un adeguato margine di sicurezza anche sotto sollecitazione sismica in qualunque condizione di esercizio. 7. Conclusioni

Le verifiche di stabilità condotte nell’area interessata dalla cassa di laminazione hanno riguardato: a) i rinfianchi dell’opera di sbarramento, b) l’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone; c) il versante in sponda destra soprastante l’opera di sbarramento.

In particolare, le analisi sui rinfianchi dell’opera di sbarramento sono state articolate nelle seguenti fasi: a) individuazione di una sezione rappresentativa delle condizioni più gravose per la stabilità; b) definizione del modello geotecnico in corrispondenza della sezione prescelta, a partire dalla

determinazione delle caratteristiche litostratigrafiche del sito, della geometria degli argini, delle condizioni idrauliche e delle proprietà geotecniche dei materiali costituenti i rilevati arginali e il terreno di fondazione;

c) esecuzione delle analisi numeriche. Considerata l’estrema variabilità stratigrafica del sottosuolo, la scelta della sezione da

analizzare (punto a) è stata basata solo su criteri legati alla geometria dei rilevati arginali, assumendo come rappresentativa la sezione di altezza maggiore (11.3 m) posta in prossimità del manufatto di regolazione. Dalla documentazione tecnica di progetto (DIZETA Ingegneria, 2006) risulta che i rilevati arginali sono stati realizzati mediante un manufatto a gravità in calcestruzzo cementizio armato ricoperto da rinfianchi realizzati mediante uno strato di materiale a comportamento incoerente (“nucleo di transizione”), e da una coltre di pietrame, dello spessore di circa un metro, proveniente da spaccato di cava.

Per quanto riguarda la definizione del modello geotecnico (punto b), si è potuto contare sulla documentazione tecnica allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006) e sulle informazioni acquisite mediante la campagna di indagini geofisiche e geotecniche eseguite nell’ambito delle Attività 1, 2 e 3 del presente Progetto “Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del fiume Po”. Tale documentazione ha consentito di pervenire ad una caratterizzazione geometrica, geotecnica e idraulica sufficientemente accurata e, conseguentemente, di ricavare un modello geotecnico sufficientemente affidabile da utilizzare nella fase successiva delle analisi.

Le verifiche di stabilità dei rinfianchi (punto c) sono state eseguite mediante l’impiego di codici di calcolo automatico di comprovata affidabilità, integrati o interamente sviluppati presso il Dipartimento di Ingegneria Civile e Ambientale dell’Università di Firenze.

32

Sulla sezione prescelta sono stati analizzati il lato esterno cassa e il lato invaso, esaminando, oltre alle condizioni di esercizio di fine lavori, massimo invaso e rapido svuotamento, indicate nel D.M. 24.03.1982, anche una condizione di parziale riempimento, con quota del pelo libero dell’acqua pari al valore medio tra la quota di massimo invaso e quella del piano campagna, evidenziata come condizione significativa nella Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006). Le suddette verifiche sono state condotte utilizzando una tecnica di generazione casuale di superfici di forma circolare. Sono state effettuate analisi statiche pre-sismiche in termini di tensioni efficaci.

I risultati delle analisi evidenziano che per tutte le situazioni esaminate i valori del coefficiente di sicurezza trovati in condizioni statiche risultano largamente superiori ai corrispondenti valori indicati nel D.M. 24.03.1982 e che i valori determinati nell’ambito del presente studio (FS compreso tra 1.36, per il lato invaso nella condizione di rapido svaso, e 1.66, per le condizioni di fine lavori su entrambi i versanti del rilevato) sono molto prossimi a quelli riportati nella succitata Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006).

Considerata la modesta entità delle azioni sismiche di progetto, non si è ritenuto necessario esaminare le condizioni di stabilità post-sismiche (praticamente coincidenti con le condizioni pre-sismiche), potendo escludere a priori l’insorgenza di fenomeni significativi di incremento delle pressioni interstiziali e di degradazione ciclica della resistenza al taglio. Le verifiche sismiche sono state effettuate mediante l’impiego di metodi pseudostatici, in termini di tensioni efficaci.

I risultati ottenuti evidenziano che i coefficienti di sicurezza determinati in condizioni sismiche sono di poco inferiori a quelli ricavati in condizioni statiche e che i valori minori di FS si ottengono impiegando i valori di accelerazione massima desunti dalle analisi di risposta sismica locale (FSRSL) piuttosto che facendo riferimento all’analisi di pericolosità sismica del territorio nazionale (FSPSN). Inoltre, per tutte le situazioni esaminate, i valori di FS trovati risultano superiori al limite 1.2 indicato dal D.M. 24.03.1982.

In conclusione, sulla base della documentazione disponibile e dei risultati ottenuti, è possibile affermare che i rinfianchi dell’opera di sbarramento della cassa di laminazione sul F. Olona sono caratterizzati da un margine di sicurezza adeguato a garantirne la stabilità in condizioni sismiche per tutte le condizioni di esercizio previste dal D.M. 24.03.1982.

Alla luce dei risultati ottenuti nell’ambito del presente studio per i rinfianchi dell’opera di sbarramento e dell’ottimo accordo con quelli indicati Relazione di calcolo sulle verifiche geotecniche allegata al progetto esecutivo (DIZETA Ingegneria, 2006), non si è ritenuto necessario approfondire le analisi di stabilità per quanto riguarda le scarpate dell’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone, né il versante soprastante l’opera di sbarramento, ritenendo di poter considerare complete e sufficientemente affidabili le verifiche descritte nella suddetta relazione di progetto. In particolare, per quanto riguarda le scarpate dell’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone i risultati dell’elaborato progettuale evidenziano che i valori di FS sono superiori a quelli indicati nel D.M. 24.03.1982 per tutte le condizioni di esercizio analizzate e, per ciascuna condizione di carico, i valori relativi al lato campagna sono superiori ai corrispondenti valori calcolati par il lato invaso. In condizioni sismiche, è stata analizzata solo la condizione di fine lavori, per la quale è stato ottenuto un coefficiente di sicurezza (pari a 1.32 per il versante lato invaso e 1.43 per il versante lato campagna) ampiamente superiore al limite 1.2 fissato dal D.M. 24.03.1982. Tenuto conto della modesta entità dell’azione sismica è ragionevole ritenere che le scarpate dell’arginatura posta a salvaguardia della zona dei Mulini di Ponte Gurone presentino un adeguato margine di sicurezza anche sotto sollecitazione sismica in qualunque condizione di esercizio.

Per quanto riguarda il versante soprastante l’opera di sbarramento, i risultati dell’elaborato progettuale evidenziano che i valori di FS sono superiori a quelli indicati nel D.M. 24.03.1982 per tutte le condizioni di esercizio analizzate, denotando un adeguato margine di sicurezza.

33

In condizioni sismiche, nella suddetta relazione di calcolo è stata analizzata solo la condizione di bacino vuoto, per la quale è stato ottenuto un coefficiente di sicurezza FS=1.63, ampiamente superiore al limite 1.2 fissato dal D.M. 24.03.1982. Tenuto conto della modesta entità dell’azione sismica, pur nei limiti connessi alla scarsità di informazioni da utilizzare per la definizione dei parametri geotecnici dei materiali il versante, è ragionevole ritenere che il pendio soprastante l’opera di sbarramento sia caratterizzato da un adeguato margine di sicurezza anche sotto sollecitazione sismica in qualunque condizione di esercizio. 8. Bibliografia APAT (2004) - Carta Geologica d’Italia alla scala 1:100.000. Foglio 31 Varese DIZETA Ingegneria (2006) - Opere per la riduzione dei colmi di piena del Fiume Olona in Località Ponte Gurone a Malnate Luzi L., Sabetta F. (2006) - Data base dei dati accelerometrici italiani relative al periodo 1972-2004, Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia Madiai C., Bardotti R., Crespellani T., Facciorusso J., Simoni G.,Vannucchi G. (2008) – Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po - Attività 3: Prove di laboratorio e prove Down Hole. Autorità di Bacino del Fiume Po Madiai C., Simoni G.,Vannucchi G. (2009) - Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po – Attività 5: Verifiche di stabilità. Autorità di Bacino del Fiume Po Norme Tecniche per la progettazione e la costruzione delle dighe di sbarramento (1982) – Ministero dei Lavori Pubblici, DM 24 Marzo 1982 Norme Tecniche per le Costruzioni (2008) - Ministero delle Infrastrutture, DM 14 Gennaio 2008 Ordinanza della Presidenza del Consiglio dei Ministri 3274 (2003) - Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e normative tecniche per le costruzioni in zona sismica. Ord. P.C.M. del 20/03/2003 PARMAGEO s.r.l. (2008) – Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po” – Attività 1: Prelievo campioni e prove in situ. Autorità di Bacino del Fiume Po Parmigiani M. (2008) - Studio Geologico di supporto al Piano di Governo del Territorio del comune di Malnate Pergalani F., Compagnoni M. (2008) - Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po – Attività 4: Analisi sismica. Autorità di Bacino del Fiume Po PROGEO s.r.l. (2008) - Verifiche tecniche delle vasche di laminazione sugli affluenti del Fiume Po – Attività 2: Prove geofisiche. Autorità di Bacino del Fiume Po

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