rogettare per irenze
S ISTEMA DI M ICROMETROPOLITANA PER F IRENZE
S TUDIO DI F ATTIBILITÀ 2 A FASE
S TUDIO G EOTECNICO
R
APPORTOF
INALEP
ROF. I
NG. G
IOVANNIV
ANNUCCHII
NG. M
ARCOS
EVERIIng. Domenico Narcisi
N
OVEMBRE2003
Indice
1 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEL TRACCIATO ... 8
1.1 Fonti dati geotecnici ... 8
1.2 Distribuzione dei dati e criterio geotecnico ... 8
1.3 I terreni del riempimento fluvio-lacustre... 8
1.4 Idrogeologia dell’area ... 9
1.5 Unità geotecniche di riferimento... 11
1.5.1 Unità geotecnica R ... 11
1.5.2 Unità geotecnica Ag ... 14
1.5.3 Unità geotecnica Aa... 21
1.5.4 Unità geotecnica S ... 28
1.6 Misura e stima dei parametri dinamici... 29
1.6.1 Prove in sito... 30
1.6.2 Prove di laboratorio ... 31
2 TECNICHE DI SCAVO IN AMBIENTE URBANO... 37
2.1 Scudi chiusi ... 38
2.1.1 Scudi a pressione ... 38
2.1.2 Scudi a circolazione di fango ... 38
2.1.3 Scudi a pressione di terra bilanciata (EPB – TBM)... 39
2.1.4 EPB o Slurry Shield: la scelta... 40
2.1.5 Influenza della geologia sulla scelta della tecnica di scavo... 45
2.2 Consolidamento preventivo... 47
2.2.1 Iniezioni ... 47
2.2.2 Jet grouting ... 47
2.2.3 Congelamento... 48
2.2.4 Misure protettive ... 48
2.2.5 Misure strutturali... 50
3 GESTIONE E PIANIFICAZIONE DELLE FASI COSTRUTTIVE DI GALLERIE SCAVATE CON TBM... 53
3.1 Introduzione ... 53
3.2 Pianificazione dello scavo della e galleria... 53
3.3 Analisi del rischio ... 53
3.3.1 Scelta della fresa... 55
3.3.2 I rischi ambientali... 55
3.3.3 La fase operativa della fresa ... 55
4 EFFETTI INDOTTI DALLO SCAVO DELLA GALLERIA... 58
4.1 Effetti indotti dallo scavo di gallerie in campo libero (“green - field”) ... 59
4.1.1 Bacino dei cedimenti e volume perso... 59
4.1.2 Metodo empirico per la valutazione del bacino dei cedimenti... 59
4.1.3 Fattori che influenzano il volume perso... 65
4.2 Effetti indotti dallo scavo di gallerie in ambito urbano ... 66
4.3 Effetti sulle strutture e stima del rischio ... 66
4.3.1 Impostazione del metodo ... 67
4.3.2 Interazione terreno - struttura ... 75
5 ANALISI DEL RISCHIO INDOTTO ALL’AMBIENTE COSTRUITO DALLA REALIZZAZIONE DELLA MICROMETROPOLITANA ... 81
5.1 Stima del volume perso di progetto ... 81
5.1.1 Fascia d’influenza ... 81
5.1.2 Gli edifici... 82
5.1.3 Assegnazione preliminare ... 82
5.2 Prima assegnazione... 83
5.2.1 Distorsione angolare... 83
5.2.2 Rapporto d’inflessione ... 84
5.2.3 Risultati della prima assegnazione ... 84
5.2.4 Le torri ... 85
5.3 Seconda assegnazione... 85
5.3.1 Ipotesi complementari ... 85
5.3.2 Calcolo delle grandezze di riferimento... 85
5.3.3 Risultati della seconda assegnazione ... 87
6 ANALISI NUMERICHE DI INTERAZIONE TERRENO – STRUTTURA... 90
6.1 Modellazione numerica di gallerie superficiali... 90
6.1.1 Il problema della tridimensionalità... 90
6.1.2 Modelli bi- o tri-dimensionali ... 91
6.1.3 Metodi di approssimazione bidimensionale ... 92
6.2 Modello geotecnico di progetto...100
6.2.1 Sezioni stratigrafiche longitudinali ... 100
6.2.2 Caratterizzazione meccanica della stratigrafia media di progetto... 100
6.3 Applicazione al caso della µM fiorentina: analisi green-field ...105
6.3.1 Modello longitudinale... 105
6.3.2 Modello trasversale... 109
6.3.3 Modello 3D ... 113
6.4 Analisi dell’interazione terreno – struttura ...118
6.4.1 Scelta del tratta... 118
6.4.2 Modello dell’edificio ... 119
6.4.3 Risultati dell’analisi di interazione ... 125
7 CENNI SUL PIANO DI MONITORAGGIO ...141
7.1 Verifiche in corso d'opera ed in esercizio...141
7.2 Strumentazione di monitoraggio...143
7.2.1 Controlli sullo scavo... 143
7.2.2 Controllo sulla natura dei terreni ... 146
7.2.3 Controllo sugli effetti indotti in superficie dallo scavo ... 146
7.2.4 Gestione dati di monitoraggio ... 150
8 ALLEGATO A...151
9 RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI...166
1 Caratterizzazione geotecnica del tracciato
1.1 Fonti dati geotecnici
Per la caratterizzazione geotecnica del sottosuolo fiorentino sono stati utilizzati i risultati di indagini geotecniche in sito e di laboratorio, eseguite nell’area urbana fiorentina per conto di Committenti diversi da Imprese e Laboratori diversi, in tempi e per scopi diversi. I dati sono stati archiviati nella banca dati geotecnici del Dipartimento di Ingegneria Civile dell’Università di Firenze [Vannucchi, 1987], che complessivamente raccoglie i risultati di campagne geognostiche realizzate in un arco temporale di più di venti anni.
Con riferimento diretto all’area di intervento, complessivamente tali indagini consistono in 231 sondaggi geotecnici con prelievo di 604 campioni da sottoporre ad analisi di laboratorio, e posa in opera di 80 tubazioni piezometriche, 1299 prove SPT in avanzamento nelle formazioni incoerenti (o comunque a prevalente contenuto di ghiaia e sabbia), 39 prove pressiometriche (tipo Menard) nelle formazioni lapidee (o comunque facenti parte del substrato), 172 prove di permeabilità in sito eseguite con diverse metodologie, 78 prove CPT, 50 prove DMT, 4 prove Down Hole.
1.2 Distribuzione dei dati e criterio geotecnico
La distribuzione planimetrica e la densità delle verticali di indagine geotecnica non è uniforme sul territorio e non riguarda direttamente il tracciato dell’opera sotterranea in studio, ma è da considerarsi concentrata in alcune aree o lungo i tracciati di linee ferroviarie e tranviarie in progetto. Tuttavia, anche sulla base dell’analisi della geologia e della storia evolutiva del bacino (v. studio geologico I e II fase), sono state individuate le unità geotecniche relativamente omogenee presenti nel sottosuolo della città di Firenze, ed esse sono state caratterizzate dal punto di vista fisico meccanico, utilizzando i risultati di prove in sito eseguite nella stessa unità geotecnica, anche in verticali d’indagine molto distanti l’una dall’altra ed a diverse profondità, e parimenti utilizzando i risultati di prove di laboratorio eseguite su campioni della stessa unità geotecnica, anche se estratti a notevole distanza plano- altimetrica l’uno dall’altro.
1.3 I terreni del riempimento fluvio-lacustre
I terreni costituenti il riempimento fluvio-lacustre della conca di Firenze, conseguono alla storia evolutiva del bacino e del reticolo idrografico.
I depositi fluvio-lacustri sono generalmente formati, dal basso verso l’alto, da un grosso spessore di argille, talora leggermente sabbiose ed attraversate da livelli di ciottoli e di lignite, che rappresenta il prodotto della sedimentazione lacustre. Alla base delle argille, a diretto contatto con le rocce del fondo del paleoinvaso, sono stati rinvenuti dei conglomerati molto grossolani i cui clasti presentano la stessa composizione litologica delle rocce del substrato.
Alle argille si sovrappongono, per uno spessore variabile, i depositi fluviali costituiti da ciottoli e ghiaie in matrice sabbiosa e sabbioso-argillosa, spesso intercalati con lenti o livelli sabbiosi e/o argillosi. In talune zone in particolare, tali depositi sono costituiti da due banconi nettamente separati da un livello di argille turchine lacustri. Ai depositi fluviali si sovrappone uno strato superficiale (denominato talvolta “pancone” o “gentilone”), costituito da sabbie, generalmente fini, e limi argillosi
con ciottoli sparsi. Questi sedimenti sono i più recenti e rappresentano i depositi di sponda e/o di esondazione dell’Arno e dei suoi principali affluenti.
In alcune zone marginali, in corrispondenza dello sbocco di immissari con un bacino idrografico di una certa estensione, si sono sviluppati degli apparati di conoide i cui conglomerati si intercalano largamente con le argille azzurre, per tutto il loro spessore, saldandosi poi superficialmente con i sedimenti fluviali di chiusura ed i relativi depositi di esondazione [Capecchi et al., 1975a].
In superficie si trova infine lo strato di riporto antropico.
Lo spessore, la composizione granulometrica e la presenza stessa degli strati sopradescritti è tuttavia molto variabile da una zona all’altra della città, in funzione della distanza dai corsi d’acqua presenti e passati, della direzione trasversale o longitudinale al bacino, del regime idraulico e dell’estensione delle zone di conoide dei corsi d’acqua, della profondità del substrato nei sotto-settori delimitati dalle linee di faglia, etc..
1.4 Idrogeologia dell’area
Le formazioni geologiche affioranti nelle colline che circondano la conca di Firenze hanno permeabilità da bassa a molto bassa, per cui l’infiltrazione delle acque meteoriche è scarsa, e l’alimentazione profonda ai depositi alluvionali recenti che formano l’attuale pianura è trascurabile. Le falde acquifere della pianura sono alimentate dai corsi d’acqua, specialmente dall’Arno, dalle piogge sulla pianura e dalle acque di ruscellamento e di infiltrazione nei conoidi ai margini della pianura [Boccaletti, 2001].
Le argille lacustri grigio azzurre a contatto con le rocce del substrato hanno permeabilità molto bassa (K compreso tra 10-9 e 10-11 m/s) e, dal punto di vista idraulico, costituiscono un acquicludo.
I depositi fluviali di ciottoli, ghiaie e sabbie sovrastanti hanno al contrario permeabilità medio alta (K generalmente compreso tra 10-3 e 10-5m/s), sebbene molto variabile da una zona all’altra in funzione della presenza o meno di una matrice limoso-argillosa, e in generale del fuso granulometrico.
In Figura 1 sono rappresentati i valori del coefficiente di permeabilità determinato in sito con prove Lefranc a carico costante e a carico variabile, con prove entro piezometri sia di immissione che di emungimento, e con prove con micromulinello, in funzione della profondità media del tratto di prova. I punti allineati sulla sinistra del grafico, indicano valori di K<10-6m/s, misurati in corrispondenza dei livelli limo-argillosi.
Dal punto di vista planimetrico si rileva che in prossimità dell’Arno e degli altri corsi d’acqua si trovano ciottoli e ghiaie pulite molto permeabili, mentre là ove è abbondante la matrice limoso- argillosa la permeabilità è ridotta fino a valori dell’ordine di 10-6-10-7m/s. Rispetto alla profondità si rilevano valori più elevati fino a 20 m, ed in particolare tra 10 e 20 m.
In Tabella 1 sono presentati i campi di variabilità ed i valori medi del coefficiente di permeabilità su fasce di 10 m di spessore. La base dati è costituita da 172 determinazioni sperimentali, escluse quelle relative ai livelli limo-argillosi. I terreni di esondazione e di riporto antropico sono in prevalenza costituiti da limi sabbiosi e argillosi con permeabilità molto variabile (K compreso tra 10-6 e 10-9m/s).
I depositi di alveo dell’Arno e dei suoi affluenti, costituiti prevalentemente da ciottoli, ghiaie e sabbie, sono sede della falda idrica. Il livello piezometrico invernale si situa a profondità comprese tra 6 e 7 m dalla superficie topografica nella maggior parte dell’area centrale di Firenze. L’escursione stagionale è di circa 1,3 metri. La falda è di norma freatica, salvo che in alcune zone ove lo strato di terreno superficiale ha permeabilità molto bassa, o non sono presenti strati continui di ghiaia.
0
10
20
30
40
50
1,E-06 1,E-05 1,E-04 1,E-03
K (m/s)
Z ( m)
Figura 1: Coefficienti di permeabilità misurati in sito in funzione della profondità media di prova
Tabella 1: Valori medi e deviazioni standard del coefficiente di permeabilità K=10-4 (m/s) per fasce di profondità
prof. da p.c. (m) 0 - 10 10 - 20 20 - 30 30 - 40 40 - 50
Val. medio 2,45 2,59 1,08 0,62 1,03
Dev. Std. 4,63 3,07 1,17 0,53 2,01
L’Arno costituisce l’asse di drenaggio primario del deflusso sotterraneo, con alcune eccezioni localizzate in corrispondenza delle traverse (pescaie) di San Niccolò, Santa Rosa e delle Cascine, che determinano salti di 4-5 m ciascuna nel profilo longitudinale dell’alveo, a monte delle quali il fiume alimenta la falda mentre a valle lo drena, e come in corrispondenza di una depressione chiusa di forma ellittica nella zona compresa tra la stazione ferroviaria del Campo di Marte e il piazzale Donatello, probabilmente dovuta a emungimenti.
1.5 Unità geotecniche di riferimento
Le unità geotecniche di riferimento sono le seguenti:
R: materiali eterogenei di riporto più o meno recente (terreno rimaneggiato frammisto a frammenti di manufatti), e depositi di esondazione recente dell’Arno e dei suoi affluenti,
Ag: formazioni alluvionali costituite in prevalenza da ghiaia, sabbia e ciottoli con matrice limo- argillosa più o meno abbondante e con intercalazioni da limo-sabbiose a limo-argillose per lo più sporadiche e di spessore non rilevante,
Aa: formazioni di deposito alluvionale o fluvio-lacustre costituite in prevalenza da argille limose o limi argillosi, generalmente di elevata consistenza e talvolta con inclusioni od intercalazioni di ghiaia e sabbia,
S: substrato costituito in prevalenza da arenaria torbiditica quarzoso-calcarea, da argilloscisti talora variegati e da zone caoticizzate.
Convenzionalmente sono stati considerati appartenenti all’unità geotecnica R i campioni estratti a profondità non superiori a 6 m, con contenuto di ciottoli e ghiaia non superiore al 30% e appartenenti all’unità geotecnica Ag i campioni con contenuto in fine (limo e argilla) non superiore al 40%. I rimanenti campioni, esclusi quelli lapidei, sono stati considerati appartenenti all’unità geotecnica Aa.
I terreni appartenenti all’Unità geotecnica Ag si sono depositati in ambiente prevalentemente fluviale, e sono di colore nocciola, ossidati, a granulometria molto variabile da zona a zona. Talora sono presenti zone con tracce di materiale organico, nelle quali la plasticità è maggiore e la consistenza si riduce fortemente.
I terreni dell’Unità geotecnica Aa si sono depositati in ambiente prevalentemente palustre e sono costituiti da limi e argille grigie di elevata consistenza con intercalazioni ghiaiose più rare.
Sebbene l’unità geotecnica Ag sia più superficiale e si estenda in genere fino a 20-25 m di profondità, spesso le due unità sono intrecciate cosicché livelli ascrivibili all’Unità Ag sono rinvenuti a 50 m di profondità e viceversa livelli appartenenti all’Unità Aa a profondità di 10 m.
1.5.1 Unità geotecnica R
L’Unità geotecnica R, presente fino a profondità comprese tra 2 e 6 m da p.c., è costituita da terreni di riporto e materiali antropici, ed è per sua stessa natura eterogenea. Dal punto di vista granulometrico prevalgono i limi sabbiosi e argillosi. Il terreno è consistente, inattivo, non saturo e sovraconsolidato.
In Tabella 2 sono riportati i valori medi (M), le deviazioni standard (SD) ed i coefficienti di variazione (CV) delle principali proprietà geotecniche determinate in laboratorio su un numero (N) di campioni prelevati dall’Unità geotecnica R. I moduli edometrici ed i coefficienti di consolidazione di Tabella 2 si riferiscono all’intervallo di carico della prova edometrica contenente la pressione litostatica.
I punti rappresentativi dei campioni estratti dall’unità geotecnica R si dispongono nella carta di plasticità al di sopra della linea A, in una fascia piuttosto estesa, nelle zone delle argille inorganiche di bassa, media e alta plasticità (Figura 2).
Nella carta dell’attività colloidale (Figura 3), la maggior parte di essi sono nella zona dei terreni inattivi (IA<0,75) o normalmente attivi (0,75<IA<1,25).
Tabella 2: Principali proprietà geotecniche dei terreni costituenti l’unità geotecnica R
ciottoli e
ghiaia sabbia limo argilla limo +
argilla w wL wP IP Ic
numerosità 33 33 29 29 33 64 37 37 37 20
media 7,3 34,4 32,8 28,3 58,9 21,4 43,2 22,0 21,2 1,12
dev. Std. 9,7 19,2 14,4 11,9 22,0 3,7 10,9 2,8 8,9 0,55
C.V. 132,4 55,8 43,9 42,0 37,4 17,3 25,3 12,7 42,0 49,0
min. 0 2,22 11,3 6,4 13 9 27 17 7 0,38
max. 28,9 82 64,62 48,4 97,78 29 66,5 28,8 41,2 2,67
Sr Gs γ e0 Cc Cs OCR M cv k
numerosità 24 20 51 17 18 18 9 14 8 8
media 92,5 2,71 19,51 0,659 0,206 0,040 4,3 15,59 9,9 13,3
dev. Std. 7,3 0,05 0,74 0,111 0,043 0,021 4,3 13,00 5,5 8,8
C.V. 7,9 1,8 3,8 16,8 20,8 51,3 98,3 83,3 55,9 66,6
min. 80,1 2,53 18,24 0,355 0,128 0,009 1,02 5,41 1,6 2,63
max. 100 2,76 20,89 0,826 0,262 0,085 13,39 59,25 16,8 25,1
La coesione non drenata cu, determinata con prove triassiali non consolidate non drenate (TxUU) e con prove di compressione con espansione laterale libera (ELL) ha valori mediamente elevati ma molto dispersi.
Il terreno è privo di coesione efficace. L’angolo di resistenza al taglio, determinato con prove triassiali consolidate isotropicamente drenate (TxCID) e non drenate (TxCIU), ha un valore medio φ’=29,0°. I risultati delle prove eseguite sono mostrati in Figura 4 nel piano t–s’. Il modulo di deformazione tangente iniziale, stimato con prove TxCID, è correlato alla pressione efficace di confinamento (Figura 4) mediante l’equazione:
0019 , 1
a 3'
a 'i
37 p , p 144 E
⋅ σ
=
(1)
0 20 40 60
0 20 40 60 80 100 wL (%)
IP (%)
Figura 2: Carta di plasticità per i campioni estratti dall’unità geotecnica R
0 20 40 60 80
0 20 40 60
CF (% < 2µ) IP (%)
terreni attivi terreni normalmente attivi
terreni inattivi
Figura 3: Carta dell’attività colloidale per i campioni estratti dall’unità geotecnica R
t = 0,4859 s' R2 = 0,9587
0 100 200 300 400
0 200 400 600 800
s' (kPa)
t (kPa)
Figura 4: Inviluppo a rottura nel piano (s’ - t) dei terreni dell’unità geotecnica R
(E'i/pa) = 144,37(σ'3/pa)1,0019 R2 = 0,6015
10 100 1000
0,1 1 10
σ'3/pa E'i/pa
Figura 5: Modulo di deformazione tangente iniziale da prove TxCID per i terreni dell’unità geotecnica R
1.5.2 Unità geotecnica Ag
La formazione di deposito alluvionale o fluvio-lacustre, denominata Unità geotecnica Ag, è presente in forma di strati o più frequentemente di lenti, anche estese, dalla profondità di 2 m fino a 50 m da p.c. Essa è costituita in prevalenza da ghiaia, sabbia e ciottoli con matrice limo-argillosa. In Tabella 3 sono presentati i campi di variabilità ed i valori medi della composizione granulometrica dell’unità geotecnica Ag su fasce di 10 m di spessore. La base dati è costituita da oltre 130 granulometrie relative a campioni di terreno distribuiti in modo pressoché uniforme con la profondità. Si osserva come nei primi 20 m di profondità la percentuale di ciottoli e ghiaie (50-55%) sia mediamente maggiore che nei successivi 30 m (40-45%), e che viceversa la percentuale media di frazione fine cresca dal 17-20% al 25-30%. La percentuale della frazione sabbiosa si mantiene pressoché costante con la profondità (27-33%). Tali risultati sono in accordo con i coefficienti di permeabilità misurati in sito in funzione della profondità media di prova (Figura 1 e Tabella 1).
Sulla frazione fine sono stati determinati i limiti di Atterberg. Nella carta di plasticità (Figura 6) i punti rappresentativi dell’unità geotecnica Ag si collocano in una fascia pressoché coincidente con quella dell’unità geotecnica R.
Nella carta dell’attività colloidale (Figura 7), i punti rappresentativi dell’unità geotecnica Ag si collocano per la maggior parte nelle zone dei terreni normalmente attivi (0,75 < IA <1,25) o attivi (IA
> 1,75).
Per quanto riguarda la resistenza al taglio e la rigidezza occorre distinguere le zone in cui la matrice limo argillosa è prevalente, o comunque tale da consentire la preparazione di provini
“indisturbati”, dalle zone in cui prevale la componente ghiaiosa.
In Figura 8 sono rappresentati i valori del contenuto naturale in acqua e dei limiti di Atterberg in funzione della profondità: si osserva che il terreno è molto consistente e sovraconsolidato, che non vi sono sensibili variazioni nei valori medi con la profondità e che la dispersione dei valori del limite di liquidità è nettamente superiore alle dispersioni dei valori del contenuto naturale in acqua e del limite di plasticità.
Tabella 3: Composizioni granulometriche medie della formazione alluvionale (Ag) per fasce di profondità
prof. da p,c. (m) 0 - 10 10 - 20 20 - 30 30 - 40 40 - 50 ciottoli e ghiaia
% media 48,9 55,4 42,4 42,2 43,9
dev. Std. 19,6 10,3 14,5 12,6 13,2
sabbia
% media 32,4 27,3 32,6 31,4 27,9
dev. Std. 17,6 6,7 11,8 12,1 8,9
limi e argille
% media 19,4 17,3 25,0 26,4 28,2
dev. Std. 10,6 9,3 7,3 5,7 5,3
0 20 40 60
0 20 40 60 80 100
wL (%) IP (%)
Figura 6: Carta di plasticità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Ag
Nel primo caso è possibile ricorrere a prove di laboratorio, oltre che a prove in sito, per determinare la resistenza al taglio e la rigidezza della matrice, nel secondo caso si può fare riferimento soltanto ai risultati di prove in sito.
La resistenza al taglio ed il modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni non drenate, determinati mediante prove TxUU e ELL, mostrano valori molto dispersi, ma è comunque riconoscibile un aumento dei valori medi con la profondità di estrazione.
In Figura 9 sono rappresentati i valori sperimentali di cu in funzione della profondità, e sono indicate le rette corrispondenti al valore medio del rapporto (cu/σ’v0) = 0,736 ed al valore medio +/- una deviazione standard (SD = 0,370).
Analogamente in Figura 10 sono rappresentati i valori misurati del modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni non drenate in funzione della profondità e sono indicate le rette corrispondenti al valore medio del rapporto (Eu/σ’v0) = 186 ed al valore medio +/- una deviazione standard (SD=127).
0 20 40 60 80
0 20 40 60
CF (% < 2µ) IP (%)
terreni attivi terreni normalmente attivi
terreni inattivi
Figura 7: Carta dell’attività colloidale per i campioni estratti dall’unità geotecnica Ag
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100 wP- wn-wL (%)
Z ( m)
w L w n w P
Figura 8: Limiti di Atterberg e contenuto naturale in acqua al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Ag
0
10
20
30
40
50
0 100 200 300 400
cu(kPa)
Z ( m)
Figura 9: Resistenza al taglio non drenata da prove TxUU e ELL in funzione della profondità per l’unità geotecnica Ag. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del rapporto (cu/σ’v0).
In Figura 11 sono rappresentati i valori del modulo di deformazione in funzione della resistenza al taglio non drenata, la retta corrispondente al valore medio del rapporto Eu/cu=255, e quelle corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard (SD=167) di tale rapporto.
I parametri di resistenza al taglio ed il modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni drenate della matrice limo argillosa dei terreni costituenti l’unità geotecnica Ag sono stati determinati in laboratorio con prove TxCIU e TxCID. Il terreno risulta privo di coesione efficace.
L’angolo di resistenza al taglio ha un valore medio φ’=26,3°.
I risultati delle prove eseguite sono mostrati in Figura 12 nel piano t–s’. Il modulo di deformazione tangente iniziale in termini di tensioni efficaci è moderatamente correlato alla pressione efficace di confinamento (Figura 13) mediante l’equazione:
1785 , 1
a '3
a 'i
25 p , p 117 E
⋅ σ
=
(2)
Pressoché in tutti i fori di sondaggio, e di norma nei tratti a prevalente frazione ghiaiosa furono eseguite prove SPT in avanzamento, con le modalità previste dalle Raccomandazioni A.G.I. Nella maggior parte dei casi, per l’abbondante presenza di ghiaia e ciottoli, fu utilizzata la punta conica.
Quando non erano sufficienti 50 colpi per una penetrazione di 15 cm, l’infissione veniva sospesa ed era assegnato il valore convenzionale NSPT=100.
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100
Eu(MPa)
Z ( m)
Figura 10: Modulo di deformazione tangente iniziale da prove TxUU e ELL in funzione della profondità per l’unità geotecnica Ag. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del rapporto (Eu/σ’v0).
0 20 40 60 80 100
0 100 200 300 400
cu (kPa)
Eu (MPa)
Figura 11: Modulo di deformazione tangente iniziale da prove TxUU e ELL in funzione della resistenza al taglio non drenata per l’unità geotecnica Ag. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del
rapporto Eu/cu.
In Figura 14 sono rappresentati i valori misurati di NSPT in funzione della profondità di prova. Essi sono molto numerosi, ma anche molto dispersi, proprio a causa della presenza di ghiaia e ciottoli in percentuale variabile. Tuttavia è possibile rilevare una tendenza non lineare a crescere del valore medio con la profondità. Per evidenziare tale tendenza i valori di NSPT sono stati raggruppati per fasce di profondità e, per ciascuna di esse sono state calcolate le caratteristiche di distribuzione statistica. In Figura 14 sono rappresentati i valori medi +/- la deviazione standard e in Tabella 4 è riportato il quadro riassuntivo dei valori numerici calcolati. Al progressivo aumento del valore medio con la profondità di prova corrisponde un sensibile decremento del coefficiente di variazione.
t = 0,4428 s' R2 = 0,89
0 100 200 300 400
0 200 400 600 800 1000
s' (kPa)
t (kPa)
Figura 12: Inviluppo a rottura nel piano (s’ - t) della matrice limo argillosa dell’unità geotecnica Ag
(E'i/pa) = 117,25(σ'3/pa)1,1785 R2 = 0,5897
10 100 1000 10000
0,1 1 10
σ'3/pa E'i/pa
Figura 13: Modulo di deformazione tangente iniziale della matrice limo argillosa dell’unità geotecnica Ag
Nei terreni ghiaiosi di norma non è possibile l’esecuzione di prove CPT, né il prelievo di campioni
“indisturbati”, ed anche qualora si riuscisse a estrarre qualche campione “indisturbato” non è possibile la formazione di provini, né sono comuni apparecchiature di laboratorio per prove meccaniche sulle ghiaie. Dunque, sebbene l’utilizza-zione dei risultati di prove SPT in terreni ghiaiosi per la stima quantitativa di parametri geotecnici di progetto sia discutibile, molto spesso è l’unica strada percorribile nella pratica corrente. Ciò premesso, le usuali correlazioni per la stima dei parametri geotecnici nei terreni a grana grossa da prove SPT si riferiscono alle sabbie e non sono applicabili alle ghiaie.
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100
NSPT
Z ( m)
Figura 14: Valori dell’indice NSPT in funzione della profondità nella formazione alluvionale (Unità geotecnica Ag).
Valori medi e deviazioni standard per fasce di profondità.
In letteratura le correlazioni specifiche per terreni ghiaiosi sono relativamente poche.
Wrench e Nowatzki [1986], sulla base dei risultati di oltre 200 prove di carico orizzontale su piastra eseguite in fori di grande diametro in terreni ghiaiosi di differente densità relativa, proposero la seguente correlazione fra il modulo di deformazione (E) e l’indice NSPT:
888 , 0
NSPT
22 , 2 ) MPa (
E = ⋅ (3)
Yoshida et al. [1988] sulla base di prove eseguite in laboratorio e in sito, proposero alcune correlazioni per la stima della densità relativa (DR) e della velocità delle onde di taglio (VS) in terreni ghiaiosi. In particolare la densità relativa per terreni con frazione ghiaiosa del 50% è stimata con la seguente equazione:
13 , ' 0
0 v 44 , 0 R(%) 25 NSPT
D = ⋅ ⋅σ − (4)
in cui σ’v0 è espressa in kPa.
Tabella 4: Analisi statistica delle prove SPT nella formazione alluvionale (Unità geotecnica Ag) per fasce di profondità
Prof. (m) N M SD CV (%)
da 1 a 5 189 24,0 20,4 85,1
da 5 a 10 270 40,9 25,5 62,4
da 10 a 15 221 46,7 22,9 49,0
da 15 a 20 222 50,4 24,0 47,7
> 20 389 56,2 25,7 45,6
Applicando le equazioni (3) e (4) ai valori misurati di NSPT, e raggruppandoli per fasce di profondità si ottengono le caratteristiche di distribuzione statistica indicate in Tabella
Tabella 5: Statistiche di distribuzione delle proprietà geotecniche stimate da prove SPT nella formazione alluvionale (Unità geotecnica Ag) per fasce di profondità
E (MPa) eq. (3) DR (%) eq. (4)
Prof. (m) M SD M SD
da 1 a 5 36,3 26,8 55,1 17,6
da 5 a 10 58,9 32,7 65,2 18,0
da 10 a 15 66,6 28,9 67,7 14,5
da 15 a 20 71,3 30,3 67,7 14,5
> 20 78,7 32,2 67,0 14,3
1.5.3 Unità geotecnica Aa
La formazione di deposito alluvionale o fluvio-lacustre, che abbiamo denominato Unità geotecnica Aa, è presente dalla profondità di 6 m da p.c. fino al substrato roccioso. Essa è costituita in prevalenza da argille limose e sabbiose con sporadiche presenze di ciottoli e ghiaie.
In Tabella 6 sono riportati i valori medi (M), le deviazioni standard (SD) ed i coefficienti di variazione (CV) delle principali proprietà geotecniche determinate in laboratorio su un numero (N) di campioni prelevati dallo strato. I moduli edometrici ed i coefficienti di consolidazione di Tabella 6 si riferiscono all’intervallo di carico della prova edometrica contenente la pressione litostatica.
I punti rappresentativi dei campioni estratti dall’unità geotecnica Aa si dispongono nella carta di plasticità al di sopra della linea A, in una fascia piuttosto estesa, nelle zone delle argille inorganiche di media e alta plasticità (Figura 15). Nella carta dell’attività colloidale (Figura 16), la maggior parte di essi sono nella zona dei terreni inattivi (IA<0.75) o normalmente attivi (0,75<IA<1,25).
Tabella 6: Principali proprietà geotecniche dei terreni costituenti l’unità geotecnica Aa
profon. Composizione granulometrica w wL wP IP
(m) ciottoli e ghiaia sabbia limo argilla limo + argilla (%) (%) (%) (-) numerosità 423 229 229 225 225 229 289 259 258 258 media 22,5 5,1 23,3 34,8 37,4 71,8 22,9 51,3 23,7 27,7 dev. Std. 9,1 8,2 13,1 13,3 10,0 15,9 4,3 9,8 2,9 8,1 C.V. 40,2 160,8 56,1 38,1 26,9 22,2 18,6 19,0 12,1 29,4 min. 1,55 0 0 7,8 2,78 40,5 8 25 16 7 max. 47,5 43,2 59,3 74,95 63,9 100 44 78 39,2 50
Ic σ'v0 Gs Cc Cs pc e0 OCR M cv
(-) kPa (-) (-) (-) (kPa) (-) (-) (MPa) cm2/s 10-
4
numerosità 144 423 115 56 57 49 61 33 58 48 media 1,04 284,9 2,72 0,259 0,056 604,1 0,697 2,6 120,8 5,5 dev. Std. 0,14 90,9 0,04 0,058 0,021 250,4 0,096 1,0 60,1 9,8 C.V. 13,06 31,9 1,3 22,5 37,3 41,5 13,8 40,4 49,7 178,0 min. 0,65 31 2,59 0,1554218 0,014 168 0,522 1,3 5,41 0,177 max. 1,40 535 2,79 0,4599593 0,0999654 1405 1,089 5,6 272 45
k IA γ M/σ'v0 Cc/(1+e0) Cs/(1+e0) cm/s 10-9 IP / CF (kN/m3) (-) (-) (-) numerosità 48 222 275 41 75 40 media 10,2 0,78 19,7 644,3 0,135 0,032 dev. Std. 9,5 0,20 0,60 231,26 0,099 0,012 C.V. 93,1 25,9 3,0 35,9 73,3 38,3 min. 1,405 0,000 17,75 324,25 0,00 0,01 max. 39 1,946 21,38 1155,46 0,46 0,06
0 20 40 60
0 20 40 60 80 100
wL (%) IP (%)
Figura 15: Carta di plasticità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0 20 40 60 80
0 20 40 60
CF (% < 2µ) IP (%)
terreni attivi terreni normalmente attivi
terreni inattivi
Figura 16: Carta dell’attività colloidale per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
In Figura 17 sono rappresentati i valori del contenuto naturale in acqua e dei limiti di Atterberg per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa. Il terreno risulta consistente e sovraconsolidato, non vi sono sensibili variazioni nei valori medi con la profondità e la dispersione dei valori del limite di liquidità è superiore alle dispersioni dei valori del contenuto naturale in acqua e del limite di plasticità.
Nelle Figure 18, 19, 20 e 21 sono rappresentati in funzione della profondità di estrazione i valori rispettivamente di Gs, e0, Cc e Cs, e cv dei campioni appartenenti all’unità geotecnica Aa. Per Gs ed e0
non pare esservi alcun trend significativo di variazione con la profondità, mentre i valori più alti di Cc
sono tutti relativi a profondità di estrazione superiore a 15 m.
La resistenza al taglio ed il modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni non drenate, determinati mediante prove TxUU e ELL, per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa mostrano valori molto dispersi, ma è comunque riconoscibile un aumento dei valori medi con la profondità di estrazione.
In Figura 22 sono rappresentati i valori sperimentali di cu in funzione della profondità, e sono indicate le rette corrispondenti al valore medio del rapporto (cu/σ’v0) = 0,534 ed al valore medio +/- una deviazione standard (SD = 0,259).
Analogamente in Figura 23 sono rappresentati i valori misurati del modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni non drenate in funzione della profondità e sono indicate le rette corrispondenti al valore medio del rapporto (Eu/σ’v0) = 88 ed al valore medio +/- una deviazione standard (SD = 58). In Figura 28 sono rappresentati i valori del modulo di deformazione in funzione della resistenza al taglio non drenata, la retta corrispondente al valore medio del rapporto (Eu/cu) = 159, e quelle corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard (SD = 82) di tale rapporto.
Si osserva che i valori medi dei rapporti (cu/σ’v0), (Eu/σ’v0) e (Eu/cu) per i terreni dell’unità geotecnica Aa sono inferiori ai corrispondenti rapporti per i terreni dell’unità geotecnica Ag.
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100
wP - wn -wL (%)
Z ( m)
w L w n w P
Figura 17: Limiti di Atterberg e contenuto naturale in acqua al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0
10
20
30
40
50
2,5 2,6 2,7 2,8 2,9 3
Gs( - )
Z ( m)
Figura 18: Peso specifico dei grani al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0
10
20
30
40
50
0 0,5 1 1,5 2
e0
Z ( m)
Figura 19: Indice dei vuoti al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0
10
20
30
40
50
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 CC - CS
Z ( m)
Cc Cs
Figura 20: Indice di compressione e indice di rigonfiamento al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0
10
20
30
40
50
0 1 2 3 4
cV 103 (cm2/s)
Z ( m)
Figura 21: Coefficiente di consolidazione verticale al variare della profondità per i campioni estratti dall’unità geotecnica Aa
0
10
20
30
40
50
0 100 200 300 400
cu(kPa)
Z ( m)
Figura 22: Resistenza al taglio non drenata da prove TxUU e ELL in funzione della profondità per l’unità geotecnica Aa. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del rapporto (cu/σ’v0).
I parametri di resistenza al taglio ed il modulo di deformazione tangente iniziale in condizioni drenate dei terreni costituenti l’unità geotecnica Aa sono stati determinati in laboratorio con prove TxCIU e TxCID. Il terreno risulta privo di coesione efficace, e l’angolo di resistenza al taglio ha un valore medio φ’=26,4°, ovvero i parametri di resistenza al taglio sono praticamente eguali a quelli della matrice fine dei terreni dell’unità geotecnica Ag. I risultati delle prove eseguite sono mostrati in Figura 25 nel piano t–s’.
0
10
20
30
40
50
0 20 40 60 80 100
Eu(MPa)
Z ( m)
Figura 23: Modulo di deformazione tangente iniziale da prove TxUU e ELL in funzione della profondità per l’unità geotecnica Aa. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del rapporto (Eu/σ’v0).
0 20 40 60 80 100
0 100 200 300 400
cu (kPa)
Eu (MPa)
Figura 24: Modulo di deformazione tangente iniziale da prove TxUU e ELL in funzione della resistenza al taglio non drenata per l’unità geotecnica Aa. Rette corrispondenti al valore medio +/- una deviazione standard del
rapporto Eu/cu
t = 0,4445 s' R2 = 0,8134
0 200 400 600
0 200 400 600 800 1000 1200 s' (kPa)
t (kPa)
Figura 25: Inviluppo a rottura nel piano (s’ - t) della matrice limo argillosa dell’unità geotecnica Aa Il modulo di deformazione tangente iniziale in termini di tensioni efficaci ha una lieve crescita con la pressione efficace di confinamento (Figura 26), ma il coefficiente di correlazione è basso e la regressione non è significativa.
10 100 1000 10000
1 10
σ'3/pa E'i/pa
Figura 26: Modulo di deformazione tangente iniziale della matrice limo argillosa dell’unità geotecnica Aa
1.5.4 Unità geotecnica S
Le formazioni rocciose al di sotto della coltre alluvionale e lacustre, sono tutte riconducibili ad un’unica unità strutturale di età compresa tra il Cretaceo superiore e l’Eocene.
I litotipi predominanti sono l’arenaria torbiditica quarzoso-calcarea, bruno-grigia, e gli argilloscisti nerastri. Essi si presentano in fitta alternanza, ma a seconda della dominanza della componente argillosa o di quella arenacea danno origine a membri argillo-scistosi o arenaci (Pietraforte).
Per effetto dei fenomeni tettonici, avvenuti nel Miocene, i litotipi più argillosi e fragili si sono localmente scompaginati, dando origine a zone caoticizzate, costituite da frammenti lapidei immersi in matrice argillosa-scagliosa.
La caratterizzazione meccanica dell’Unità geotecnica S è stata eseguita mediante prove pressiometriche tipo Menard. In Figura 27 sono rappresentati i valori misurati del modulo pressiometrico in funzione della profondità di prova per i tre litotipi dell’Unità geotecnica S. In Tabella 7 ne sono indicati i valori medi e le dispersioni.
Tabella 7: Analisi statistica dei valori del modulo E (MN/m2) per i litotipi dell’Unità geotecnica S
Litotipo N M SD CV (%)
arenaria 10 12634 5593 44,3
argilloscisti 10 641 885 138,1
zone caoticizzate 16 225 179 79,3
10
20
30
40
50
1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 EPM (MPa)
Z(m)
arenaria argilloscisti caoticizzato
Figura 27: Modulo pressiometrico di Menard a differenti profondità per l’unità geotecnica S (substrato)
1.6 Misura e stima dei parametri dinamici
La misura e/o la stima dei parametri dinamici possono essere ottenute con prove in sito e con prove di laboratorio. Le prove in sito hanno il vantaggio di indagare il terreno nella sua sede, ma sono caratterizzate anche da alcuni aspetti negativi, primo fra tutti la limitatezza delle deformazioni imposte. Le prove di laboratorio consentono, riprodotto lo stato tensionale presente in sito, di
indagare anche i campi di deformazione nei quali il materiale ha un comportamento di tipo isteretico, ma i risultati si riferiscono a terreno parzialmente disturbato dalle operazioni di campionamento, trasporto, conservazione, preparazione dei provini etc.., e comunque a volumi enormemente più piccoli del volume significativo. Pertanto le prove dinamiche in sito e in laboratorio non sono alternative, ma complementari, in quanto la definizione completa del comportamento meccanico dei terreni necessita delle caratteristiche puntuali e globali ai diversi valori di deformazione.
1.6.1 Prove in sito
Per la misura delle proprietà del terreno nel campo delle piccole deformazioni si dispone dei risultati di 4 prove down-hole eseguite per diverse finalità in luoghi molto distanti fra loro (Novoli, Careggi, p.zza Vettori) fino a profondità di 50 m da p.c.
In Figura 28 sono rappresentati, in funzione della profondità, i valori misurati nelle 4 prove down- hole della velocità delle onde di taglio Vs
Si possono distinguere tre fasce di valori: le profondità, gli spessori delle tre fasce e le statistiche di distribuzione dei valori misurati di Vs in ciascuna di esse sono indicati in Tabella 8.
Tabella 8: Analisi statistica dei valori della velocità delle onde di taglio Vs (m/s) misurati con prove down-hole per fasce di profondità
Prof. (m) N M SD CV (%)
da 1 a 9 19 248 42 16,8
da 5 a 30 80 686 229 33,4
> 30 23 511 137 26,9
La fascia più superficiale, in prima approssimazione corrispondente all’unità geotecnica R, di natura limo sabbiosa, è caratterizzata da un valore medio di Vs di 248 m/s e da una relativamente modesta dispersione (CV=16,8%).
La fascia sottostante, parzialmente sovrapposta a quella superiore, corrisponde approssimativamente all’unità geotecnica Ag. Le ghiaie e i ciottoli presenti in percentuale variabile nella matrice limo-argillosa contribuiscono ad elevare sia il valore medio (686 m/s) sia la dispersione (CV=33,4%) delle misure di Vs.
A profondità superiori a 30 m da p.c., la presenza di ghiaia e ciottoli è più ridotta (unità geotecnica Aa) con conseguente riduzione sia del valore medio (511 m/s) sia della dispersione (CV=26,9%) delle misure di Vs.
I profili dei valori misurati delle velocità delle onde S sono stati confrontati con le stime da prove SPT e CPT.
Per quanto riguarda le prove SPT fra le molte correlazioni di letteratura si è scelta la seguente:
Vs (m/s) = 71,5·NSPT0.535 (5)
proposta da Crespellani et al. (1989) per il deposito alluvionale dell’area fiorentina.
In Figura 28 sono rappresentati, oltre ai valori sperimentali, i valori medi +/- una deviazione standard delle velocità delle onde di taglio nelle tre fasce di profondità individuate, e il profilo medio ricavato dalle prove SPT con l’equazione (5).
0
10
20
30
40
50
0 500 1000 1500
Vs (m/s)
Z (m)
DWH-1 DWH-2 DWH-3 DWH-4 da SPT
Figura 28: Velocità delle onde di taglio misurate con prove down-hole. Valori medi e deviazioni standard per fasce di profondità. Profilo medio da prove SPT.
Nonostante la forte dispersione dei valori misurati e stimati si può osservare come il profilo stimato con l’equazione (5) sia perfettamente congruente e centrale rispetto ai valori misurati.
1.6.2 Prove di laboratorio
Le prove geotecniche di laboratorio eseguite per analizzare la risposta del terreno di fondazione in condizioni di carico ciclico e dinamico sono consistite in 8 prove di colonna risonante, condotte con modalità MSCT (Multi Stage Consolidation Test) su campioni indisturbati, appartenenti alla stessa popolazione statistica del gruppo di campioni utilizzati per la caratterizzazione geotecnica del deposito, prelevati nei fori in cui sono state eseguite anche le misure di velocità delle onde sismiche di taglio.
Al variare del livello di deformazione il comportamento meccanico del terreno varia. Per deformazioni che cadono al di sotto della soglia elastica lineare (γ<γl) il comportamento del terreno è totalmente reversibile e le caratteristiche di deformabilità dipendono unicamente dalla struttura del terreno e dal suo stato. Per deformazioni superiori a γl e inferiori ad un valore detto di soglia volumetrica (γl<γ<γv) il legame sforzi deformazioni è elastico non lineare e si ha dissipazione di energia in ciascun ciclo di carico - scarico. All’aumentare del numero dei cicli, la deformazione di taglio media tende a stabilizzarsi intorno ad un valore definito. Per deformazioni maggiori della soglia volumetrica nella struttura del terreno avvengono modificazioni irreversibili, le caratteristiche di deformabilità e di dissipazione variano anche con il numero dei cicli, e nei terreni saturi nascono sovra-pressioni interstiziali. Le caratteristiche di deformabilità dipendono dalla struttura del terreno, dal suo stato, dalla velocità di deformazione, dalla storia dei carichi e da numero dei cicli di carico.
La sperimentazione di laboratorio mediante colonna risonante consente di sottoporre provini di terreno ad un esteso campo dei deformazione di taglio, e quindi di determinare sperimentalmente il valore del modulo di taglio in campo elastico lineare per differenti valori di pressione media efficace di confinamento, le leggi di decadimento del modulo di taglio al crescere della deformazione, il valore del
rapporto di smorzamento, ovvero del parametro mediante il quale si valuta l’entità della dissipazione energetica, per deformazioni di taglio crescenti, ed infine i valori delle deformazioni di soglia elastica e volumetrica.
In Figura 29 sono riportati, nel piano bilogaritmico, i valori sperimentali del modulo di taglio iniziale G0 normalizzato in funzione della pressione efficace isotropa di confinamento p’0, anch’essa normalizzata, e la retta di regressione che ha equazione:
5237 . 0
a '0
a 0
p 12 p , p 711 G
⋅
=
(6)
Una più generale equazione per la stima del modulo di taglio iniziale è stata ottenuta con regressione lineare multipla, mettendo in conto, quali variabili indipendenti, la pressione efficace media di consolidazione, l’indice dei vuoti e il grado di sovraconsolidazione. Essa è la seguente:
γ β
α
⋅
⋅
⋅
=
a '0 0
a 0
p OCR p e
p A G
(7) i valori delle costanti sono:
A = 336 α = -1,095 β = 0,136 γ = 0,572
Il coefficiente di determinazione della regressione vale R2 = 0,923.
Figura 29: Variazione del modulo di taglio iniziale normalizzato rispetto alla pressione media efficace di confinamento.
Nel corso delle prove di colonna risonante è stata anche studiata l’influenza del tempo sul modulo di taglio a bassi livelli di deformazione, misurando il valore del modulo G0 nel corso delle 24 ore di consolidazione, in corrispondenza di due livelli della pressione verticale efficace di confinamento. Il
100 1000 10000
0,1 1 10
(p'0/pa)
(G0/pa)
5237 , 0
a '0
a o
p 12 p , p 711 G
⋅
=
logaritmico di tempo normalizzata rispetto al valore di G0 misurato (convenzionalmente) dopo 1000 min. è risultato NG = 12,1%, la deviazione standard di NG è 3,66%.
Nel grafico di Figura 30 sono riportati, in funzione dell’ampiezza della deformazione di taglio γ, i valori del rapporto G/G0 per i campioni appartenenti all’unità geotecnica Ag. Ai punti sperimentali è stato adattato il modello iperbolico modificato di Yokota et al. (1981). La curva di regressione (R2=0,943), anch’essa tracciata in Figura 30, è la seguente:
220 . 0 1 23.164 1
1 G
G
γ
⋅
= + (7)
Il rapporto di smorzamento, D, in corrispondenza di un determinato livello deformativo, è stato determinato con il metodo dell’incremento logaritmico (Amplitude Decay Method).
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2
1,E-05 1,E-04 1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00 γ (%)
(G/G0)
G
G0 1 220
1 1 23164
= + . ⋅γ .
Figura 30: Valori sperimentali del rapporto G/G0 al variare della deformazione di taglio e curva di regressione media per terreni appartenenti all’unità geotecnica Ag.
Nel grafico di Figura 31 sono riportati i valori di D in funzione dell’ampiezza della deformazione di taglio γ per ciascuno dei provini della formazione Ag e la curva di regressione media (R2 = 0,940) di equazione:
− ⋅
⋅
=
G0
449 G , 2 exp 58 , 43
D (8)
Analogamente i punti sperimentali e le curve medie per i campioni più profondi, rappresentativi della formazione B sono rappresentati nelle Figure 32 e 33. Le corrispondenti equazioni sono:
390 . 0 1 59.585 1
1 G
G
γ
⋅
= +
(9)
(R2 = 0.945)
− ⋅
⋅
=
G0
990 G . 2 exp 082 . 54 D
(10) (R2 = 0.890)
0 10 20 30 40
1,E-05 1,E-04 1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00 γ (%)
D (%)
− ⋅
⋅
=
G
0449 G , 2 exp 58 , 43 D
Figura 31: Valori sperimentali del rapporto di smorzamento D al variare della deformazione di taglio e curva di regressione media per terreni appartenenti all’unità geotecnica Ag.
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2
1,E-05 1,E-04 1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00 γ (%)
(G/G0)
G
G
0 1 3901 1 59 585
= + . ⋅ γ
.Figura 32: Valori sperimentali del rapporto G/G0 al variare della deformazione di taglio e curva di regressione media per terreni appartenenti all’unità geotecnica Aa.
I valori medi e le deviazioni standard delle deformazioni di soglia elastica e volumetrica per tutti i campioni sono risultate rispettivamente: M(γl) = 2,4 10-3 %, SD(γl) = 9,6 10-4 % e M(γv) = 2,0 10-2 %, SD(γv) = 1,0 10-2 %.
0 10 20 30 40 50
1,E-05 1,E-04 1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00
γ (%)
D (%)
D G
= ⋅ − ⋅ G
54 082 2 990
0
. exp .
Figura 33: Valori sperimentali del rapporto di smorzamento D al variare della deformazione di taglio e curva di regressione media per terreni appartenenti all’unità geotecnica Aa
2 Tecniche di scavo in ambiente urbano
La scelta della tecnologia di scavo per la galleria è stata oggetto della prima fase del progetto di fattibilità. Lo studio prodotto ha portato ad individuare nella moderna tecnica di scavo meccanizzato con fresa scudata chiusa la soluzione ottimale per il tipo di condizioni geologiche, idrogeologiche e geotecniche ed il contesto urbano in cui deve avvenire lo scavo.
In questa sede si vogliono richiamare i principi generali del funzionamento dei macchinari di scavo, le modalità operative più adeguate al tipo di terreni del sottosuolo fiorentino e fornire una panoramica delle possibili alternative disponibili. Si richiamano inoltre le più avanzate tecniche di consolidamento e compensazione utilizzate per la realizzazione di gallerie urbane per minimizzare gli effetti indotti in superficie dallo scavo. Infine sono riportati i principi generali sul project management e la logistica di cantiere nella costruzione di metropolitane sotterranee.
