01IR134/G3 RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

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Comune di Bussoleno

Lavori di completamento delle opere di arginatura del fiume Dora Riparia nei comuni di Bussoleno e Chianocco – codice ReNDIS 01IR134/G3

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

Sommario

1 PREMESSA ... 1

2 RIFERIMENTI NORMATIVI ... 2

3 PARTE GEOLOGICA ... 2

3.1 Inquadramento geomorfologico dell’area d’intervento ... 2

3.2 Inquadramento geologico dell’area d’intervento ... 6

3.3 Inquadramento idrogeologico dell’area d’intervento ... 7

3.4 Pericolosità e rischio geomorfologico dell’area d’intervento ... 10

4 PARTE GEOTECNICA ... 14

4.1 Indagini geologiche di riferimento ... 14

4.2 Modellazione geotecnica ... 14

4.3 Modellazione sismica ... 14

4.4 Profilo geotecnico ... 14

4.5 Verifiche di stabilità geotecnica ... 18

4.5.1 Dati geotecnici del terreno ... 18

4.5.2 Azioni ... 19

4.5.3 Combinazioni delle azioni ... 22

4.5.4 Intervento di monte ... 25

4.5.5 Intervento di valle ... 29

4.6 Verifica al sifonamento ... 35

4.6.1 Considerazioni preliminari ... 36

4.6.2 Verifica ai sensi delle NTC 2018 ... 38

4.6.3 Codice di calcolo ... 39

4.6.4 Modellazione ... 39

4.6.5 Conclusioni ... 50

4.7 Verifica alla liquefazione ... 51

4.8 Conclusioni ... 51

4.9 riferimenti bibiografici ... 51

APPENDICE - A – DESCRIZIONE DEI METODI DI CALCOLO ... 53

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1 PREMESSA

La presente relazione geologica-geotecnica fa parte integrante del progetto di “Lavori di completamento delle opere di arginatura del fiume Dora Riparia a protezione del concentrico – 1° Lotto” commissionato dall’AIPo.

Il tronco di Dora Riparia da Oulx a Torino è stato oggetto di attenzione da parte dell’Autorità di bacino del Fiume Po che ha prodotto dapprima una indagine a titolo “Studio di fattibilità della sistemazione idraulica del Fiume Dora Riparia nel tratto da Oulx alla confluenza in Po” redatto nel 2003, che ha dato luogo alla “Variante del Piano Stralcio per l’Assetto Idrogeologico (P.A.I.) – Fiume Dora Riparia”, approvata con DPCM pubblicato sulla G.U. n. 77 del 02.04.2009 e quindi in vigore dal giorno successivo.

L’attuazione delle previsioni contenute nella variante in tema di interventi a protezione delle aree urbanizzate allagabili dalla piena di riferimento si è accompagnata con l’attenzione volta al mantenimento delle aree di inondazione allo scopo di salvaguardare le possibilità di accumulo ai fini della riduzione del volume e del colmo della piena a valle (1).

Il progetto costituisce il primo lotto per la protezione del centro abitato dalla piena di riferimento attuando le previsioni del PAI e comprende la realizzazione, secondo il tracciato della Fascia B di progetto, di 2 interventi a protezione rispettivamente dell’area compresa tra la via Fabbrica da Fer, a monte del concentrico, e l’area commerciale oltre il confine comunale in territorio di Chianocco, a valle del concentrico.

Lo studio effettuato in sede di progettazione preliminare (2) ha chiaramente individuato i livelli attesi a fronte della portata di riferimento assunta conseguente all’evento con tempo di ritorno 200 anni (Elaborato 2).

Seguendo la traccia del progetto preliminare sopra citato, gli interventi previsti proteggono 2 settori distinti denominati:

1) A monte concentrico, ossia la porzione di territorio compresa fra la Via Fabbrica da Fer e la sponda sinistra della Dora a partire dal rilevato del ponte stradale;

2) A valle del concentrico, ossia l’intera area commerciale in fregio al confine comunale e praticamente ricadente in territorio di Chianocco.

Si riportano, di seguito, le caratteristiche geomorfologiche, geologiche, idrogeologiche e di pericolosità/rischio geomorfologico relative alle aree d’intervento in oggetto.

1) E’ ben noto che la capacità di convogliamento della maggioranza dei ponti in Torino è limitata a meno di 500 m³/s dal momento che le strutture, ad eccezione del Ponte Mosca del 1830, furono edificate tra la seconda metà del XIX ed i primi tre decenni del XX quando l’assetto della regione fluviale nella bassa valle era ancora assai diverso dall’attuale e il corso d’acqua si presentava ramificato fra ampie zone boschive anziché incanalato. Sull’argomento risultano esplicative della situazione al 1844 le cartografie allegate alla relazione del cosiddetto Riparto Pernigotti redatte per il Comune di Torino.

2) AIPo (2010): Intervento TO-E-1268 – 1° lotto - Progetto preliminare generale

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2 RIFERIMENTI NORMATIVI

- D.M. 17.01.2018 – Aggiornamento delle Norme Tecniche per le costruzioni

- Circolare C.S.LL.PP. 21.01.2019 n.7 - Istruzioni per l’applicazione dell’Aggiornamento delle Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 17 gennaio 2018

- PAI – Piano per l’Assetto Idrogeologico del Bacino del fiume Po - P.G.R.A. - Piano di Gestione del Rischio Alluvioni

- P.R.G.C. del Comune di Bussoleno - P.R.G.C. del Comune di Chianocco

3 PARTE GEOLOGICA

3.1 Inquadramento geomorfologico dell’area d’intervento

L’intervento in esame ricade nel fondovalle alluvionale della Dora Riparia, nelle Alpi Occidentali.

Dal punto di vista cartografico, questo risulta compreso nella Sezione 154_060 della Carta Tecnica Regionale della Regione Piemonte, edita alla scala 1:10.000.

Come anticipato in premessa, gli interventi in progetto interessano 2 aree poste lungo la sponda sinistra del fiume Dora Riparia, nella zona occupata dal concentrico di Bussoleno.

In particolare, è possibile distinguere 2 settori d’intervento (Figura 3-1):

- Un settore di monte, situato a W del concentrico di Bussoleno in prossimità dello scalo ferroviario, ove è presente un’area a destinazione industriale;

- Un settore di valle, situato a E del concentrico di Bussoleno e ricadente nel territorio comunale di Chianocco, ove è presente un’area a destinazione commerciale.

Si riporta, nella seguente Figura 3-1, l’inquadramento topografico delle aree d’intervento.

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Figura 3-1 – Inquadramento topografico delle aree d’intervento, scala 1:10.000. 1a = intervento di monte; 1b = intervento di valle

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Dal punto di vista geomorfologico, il territorio oggetto d’intervento ricade nell’area del fondovalle alluvionale, ad una quota compresa tra 435 e 440 m s.l.m., in sinistra del fiume Dora Riparia. L’assetto geomorfologico ed evolutivo di tale area è geneticamente legato all’attività erosionale e deposizionale del suddetto corso d’acqua principale, nonché da quella dei torrenti tributari presenti sulle aree di versante.

La piana di fondovalle si caratterizza da una debole pendenza verso Est (circa 2°), dal basso grado di incisione operato dalla Dora Riparia (si osservano solo localmente scarpate di erosione) e dall’alto grado di antropizzazione (strade statali, autostrade, nuclei abitativi, etc.) che in talune aree che ha significativamente modificato e nascosto le forme dell’originale paesaggio naturale.

Per quanto riguarda le forme che caratterizzano i versanti ed i settori al raccordo tra questi ed il fondovalle (conoidi alluvionali), il paesaggio attuale è invece legato all’attività erosionale e deposizionale di tipo torrentizio dei rii montani.

Sui versanti i processi erosivi legati al reticolato idrografico hanno formato strette incisioni nel substrato cristallino, localizzate prevalentemente presso il fondovalle principale (es. orrido di Foresto), a valle delle quali si sono formati ampi conoidi di deiezione.

Il contatto tra i depositi torrentizi costituenti gli apparati di conoide e i depositi formanti la piana alluvionale di fondovalle è generalmente evidenziato da un debole cambio di pendenza o da una scarpata di erosione, come rappresentato nella successiva Figura 3-2.

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Figura 3-2 – Inquadramento geomorfologico dell’area d’intervento, scala 1:10.000. 2a = intervento di monte; 2b = intervento di valle.

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3.2 Inquadramento geologico dell’area d’intervento

Il settore oggetto d’intervento ricade nel Foglio n. 154 “Susa” della Carta Geologica d’Italia, edita alla scala 1:50.000, della quale si riporta di seguito un estratto (Figura 3-3).

Figura 3-3 – Inquadramento geologico dell’area d’intervento, scala 1:50.000 (estratto dal Foglio n. 154 “Susa” della Carta Geologica d’Italia). Cerchi rossi = siti d’intervento.

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I territori comunali interessati dalle opere in progetto risultano essere ricoperti in gran parte dai depositi costituenti la copertura quaternaria: tra questi i più antichi sono i depositi glaciali s.l., mentre i più diffusi sono rappresentati dalla copertura detritico-colluviale e dal detrito di falda e di versante; in corrispondenza del fondovalle prevalgono invece i depositi alluvionali e i depositi torrentizi di conoide. I depositi alluvionali di fondovalle sono mediamente rappresentati da ghiaie ciottolose, con alto grado di arrotondamento e basso grado di sfericità, con matrice sabbioso- limosa.

Nel dettaglio, i depositi alluvionali corrispondono sia ai depositi della Dora Riparia sia a quelli legati ai rii tributari e sono in genere conservati lungo l’asse vallivo principale o lungo le più importanti incisioni secondarie. Quelli organizzati in conoidi occupano la maggior parte del fondovalle in corrispondenza delle principali valli tributarie della Dora Riparia.

Relativamente alle loro caratteristiche litologiche, tali depositi risultano in prevalenza composti da ciottoli, ghiaie e massi anche di grandi dimensioni con grado di arrotondamento medio-alto e sfericità medio-bassa, immersi in un’abbondante matrice di composizione prevalentemente da sabbiosa a sabbioso-limosa. Il grado di addensamento è mediamente elevato.

La potenza di tali depositi risulta essere variabile, funzione della loro collocazione rispetto all’asse vallivo: in corrispondenza dei siti d’intervento, posti nella zona centrale dell’incisione valliva, tale potenza risulta essere di ordine anche superiore ai 100 m.

In genere è possibile riconoscere in superficie coltri di natura limoso – sabbiosa, di potenza compresa tra pochi decimetri e il metro, derivanti dai processi d’alterazione dei suddetti depositi. Normalmente tali coltri risultano frammiste a materiali di riporto eterogenei, funzione delle modificazioni dei luoghi avvenute in passato.

3.3 Inquadramento idrogeologico dell’area d’intervento

Come riportato nelle relazioni geologiche e nelle cartografie allegate ai vigenti P.R.G.C. dei territori comunali in esame (Figura 3-4), i siti d’intervento si pongono all’interno di un complesso idrogeologico caratterizzato da mezzi porosi, ossia costituiti da depositi granulari all’interno dei quali è possibile riscontrare la presenza di una falda freatica di tipo libero.

I depositi quaternari poggianti sul substrato roccioso costituiscono acquiferi con permeabilità per porosità sono contenuti ne e danno luogo a falde libere o semiconfinate il cui limite inferiore è generalmente rappresentato dalla superficie di contatto con il substrato roccioso.

Gli acquiferi nei mezzi porosi sui versanti rivestono un'importanza considerevole poiché al loro interno si sviluppano circuiti idrogeologici che possono alimentare sorgenti utilizzate sia a scopo idropotabile e sia a scopo irriguo.

Nel dettaglio, le aree di intervento si pongono nel c.d. “Complesso a permeabilità medio – alta”: questo complesso, costituito da depositi alluvionali e torrentizi recenti non cementati e da depositi detritici, rappresenta l'acquifero più esteso nell'area rilevata. Sono compresi alluvionali di conoide che, proprio per la loro origine, presentano grado di permeabilità simile a

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quella dei depositi alluvionali di fondovalle legati all'attività della Dora Riparia. Il valore del coefficiente di permeabilità in questo complesso potrà essere assunto mediamente tra 10^-5 e 10^-6 m/s.

Nell’area di fondovalle è presente una falda libera, il cui livello piezometrico, è variabile stagionalmente in funzione delle piogge e del livello idrometrico della Dora.

L’andamento delle isopiezometriche riportate negli studi effettuati a supporto dei P.R.G.C.

mostra che la falda superficiale, dunque quella d’interesse per gli interventi in esame, è alimentata sia dall’idrografia secondaria e dalle acque provenienti dal versante, sia dalla Dora Riparia in corrispondenza del fondovalle.

Occorre tuttavia precisare che, oltre alle variazioni stagionali, sono possibili locali variazioni anche importanti del livello piezometrico, che possono determinarne la risalita fino al piano di campagna.

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Figura 3-4 – Inquadramento geologico dell’area d’intervento, scala 1:20.000 (estratto dalla Carta Idrogeologica allegata al vigente P.R.G.C. del Comune di Bussoleno). Cerchi rossi = siti d’intervento.

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3.4 Pericolosità e rischio geomorfologico dell’area d’intervento

Come rappresentato nelle seguenti Figura 3-5 e Figura 3-6, gli interventi in progetto si pongono in aree comprese nel sistema delle fasce fluviali riportate nel Piano di Assetto Idrogeologico del Bacino del fiume Po (PAI). In particolare, le arginature in progetto riprendono, almeno parzialmente, quanto indicato in tale Piano come fasce “B di progetto”, ossia settori nei quali, a seguito della realizzazione delle opere di difesa spondale, potrà essere contenuta la piena di progetto con tempo di ritorno pari a 200 anni.

Figura 3-5 – Fasce fluviali del fiume Dora Riparia riportate nel PAI per il settore d’intervento ad W dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

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Figura 3-6 – Fasce fluviali del fiume Dora Riparia riportate nel PAI per il settore d’intervento ad E dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

Il Piano di gestione del rischio di alluvioni (PGRA), introdotto dalla Direttiva europea 2007/60/CE (recepita nel diritto italiano con D.Lgs. 49/2010 per ogni distretto idrografico), individua per entrambi i siti in esame condizioni di pericolosità di natura alluvionale da media ad elevata, come rappresentato nei seguenti estratti (Figura 3-7 e Figura 3-8).

Sempre il suddetto Piano, come rappresentato nelle Figura 3-9 e Figura 3-10, evidenzia per le aree in esame, allo stato attuale, condizioni di rischio per alluvione da elevato a molto elevato.

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Figura 3-7 – Mappa della pericolosità per alluvione per il settore d’intervento ad W dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

Figura 3-8 – Mappa della pericolosità per alluvione per il settore d’intervento ad E dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

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Figura 3-9 – Mappa del rischio per alluvione per il settore d’intervento ad W dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

Figura 3-10 – Mappa del rischio per alluvione per il settore d’intervento ad E dell’abitato di Bussoleno, scala 1:5.000. Cerchio rosso = sito d’intervento.

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4 PARTE GEOTECNICA

4.1 Indagini geologiche di riferimento

Le indagini geologiche di riferimento sono quelle condotte per la redazione del piano regolatore del comune di Bussoleno e che sono state riportate nelle figure precedenti.

4.2 Modellazione geotecnica

La modellazione geotecnica ha ripreso le indagini del piano regolatore comunale e per le verifiche successive geotecniche è stato considerato un unico strato nel quale si cala l’opera in progetto.

4.3 Modellazione sismica

La modellazione sismica del sito è riportata dal paragrafo §4.5.2.3.

4.4 Profilo geotecnico

Le figure successive riportano le posizioni in cui sono stati tracciati i profili geotecnici (ai sensi del cap. 6.2.2 delle NTC)

In ogni profilo è stata inserita l’opera in progetto, prendendo in considerazione la sezione progettuale, e la stratigrafia del terreno.

Figura 4-1 – Tracciamento del profilo geotecnico (linea azzurra) per la parte alta: si posiziona in corrispondenza della sezione A090.

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Figura 4-2 – Tracciamento del profilo geotecnico (linea azzurra) per la parte bassa: si posizionano in corrispondenza della sezione B180.

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Lavori di completamento delle opere di arginatura del fiume Dora Riparia nei comuni di Bussoleno e Chianocco – codice ReNDIS 01IR134/G3 RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

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Lavori di completamento delle opere di arginatura del fiume Dora Riparia nei comuni di Bussoleno e Chianocco – codice ReNDIS 01IR134/G3 RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

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4.5 Verifiche di stabilità geotecnica

Si procede con le verifiche di stabilità geotecnica dei manufatti in progetto relativamente a:

− parapetto in c.a. con palancola metallica (parte alta);

− parapetto in c.a. con taglione in c.a (parte bassa).

Le verifiche dei muri di contenimento dei terrapieni vengono condotte impiegando il software MAX^® 10.0 della Aztec Informatica^®.

Sono state prese in considerazione le seguenti ipotesi di calcolo:

- cuneo di spinta calcolato col metodo di Culmann;

- incremento sismico calcolato col metodo Mononobe-Okabe;

- resistenza passiva del terreno a valle del manufatto ridotta del 50%;

- assenza del terreno sulla fondazione di valle;

- assenza di moto di filtrazione attraverso l’opera per i motivi di seguito esplicitate.

Nel paragrafo §4.6 è specificata la verifica al sifonamento (e quindi il moto di filtrazione) dell’opera. Come scritto nelle conclusioni (paragrafo §4.6.5) il fenomeno della piena che si manifesta è di carattere transitorio (ovvero la presenza del battente idrico della piena di progetto ha una durata limitata alle decine di ore) e non può essere considerato stazionario (ovvero con la presenza continua e prolungata del battente idrico della piena di progetto). Se si considerasse il moto stazionario si adopererebbe un criterio di progettazione e di dimensionamento del muro troppo cautelativo.

La durata complessiva del fenomeno della piena (regime transitorio) è in grado di saturare solo parzialmente i terreni e di generare dei ristagni di acqua nelle aree antistanti l’opera, ma questi ultimi andranno ad alimentare la falda sottostante senza che si sviluppi un moto di filtrazione vero e proprio attraverso il manufatto. L’ondata di piena, come già detto, non avrebbe il tempo di saturare completamente i terreni della fondazione.

Per questi motivi non si considera nelle verifiche di stabilità il moto di filtrazione attraverso il manufatto in progetto.

4.5.1 DATI GEOTECNICI DEL TERRENO

Si riassumono i parametri geotecnici dei terreni già mostrati nei profili geotecnici.

terreno

φ' 30 °

γ' 17.65 kN/m³

f 0.57

c 0 kPa

terrapieno

φ' 28 °

γ' 17.65 kN/m³

f 0.53

c 0 kPa

dove:

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RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA - φ' angolo di attrito interno terreno;

- γ’ peso per unità di volume;

- f angolo di attrito terreno-fondazione pari a tgφ';

- c coesione terreno (trascurabile).

Sulla base dei criteri fondamentali del calcolo agli stati limite, i valori caratteristici dei parametri di resistenza del terreno vanno ridotti mediante i coefficienti di sicurezza parziali γM, ottenendo i valori di calcolo (D.M. 17/01/2018).

4.5.2 AZIONI

4.5.2.1 Classificazione delle azioni [par. 2.5.1 - NTC 17.01.2018 e s.m.i.]

Si definisce azione ogni causa o insieme di cause capace di indurre stati limite in una struttura.

Le azioni agenti sulle strutture possono essere in base alla natura:

- dirette forze concentrate, carichi distribuiti, fissi o mobili

- indirette spostamenti impressi, variazioni termiche, ritiro, cedimenti vincolari - degrado alterazione del materiale

Le azioni agenti sulle strutture possono essere in base alla variabilità nel tempo:

- statiche azioni che non provocano accelerazioni significative alla struttura - pseudo-statiche azioni dinamiche rappresentabili da un’azione statica equivalente - dinamiche azioni che causano accelerazioni alla struttura

Le azioni agenti sulle strutture possono essere in base alla variabilità dell’intensità nel tempo:

- permanenti G azioni che agiscono durante tutta la vita nominale della struttura - variabili Q azioni sulla struttura con valori istantanei

- eccezionali A azioni che si verifica solo a seguito di eventi eccezionali e imprevedibili - sismiche E azioni derivanti dai terremoti

4.5.2.2 Azioni permanenti

4.5.2.2.1 Spinte attive

I valori di spinta attiva permanenti fanno riferimento al terreno del terrapieno, al sovraccarico permanente, all’acqua, alle forze inerziali e idrodinamiche riferite sia al caso statico che al caso sismico.

Si trascura la spinta dell’acqua in quanto non è mai a contatto con il muro ed essendoci il rilevato che lo ricopre, la distanza del pelo libero ed il muro è tale da omettere la sua influenza.

4.5.2.3 Azioni variabili

4.5.2.3.1 Azione sismica [par. 3.2 - NTC 17.01.2018 e s.m.i.]

Le azioni sismiche di progetto, in base alle quali valutare il rispetto dei diversi stati limite considerati, si definiscono a partire dalla pericolosità sismica di base del sito di costruzione.

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La pericolosità sismica è definita in termini di accelerazione orizzontale massima attesa ag in condizioni di campo libero su sito di riferimento rigido con superficie topografica orizzontale (di categoria A), nonché di ordinate dello spettro di risposta elastico in accelerazione ad essa corrispondente S_e(T), con riferimento a prefissate probabilità di eccedenza P_VR nel periodo di vita di riferimento V_R della costruzione. In alternativa è ammesso l’uso di accelerogrammi, purché correttamente commisurati alla pericolosità sismica del sito.

Per la definizione delle forme spettrali, per ciascuna delle probabilità di superamento nel periodo di riferimento P_VR, è necessario definire i seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale:

- ag accelerazione orizzontale massima del sito;

- F0 valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale;

- TC* periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale.

I valori sono tabulati in un reticolo di riferimento con i vertici individuati dalle coordinate geografiche, dai quali andranno estrapolati i valori all’interno della maglia del reticolo per l’opera in progetto in funzione delle proprie coordinate topografiche.

4.5.2.3.2 Stati limite e relative probabilità di superamento

Gli stati limite in caso di sisma sono individuati riferendosi alle prestazioni della costruzione nel suo complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali e gli impianti, sono:

- Stato limite di Operatività (SLO): a seguito del sisma le strutture e le loro parti non devono subire danni;

- Stato limite di Danno (SLD): a seguito del sisma le strutture e le loro parti subiscono danni tali da non mettere a rischio gli utenti e da non compromettere significativamente la capacità di resistenza e rigidezza nei confronti delle azioni verticali e orizzontali;

- Stato limite di salvaguardia della Vita (SLV): a seguito del sisma la costruzione subisce rotture e crolli degli elementi non strutturali e significativi danni alle strutture con una significativa perdita di rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali; la costruzione conserva invece una parte della resistenza e rigidezza per azioni verticali e un margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche orizzontali;

- Stato limite di prevenzione del collasso (SLC): a seguito del sisma la costruzione subisce gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali e danni molto gravi ai componenti strutturali, ma la costruzione conserva ancora un margine di sicurezza per le azioni verticali ed un esiguo margine di sicurezza per le azioni orizzontali.

Le probabilità di superamento nel periodo di riferimento P_VR, cui riferirsi per individuare l’azione sismica agente in ciascuno degli stati limite considerati sono:

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Stati limite PVR: Probabilità di superamento nel periodo di riferimento VR

Stati limite di esercizio SLO 81%

SLD 63%

Stati limite ultimi SLV 10%

SLC 5%

La relazione che lega il tempo di ritorno dell’azione sismica Tr e i parametri V_R e P_VR è:

(

VR

)

R

P

T V

− −

= ln 1

4.5.2.3.3 Categorie di sottosuolo

In assenza di analisi della risposta sismica locale si può fare riferimento ad un approccio semplificato che si basa sull’individuazione di categorie di sottosuolo di riferimento.

Categoria Descrizione

A Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi

B Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti

C Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti

D Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o di terreni a grana fina scarsamente consistenti

E Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m S1

Depositi di terreni che includono uno strato di almeno 8 m di terreni grana fina di bassa consistenza o che includono almeno 3 m di torba o di argille altamente organiche

S2 Depositi di terreni suscettibili a liquefazione, di argille sensitive o qualsiasi altra categoria di sottosuolo non classificabile nei tipi precedenti

4.5.2.3.4 Categorie topografiche

Per configurazioni topografiche semplici si può adottare la seguente classificazione:

Categoria Descrizione

T1 Superficie pianeggiante, pendii e rilievi con inclinazione media i ≤ 15°

T2 Pendii con inclinazione media i > 15°

T3 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media 15°≤i≤30°

T4 Rilievi con larghezza in testa molto minore che alla base e inclinazione media i >

30°

4.5.2.3.5 Coefficienti di intensità sismica

L’opera è ubicata in un ambiente sub-pianeggiante nei comuni di Bussoleno (TO) e di Chianocco (TO) a quota 440 m s.l.m. circa per l’intervento di monte e a 428 m s.l.m. circa per l’intervento di valle, caratterizzato rispettivamente da una Latitudine pari a 45.137576 e

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45.136539 e una Longitudine pari a 7.135454 e 7.160916 (entrambe espresse in gradi decimali).

Ai sensi della DGR Piemonte n. 65-7656 del 21 maggio 2014 sulla prevenzione del rischio sismico nelle attività urbanistico-edilizie i comuni di Bussoleno e Chianocco sono classificati in zona sismica 3.

Pertanto, il sottosuolo è identificabile nella categoria D “Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o di terreni a grana fina scarsamente consistente” e si inserisce nella categoria topografica T1 “Superficie pianeggiante”.

Con riferimento allo stato limite di salvaguardia della vita (SLV), il periodo di ritorno corrispondente per l’azione sismica di progetto T_R è pari a 475 anni.

L’accelerazione massima orizzontale al suolo a_g, interpolata rispetto alla maglia del reticolo dei parametri spettrali, fornisce i valori SLU ag = 0.13g e SLE ag = 0.05g, a cui corrispondono il coefficiente di riduzione β_m di 0.24 allo SLU e 0.18 allo SLE.

Si perviene ai valori dei coefficienti di intensità sismica orizzontale e verticale, così calcolati:

SLU

% 78 . 5 0578 . 13 0 . 00 0 . 1 80 . 1 24 .

0 ⋅ ⋅ ⋅ = =

=

⋅

= g

g g

S a S

k

_h

β

_m _S _T ^g

% 89 . 2 0289 . 2 0

1 = ± = ±

±

=

_h

v

k

SLE

% 70 . 1 0170 . 05 0 . 00 0 . 1 80 . 1 18 .

0 ⋅ ⋅ ⋅ = =

=

⋅

= g

g g

S a S

k

_h

β

_m _S _T ^g

% 85 . 0 0085 . 2 0

1 = ± = ±

±

=

_h

v

k

in cui:

- Ss coefficiente di amplificazione dinamica (pari a 1.80 per sottosuolo tipo D);

- S_T coefficiente di amplificazione topografica (pari a 1.00 per categoria topografica T1).

Le forze inerziali causate dal sisma, applicando il metodo pseudo-statico, si traducono in forze statiche che sollecitano ulteriormente la struttura.

4.5.2.3.6 Carichi variabili

I valori di spinta attiva variabili fanno riferimento al sovraccarico variabile riferite sia al caso statico che al caso sismico.

4.5.3 COMBINAZIONI DELLE AZIONI

Ai fini delle verifiche agli stati limite si definiscono le seguenti combinazioni delle azioni.

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SLU fondamentale

∑ γ

G_,i

^⋅ G

i

⁺ γ

P

^⋅ P ⁺ γ

Q₁

^⋅ ( Q

k₁

⁺ ∑ ψ

₀_,j

^⋅ Q

kj

)

SLE rara

∑ G

i

+ P + Q

k₁

+ ∑ ψ

₀_,j

⋅ Q

kj

SLE frequente

∑ G

i

+ P + ψ

₁_,₁

⋅ Q

k₁

+ ∑ ψ

₂_,j

⋅ Q

kj

SLE quasi permanente

∑ G

i

+ P + ∑ ψ

₂_,j

⋅ Q

kj

Combinazione sismica

E + ∑ G

i

+ P + ∑ ψ

₂_,j

⋅ Q

kj

Combinazione eccezionale

∑ G

i

+ P + A

d

+ ∑ ψ

₂_,j

⋅ Q

kj

I coefficienti di combinazione ψi a seconda del tipo di categoria dell’azione sollecitante sono mostrati nella tabella seguente.

Le verifiche agli stati limite si distinguono in:

- EQU stato limite di equilibrio come corpo rigido - STR stato limite di resistenza della struttura - GEO stato limite di resistenza del terreno

A seconda dello stato limite considerato, il tipo di azione e se favorevole o sfavorevole, si hanno i seguenti valori dei coefficiente parziali γ_i relativi alle azioni (NTC Tabella 6.2.I).

(28)

Il valore della resistenza R_d è determinato in modo analitico, con riferimento al valore caratteristico dei parametri geotecnici del terreno, diviso per il valore del coefficiente parziale γ_M specificato nella Tabella 6.2.II delle NTC e tenendo conto, ove necessario, dei coefficienti parziali γ_R relativi a ciascun tipo di opera.

Per le opere di sostegno si adottano i seguenti coefficienti parziale γR (Tabella 6.5.I delle NTC).

4.5.3.1 Paratie

Per le paratie si devono considerare almeno i seguenti stati limite ultimi:

− SLU di tipo geotecnico (GEO):

- collasso per rotazione attorno a un punto dell’opera;

(29)

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA - collasso per carico limite verticale;

- sfilamento di uno o più ancoraggi;

- instabilità del fondo dello scavo in terreni a grana fine in condizioni non drenate;

- instabilità del fondo scavo per sollevamento;

- sifonamento fondo scavo;

- instabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno.

La verifica di stabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno deve essere effettuata secondo la Combinazione 2 (A2+M2+R2) dell’Approccio 1, tenendo conto dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.2.I, 6.2.II e 6.8.I.

Le rimanenti verifiche devono essere effettuate secondo l’Approccio 1 considerando le due combinazioni di coefficienti:

− Combinazione 1 (A1+M1+R1)

− Combinazione 2 (A2+M2+R1)

tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.2.I e 6.2.II, con i coefficienti γ_R del gruppo R1 pari all’unità.

4.5.3.2 Muri di sostegno

Per i muri di sostegno sono state effettuate le verifiche con riferimento ai seguenti stati limite:

− SLU di tipo geotecnico (GEO):

- scorrimento sul piano di posa;

- collasso per carico limite del complesso fondazione-terreno;

- ribaltamento;

- stabilità globale del complesso muro-terreno.

Il calcolo degli spostamenti viene condotto solo agli SLE.

La verifica di stabilità globale del complesso opera di sostegno-terreno deve essere effettuata secondo l’Approccio 1, con la Combinazione 2 (A2+M2+R2), tenendo conto dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.2I e 6.2.II per le azioni e i parametri geotecnici.

Le rimanenti verifiche devono essere effettuate secondo l’Approccio 2, con la combinazione (A1+M1+R3), tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.2.I, 6.2.II e 6.5.I.

Nella verifica a ribaltamento i coefficienti R3 della tabella 6.5.I si applicano agli effetti delle azioni stabilizzanti.

4.5.4 INTERVENTO DI MONTE

Si procede alla verifica della paratia in progetto (sezione di progetto A090), operando però a ritroso: a partire dalla condizione di verifica di collasso per rotazione attorno a un punto dell’opera si determina la lunghezza di infissione della paratia.

(30)

Il calcolo viene effettuato prima nella condizione statica e successivamente nella condizione sismica.

La procedura di calcolo segua l’Approccio 1 in Combinazione 2 (A2+M2+R2).

I parametri geotecnici di progetto risultano:

=

⋅

= γ γ

_γ

γ

d 17.65 kN/m³

 =





 

= 

d d

arctg

γ

ϕ ^' ^tan ϕ ^'

^24.8°

4.5.4.1 Condizione statica

In condizione statica i coefficienti di spinta attiva e passiva vengono determinati mediante le formulazione di Muller-Breslau (1924):

K_a = 0.364 Kp = 4.016

Lo schema statico di calcolo è mostrato nella Figura 4-7.

Le azioni agenti sulla struttura risultano essere:

− spinta dell’acqua (azione variabile) agente sulla porzione emergente dal terreno (γ_wD) cautelativamente assunta su tutta l’altezza;

− la spinta dovuta al sovraccarico variabile dell’acqua (Sw);

− la spinta attiva del terreno a monte dell’opera (Sa);

− la spinta passiva (resistente) del terreno a valle dell’opera (S_p).

Imponendo la condizione di equilibrio nei confronti della rotazione rispetto al punto O si ottiene la lunghezza minima di infissione della paratia (H).

(31)

Figura 4-3 – Schema statico di calcolo della paratia in condizione statica.

Dal calcolo si è ottenuto una lunghezza minima H di 1.40 m.

La lunghezza di infissione di progetto nella condizione statica si ricava aumentando cautelativamente del 20% il valore calcolato:

H_d = H * 1.20 = 1.70 m

4.5.4.2 Condizione sismica

In condizione sismica i coefficienti di spinta attiva e passiva vengono determinati mediante le formulazione di Mononobe-Okabe (1929):

 =





 



=

⁻

±

v h

k k tan

¹

1 ψ

^3.41°

K_a = 0.364 K_p = 4.016

(32)

Lo schema statico di calcolo è mostrato nella Figura 4-4 considerando la direzione del sisma verso l’alto. Per semplicità si trascura il sisma verso il basso in quanto le variazioni risultano essere minime.

Le azioni agenti sulla struttura risultano essere:

− spinta dell’acqua (azione variabile) agente sulla porzione emergente dal terreno (γ_wD) cautelativamente assunta su tutta l’altezza;

− la spinta dovuta al sovraccarico variabile dell’acqua (S_w);

− la spinta attiva dinamica del terreno a monte dell’opera (S_a);

− la spinta passiva (resistente) dinamica del terreno a valle dell’opera (Sp);

− l’inerzia dovuta al peso della struttura (I).

In condizioni sismiche la spinta attiva e passiva dinamica vengono considerate agenti ad un’altezza di 0.5H per tenere conto della sovraspinta del sisma.

Analogamente al caso statico, imponendo la condizione di equilibrio nei confronti della rotazione rispetto al punto O si ottiene la lunghezza minima di infissione della paratia (H).

I coefficienti parziali di sicurezza nel caso sismico sono posti pari all’unità.

Figura 4-4 – Schema statico di calcolo della paratia in condizione sismica.

(33)

Dal calcolo si è ottenuto una lunghezza minima H di 1.25 m.

La lunghezza di infissione di progetto nella condizione statica si ricava aumentando cautelativamente del 20% il valore calcolato:

H_d = H * 1.20 = 1.50 m

Pertanto si assume la lunghezza di infissione di 2 m.

4.5.5 INTERVENTO DI VALLE

La verifica viene condotta nei confronti della sezione di progetto (B180), mostrata nella figura successiva.

Si assume che il carico variabile dell’acqua agisca fino alla sommità del paramento.

Le dimensioni del manufatto sono: paramento:

- Paramento: larghezza 0.30 m, altezza 3.00 m - Fondazione: larghezza 1.80 m, altezza 0.50 m - Taglione: larghezza 0.30 m, altezza 1.00 m

4.5.5.1.1 Carichi sul terrapieno

Sono stati considerati i seguenti carichi sul terrapieno:

- permanenti: g_k = 0.00 kN/m

(34)

- variabili: qk = 9.81*H kN/m³ corrispondente alla spinta dell’agente a monte dell’opera, come meglio mostrato nella figura successiva.

4.5.5.1.2 Verifiche di stabilità

Sono state condotte le verifiche di stabilità individuate nel Paragrafo §4.5.3.

4.5.5.1.3 Combinazioni di verifica

Le combinazioni utilizzate per le verifiche sono le seguenti.

F/S Effetto dell'azione (FAV: Favorevole, SFAV: Sfavorevole) γ Coefficiente di partecipazione della condizione

Ψ Coefficiente di combinazione della condizione Combinazione n° 1 - Caso A1-M1 (STR)

S/F γ Ψ γ * Ψ

Peso proprio muro FAV 1.00 1.00 1.00

Peso proprio terrapieno FAV 1.00 1.00 1.00

Spinta terreno SFAV 1.30 1.00 1.30

Combinazione n° 2 - Caso A2-M2 (GEO)

S/F γ Ψ γ * Ψ

Peso proprio muro SFAV 1.00 1.00 1.00

Peso proprio terrapieno SFAV 1.00 1.00 1.00

(35)

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA Combinazione n° 3 - Caso EQU (SLU)

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 4 - Caso A2-M2 (GEO-STAB)

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 5 - Caso A1-M1 (STR)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.50 1.00 1.50

Combinazione n° 6 - Caso A2-M2 (GEO)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.30 1.00 1.30

Combinazione n° 7 - Caso EQU (SLU)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.50 1.00 1.50

Combinazione n° 8 - Caso A2-M2 (GEO-STAB)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.30 1.00 1.30

Combinazione n° 9 - Caso A1-M1 (STR) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 10 - Caso A1-M1 (STR) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 11 - Caso A2-M2 (GEO) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 12 - Caso A2-M2 (GEO) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

(36)

Combinazione n° 13 - Caso EQU (SLU) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 14 - Caso EQU (SLU) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 15 - Caso A2-M2 (GEO-STAB) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 16 - Caso A2-M2 (GEO-STAB) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

Combinazione n° 17 - Caso A1-M1 (STR) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 18 - Caso A1-M1 (STR) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 19 - Caso A2-M2 (GEO) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 20 - Caso A2-M2 (GEO) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 21 - Caso EQU (SLU) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 22 - Caso EQU (SLU) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

(37)

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 23 - Caso A2-M2 (GEO-STAB) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 24 - Caso A2-M2 (GEO-STAB) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 25 - Quasi Permanente (SLE)

S/F γ Ψ γ * Ψ

Peso proprio muro -- 1.00 1.00 1.00

Peso proprio terrapieno -- 1.00 1.00 1.00

Spinta terreno -- 1.00 1.00 1.00

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 26 - Frequente (SLE)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 27 - Rara (SLE)

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 28 - Quasi Permanente (SLE) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 29 - Quasi Permanente (SLE) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 30 - Frequente (SLE) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 31 - Frequente (SLE) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

(38)

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 32 - Rara (SLE) - Sisma Vert. positivo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

Combinazione n° 33 - Rara (SLE) - Sisma Vert. negativo

S/F γ Ψ γ * Ψ

piena SFAV 1.00 1.00 1.00

4.5.5.1.4 Calcolo degli spostamenti Simbologia adottata

C Identificativo della combinazione Tipo Tipo combinazione

agCritico Accelerazione critica espressa in [m/s²] D Spostamento espresso in [cm]

Spostamento limite imposto Dlimite = 1,00 [cm]

C Tipo agCritico D

25 SLEQ 9.8100 0.0000

26 SLEF 9.8100 0.0000

27 SLER 9.8100 0.0000

28 SLEQ 9.8100 0.0000

29 SLEQ 9.8100 0.0000

30 SLEF 9.8100 0.0000

31 SLEF 9.8100 0.0000

32 SLER 9.8100 0.0000

33 SLER 9.8100 0.0000

Il software calcola l’accelerazione critica a_g,critico che produce lo spostamento massimo per ogni combinazione e fornisce lo spostamento relativo. Lo spostamento calcolato D è minore di quello massimo tollerabile per la struttura in considerazione per ogni condizione.

4.5.5.1.5 Quadro riassuntivo coefficienti di sicurezza

Le modalità ed i metodi con cui sono state condotte le verifiche sono riportate nell’APPENDICE - A– Descrizione dei metodi di calcolo.

Nel seguito si riporta il quadro riassuntivo dei coefficienti di sicurezza.

Simbologia adottata

C Identificativo della combinazione Tipo Tipo combinazione

Sisma Combinazione sismica

CSSCO Coeff. di sicurezza allo scorrimento ≥ 1.0 CSRIB Coeff. di sicurezza al ribaltamento ≥ 1.0 CSQLIM Coeff. di sicurezza a carico limite ≥ 1.0

(39)

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA CSSTAB Coeff. di sicurezza a stabilità globale ≥ 1.1

C Tipo Sisma cssco csrib csqlim csstab

1 A1-M1 - [1] -- 5.05 -- 17.73 --

2 A2-M2 - [1] -- 4.19 -- 9.59 --

3 EQU - [1] -- -- 99.90 -- --

4 STAB - [1] -- -- -- -- 13.61

5 A1-M1 - [2] -- 1.25 -- 1.96 --

6 A2-M2 - [2] -- 1.01 -- 1.35 --

7 EQU - [2] -- -- 1.51 -- --

8 STAB - [2] -- -- -- -- 2.68

9 A1-M1 - [3] Orizzontale + Verticale positivo 4.38 -- 17.60 -- 10 A1-M1 - [3] Orizzontale + Verticale negativo 4.41 -- 18.50 -- 11 A2-M2 - [3] Orizzontale + Verticale positivo 2.97 -- 8.31 -- 12 A2-M2 - [3] Orizzontale + Verticale negativo 3.00 -- 8.75 -- 13 EQU - [3] Orizzontale + Verticale positivo -- 99.90 -- -- 14 EQU - [3] Orizzontale + Verticale negativo -- 169.31 -- -- 15 STAB - [3] Orizzontale + Verticale positivo -- -- -- 6.13 16 STAB - [3] Orizzontale + Verticale negativo -- -- -- 5.94 17 A1-M1 - [4] Orizzontale + Verticale positivo 1.42 -- 2.98 -- 18 A1-M1 - [4] Orizzontale + Verticale negativo 1.40 -- 2.85 -- 19 A2-M2 - [4] Orizzontale + Verticale positivo 1.03 -- 1.67 -- 20 A2-M2 - [4] Orizzontale + Verticale negativo 1.02 -- 1.63 -- 21 EQU - [4] Orizzontale + Verticale negativo -- 1.77 -- -- 22 EQU - [4] Orizzontale + Verticale positivo -- 1.92 -- -- 23 STAB - [4] Orizzontale + Verticale positivo -- -- -- 2.47 24 STAB - [4] Orizzontale + Verticale negativo -- -- -- 2.44

25 SLEQ - [1] -- 1.62 -- 3.50 --

26 SLEF - [1] -- 1.62 -- 3.50 --

27 SLER - [1] -- 1.62 -- 3.50 --

28 SLEQ - [1] Orizzontale + Verticale positivo 1.56 -- 3.33 -- 29 SLEQ - [1] Orizzontale + Verticale negativo 1.55 -- 3.29 -- 30 SLEF - [1] Orizzontale + Verticale positivo 1.56 -- 3.33 -- 31 SLEF - [1] Orizzontale + Verticale negativo 1.55 -- 3.29 -- 32 SLER - [1] Orizzontale + Verticale positivo 1.56 -- 3.33 -- 33 SLER - [1] Orizzontale + Verticale negativo 1.55 -- 3.29 --

In grassetto si evidenziano i fattori di sicurezza minimi calcolati di ogni verifica geotecnica. Si evince che tutte le verifiche risultano essere positive e con coefficiente di sicurezza maggiore rispetto a quello imposto dalla normativa.

4.6 Verifica al sifonamento

Si conduce lo studio del moto di filtrazione attraverso la struttura in progetto per verificare l’insorgere del fenomeno del sifonamento.

Il fenomeno del sifonamento ha origine in presenza di una differenza di carico idraulico fra monte e valle di un’opera arginale, generando un moto di filtrazione attraverso il terreno sottostante. Quando la differenza del carico non è completamente dissipata dalle forze di attrito fra liquido e matrice solida del terreno, possono svilupparsi gradienti idraulici a valle, lungo il paramento o al piede dell’opera. Qualora la forza di trascinamento dovuta al gradiente idraulico del moto di filtrazione supera il peso immerso del materiale sciolto costituente il terreno, questo può essere asportato dalla corrente.

(40)

4.6.1 CONSIDERAZIONI PRELIMINARI

In merito al fenomeno di sifonamento e dell’utilità o meno di un taglione atto a contrastarne gli effetti, nel seguito si riporta una breve sintesi desunta dalla letteratura storica con alcune conclusioni operative.

Il problema del sifonamento conseguente alla filtrazione nel terreno sottostante si pose nella seconda metà del secolo XIX nel corso degli imponenti lavori avviati dagli Inglesi prima in India e poi in Egitto. BLIGH (1910), a cui si deve l’avvio della cosiddetta regola di Bligh-Lane, riteneva che nessun genere di taglione possa fermare la filtrazione a meno che raggiunga lo strato impermeabile come, per esempio, avviene nelle traverse di derivazione in ambito alpino.

La situazione è inimmaginabile nelle grandi pianure o nei fondivalle dove lo strato permeabile può raggiungere potenze rilevanti. Nel caso di una traversa fluviale, se si inserisce un taglione, per esempio in C nella Figura 4-5, la linea lungo la quale si sviluppa il moto di filtrazione (il cosiddetto creep) sarà obbligata a seguire lo sviluppo dell’ostruzione prima lungo un lato per poi risalire lungo l’altro aggiungendo quindi un tratto di percorso pari a due volte la lunghezza del taglione. BLIGH (1910; pag. 168) attribuisce l’affermazione a prove sperimentali.

Figura 4-5 – Schema di traversa in cui Bligh introduce la linea dei carichi (seconda edizione del 1910; pag. 165).

Il criterio di Bligh guadagnò reputazione per il fatto di ammettere due condizioni:

1) il diagramma inclinato della sottospinta;

2) l’esistenza di un limite accettabile per la velocità di filtrazione.

Nel 1905, Robert B. Buckley nella sua monumentale descrizione delle opere per l’irrigazione in india così si esprimeva anche citando due noti incidenti: “E’ meno difficile costruire uno stramazzo che sia sicuro contro il sollevamento (come capitò a Narora) da parte della sottospinta, che progettarne uno che, senza essere anormalmente costoso, sia sicuro contro gli effetti insidiosi della filtrazione che lentamente mina il manufatto per sifonamento, come fu il caso dello stramazzo sul Chenab” (BUCKLEY, 1905; pag. 170).

01IR134/G3 RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

1 PREMESSA

2 RIFERIMENTI NORMATIVI

3 PARTE GEOLOGICA

3.1 Inquadramento geomorfologico dell’area d’intervento

3.2 Inquadramento geologico dell’area d’intervento

3.3 Inquadramento idrogeologico dell’area d’intervento

3.4 Pericolosità e rischio geomorfologico dell’area d’intervento

4 PARTE GEOTECNICA

4.1 Indagini geologiche di riferimento

4.2 Modellazione geotecnica

4.3 Modellazione sismica

4.4 Profilo geotecnico

4.5 Verifiche di stabilità geotecnica

(

)

P

T V

− −

= ln 1

% 78 . 5 0578 . 13 0 . 00 0 . 1 80 . 1 24 .

0 ⋅ ⋅ ⋅ = =

=

⋅

⋅

⋅

= g

g g

S a S

k

β

% 89 . 2 0289 . 2 0

1 = ± = ±

±

=

k

k

% 70 . 1 0170 . 05 0 . 00 0 . 1 80 . 1 18 .

0 ⋅ ⋅ ⋅ = =

=

⋅

⋅

⋅

= g

g g

S a S

k

β

% 85 . 0 0085 . 2 0

1 = ± = ±

±

=

k

k

∑ γ

⋅ G

+ γ

⋅ P + γ

⋅ ( Q

+ ∑ ψ

⋅ Q

)

∑ G

+ P + Q

+ ∑ ψ

⋅ Q

∑ G

+ P + ψ

⋅ Q

+ ∑ ψ

⋅ Q

∑ G

+ P + ∑ ψ

⋅ Q

E + ∑ G

+ P + ∑ ψ

⋅ Q

∑ G

+ P + A

+ ∑ ψ

^⋅ G

⁺ γ

^⋅ P ⁺ γ

^⋅ ( Q

⁺ ∑ ψ

^⋅ Q

ϕ ^' ^tan ϕ ^'