via roma, 119 18038 sanremo (im) · 2015. 3. 31. · sigla "h1" ("sèriè à...

GEOLOGIA

STU

DIO

DI

Dott. Geol. Marco ABBO Committente: Tel/fax 0184/591320 SATRA Immobiliare S.r.l. Via Roma, 119 18038 Sanremo (Im)

Riqualificazione urbanistica e ambientale dei fabbricati prospettanti Via Trento

ai sensi art. 6 L.R. 49/2009 Comune di Bordighera (IM)

1

INDICE

1 PREMESSA .................................................................................................................2 1.1 OPERE PREVISTE .............................................................................................................5 1.2 INDAGINI GEOGNOSTICHE E RILIEVI SVOLTI ..........................................................6

2 INQUADRAMENTO GEOLOGICO ............................................................................10 2.1 GEOLOGIA E STRATIGRAFIA ................................................................................................10 2.2 IDROGEOLOGIA ...................................................................................................................12 2.3 GEOMORFOLOGIA ...............................................................................................................13 2.4 LA SEZIONE GEOLOGICA......................................................................................................15

3 ASPETTI GEOTECNICI-GEOMECCANICI (VALORI MEDI) .....................................17 3.1 LA CARATTERIZZAZIONE GEOMECCANICA ..........................................................................17 3.2 I MATERIALI ALLUVIONALI A PARZIALE RIMANEGGIAMENTO ANTROPICO SUPERFICIALE ....20

4 AZIONE SISMICA ......................................................................................................23 4.1 CLASSIFICAZIONE DEL SUOLO DI FONDAZIONE....................................................................23 4.2 STIMA DELLA PERICOLOSITÀ SISMICA .................................................................................25

4.2.1 Coefficienti sismici - stabilità del pendio e fondazioni ..............................................26 4.2.2 Coefficienti sismici - Opere di sostegno ....................................................................27

4.3 VERIFICA DELLA STABILITÀ DEI FRONTI DI SCAVO ..............................................................28 4.4 VERIFICA DELLA CAPACITÀ PORTANTE ...............................................................................30

5 CONCLUSIONI ..........................................................................................................32

6 CAPACITÀ PORTANTE ............................................................................................34

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




2

1 Premessa In riferimento al progetto in oggetto ubicato nella cartografia allegata in Comune di Bordighera, si presenta a codesto Ufficio la relazione geologica, per conto del Committente SATRA Immobiliare s.r.l., in cui si analizzano le caratteristiche del terreno di un'area significativa circostante il sito di progetto, verificando la conformità dell'intervento in oggetto con: - quanto previsto dal D.M. 14/01/08 (Norme tecniche per le costruzioni); - quanto previsto dagli EC 7/8; - quanto previsto dall'attuale normativa sismica (EC7/8; O.P.C.M 20.03.2003; O.P.C.M.

3519/2006; NTC.2008); per cui Bordighera risulta Comune sismico di categoria 3S, la sismicità del sito secondo la NTC 2008 verrà calcolata in seguito in quanto “sito dipendente” e quindi variabile da punto a punto;

- quanto previsto dal vigente PRG (area a grado di tutela VI: “aree alluvionali marine e fluviali e coltri di medio spessore in favorevoli condizioni giaciturali”);

- quanto previsto nelle Norme di Attuazione del Piano di Bacino Ambito n° 3 S. Francesco, (zona FU/MA), per cui è prevista una superficie di impermeabilizzazione massima pari al 75% della superficie del lotto oggetto dell’intervento. Nel caso in oggetto la superficie attuale risulta di fatto impermeabilizzata su tutto il lotto.

- quanto previsto dal D.Lgs 4/2008 Stralcio della Carta dei Regimi Normativi

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




3

Carta del rischio geomorfologico: “P0”

Carta delle fasce fluviali

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




4

Distanza dal corso d’acqua: 488 metri

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




5

1.1 OPERE PREVISTE Il progetto prevede la realizzazione di un parcheggio interrato al di sotto di alcuni fabbricati esistenti. Tale riorganizzazione volumetrica impone la ristrutturazione degli edifici in zona, mantenendo le opere al di fuori dell’area di rispetto FF.SS. Tale opera ricade, secondo i dettami dell’EC 8 e del NTC 2008, nelle opere con normali affollamenti ad uso residenziale e quindi nella Classe s’uso 2. Per tale classe il coefficiente d’uso CU è paria 1.0. Dato che l’opera risulta essere di tipo ordinario, si prevede una vita nominale VN > 50 anni, come mostrato nella seguente tabella. Avendo quindi i valori di VN e CU si può determinare il periodo di riferimento per l’azione sismica VR per questo progetto.

VR= VN x CU In questo caso quindi VR = 50 anni, come evidenziato anche dalla tabella sottostante. Per tale realizzazione sono previsti scavi massimi di circa 3.0 m e non sono previsti riporti. Ne consegue la necessità di portare il materiale eccedente in siti consoni.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




6

1.2 INDAGINI GEOGNOSTICHE E RILIEVI SVOLTI In sito sono noti alcuni carotaggi meccanici svolti dalle FF.SS e dal sottoscritto per altre Committenze (Bar Pirata, S. Giuseppe), di cui una praticamente limitrofa al sito d’interesse. Stante la relativa omogeneità del paraggio geologico (piane alluvionali) le indagini svolte sia a Levante che a Ponente forniscono risultati estremamente attendibili ed estendibili al sito d’interesse.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




7

In particolare per il sito di S. Giuseppe (poco a Ponente) è stato eseguito un sondaggio meccanico con recupero di carote e n° 3 prove S.P.T., attrezzato con tubo inclinometrico) che confermano i seguenti parametri del terreno: peso di volume γ = 2.0 t/m3 coesione c' = 0 t/m2 angolo di attrito φ' = 35° tensione max ammissibile (platea) σ‘= 5.9 t/m2 tensione max ammissibile (travi rovesce) σ‘= 2.2 t/m2 Subgrade reaction modulus k = 2-3 kg/cmc Si integra quanto sopra indicando il livello di falda, pari a circa 5.98 cm dal p.c. del rilevato ferroviario, quota banchina lato di monte. Le prove penetrometriche, eseguite alle quote 1.50-1.95; 3.00-3.45; 4.50-4.95, forniscono i seguenti risultati: SPT1 = 7/9/12 SPT2 = 6/9/13 SPT3 = 10/14/18 SOND. PRO

F. N spt N1(60

) Dr (S) PHI(S) PHI(R) PHI(J) Dr (B) PHI(B) PHI

[n] [m] [n°] [n°] [%] [°] [°] [°] [%] [°] [°] 1 1,5 21 35,40 59 36,3 32,7 33,3 70 37,7 35,01 3,0 22 26,23 61 36,5 33,2 33,6 57 36,0 34,81 4,5 32 31,15 73 38,2 36,9 36,6 60 36,3 37,0

SOND. PROF.

N spt SIGMA'

N1 E50(Ap)

E50(Bo)

E50(P) Vs G

[n] [m] [n°] [t/mq] [n°] kg/cmq kg/cmq kg/cmq m/s kg/cmq 1 1,5 21 2,85 38,75 306 344 588 188 671 1 3,0 22 5,7 26,38 319 356 616 217 891 1 4,5 32 8,55 28,43 450 476 896 250 1186

Quanto sopra risulta coerente con le risultanze delle indagini svolte dallo scrivente poco a Ponente del sito d’interesse con altra Committenza (Ex Bar “il Pirata”) e trasmesse a Codesto Ente, e quanto già noto dai sondaggi FFSS posti a Levante del sito oggetto dell’intervento.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




8

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




9

Documentazione fotografica sondaggi

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




10

2 INQUADRAMENTO GEOLOGICO

2.1 Geologia e stratigrafia L’area in studio appartiene alla Falda dei Flysch ad Elmintoidi delle Alpi Liguri Occidentali e in sottordine all'unità tettonica del Flysch di Sanremo-Monte Saccarello. La falda dei Flysch ad Elmintoidi nel suo bordo occidentale è accavallata sopra la zona delfinese - provenzale, con l'interposizione degli "schistes à blocs", mentre a Est è sovrapposta alle unità "prepiemontesi" e al Brianzonese ligure (Vanossi et Alii, 1984), con rapporti reciproci assai complessi. All'interno dell'unità tettonica del Flysch di Sanremo-Monte Saccarello si distinguono dal basso: - un "complesso di base" pelitico (Formazione di S. Bartolomeo, indicata con la sigla "ps" nella Carta Geologica Italiana del Franchi, mentre gli Autori francesi parlano di "sèriè du complexe de base"; -un corpo arenaceo (Arenarie di Bordighera, identificate dalla sigla "Ha" del Franchi, corrispondono alla "sériè à dominante grèseuse" degli autori francesi, che costituisce una grossa lente arenaceo-conglomeratica; che affiora decisamente ad W dell’area di interesse; -il Flysch di Sanremo, costituito prevalentemente da torbiditi marnoso-arenacee, generalmente in strati spessi. Il Franchi, seguendo gli autori francesi, distingue una litozona "H2" (corrispondente alla "sériè à dominante merneuse" e al "complesso a, flysch arenaceo-marnoso-argilloso" di Boni & Vanossi), sormontante i tipi litologici indicati con la sigla "H1" ("sèriè à dominante calcaire"). L’area di interesse risulta appoggiata alla Flysch di Sanremo, nella sua litofacies a componente marnoso-calcarea (H1).

Il substrato risulta situato ad una profondità media variabile fra i 10-12 m, con spessore crescente in direzione S, avvicinandosi al mare, con alcune variazioni imposte dall’andamento morfologico superficiale connesso con l’urbanizzazione dell’area.

La ricostruzione dell’andamento del substrato roccioso nel sottosuolo è stata effettuata mediante quanto già noto nell’area, sia a livello generale mediante i numerosi carotaggi eseguiti per conto della FF.SS.

Da un punto di vista geomorfologico l’area insiste su un fondovalle alluvionale, racchiuso verso E da un versante con substrato roccioso in Arenarie di Bordighera e da locali accumuli in frangia pedemontana di coltri colluviali (vedi carta geologica allegata).

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




11

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




12

2.2 Idrogeologia Con riguardo all'idrogeologia, la zona è caratterizzata da una sostanziale

impermeabilità del substrato roccioso: esso può infatti presentare al più una bassa permeabilità secondaria per circolazione di acqua lungo le fratture dell'ammasso, con carattere però molto discontinuo e variabile arealmente, con valore crescente in funzione del grado di fratturazione, fagliazione ed alterazione dell'ammasso roccioso, oltre che al grado di microcarsismo che si sviluppa negli orizzonti maggiormente calcarei del Flysch.

I materiali di coltre superficiale e alluvionali presentano permeabilità primaria da

discreta a scarsa (k = 10-4-10

-6 m/sec), .

La falda interessa lo spessore di materiale detritico alluvionale, conformandosi come un piano inclinato verso mare, che fornisce il livello di base imposto al sistema idrogeologico sotterraneo.

La profondità media risulta essere di circa -5.00/-6.00 m dal piano campagna attuale in funzione dell’oscillazione stagionale del livello di falda.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




13

2.3 Geomorfologia L’area di progetto si trova lungo la piana alluvionale in sinistra orografica del Torrente Borghetto, posta ad una quota di circa 4 m sul l.m.m.. La porzione di piana alluvionale interessata dall’intervento ha una pendenza media inferiore a 1°. Le opere presenti nell’areale sono in un discreto grado di conservazione. Nella determinazione della valutazione dell’azione sismica tale versante ricade nella Categoria Topografica T1, superfici pianeggianti

Ne deriva un coefficiente di amplificazione topografica St di 1.0

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




14

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




15

2.4 La sezione geologica Le prove ed i rilievi eseguiti in sito permettono la ricostruzione della sezione geologica allegata a pagina seguente, al di sotto del sedime d’intervento. Ovviamente i primi metri del substrato roccioso sono caratterizzati da scadenti proprietà geomeccaniche, proprie dello strato superficiale più alterato ed allentato del substrato stesso (cappellaccio di alterazione).

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




16

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




17

3 Aspetti geotecnici-geomeccanici (valori medi)

3.1 La caratterizzazione geomeccanica La formazione flyschioide interessata dal progetto rappresenta un ammasso roccioso litologicamente eterogeneo; ad ogni distinto livello (arenaria, calcilutite, marna ed argillite) è quindi associabile uno specifico comportamento geomeccanico. Parametri Arenaria: Marna e marna

argillosa Calcilutiti Argilliti

peso di volume (t/m3) 2.58 - 2.68 2.48 - 2.72 2.61-2.72 2.2-2.5 coesione (t/m3) 51.7 - 61.5 32 - 48 2 angolo di resistenza al taglio 33° - 34° 17° - 20° 25° coesione residua (t/m3) 11 - 17 1 angolo di resistenza al taglio residuo 12° - 14° 16° resist. a compress. uniass. (MPa) 107 1.6-100 0.28-5.74 resist. a compress. uniass. (sclerometrie MPa) 77 35 128 resist. a compress. uniass. (point load test; MPa) 18 65 vel. onde longit. (campione integro; Km/sec) 5.5 3.7 5.6 modulo elastico (Gpa) 23 13.5 Contenuto in CaCO3(%) 15-50 % 88-90 0-6

Procedendo secondo quanto indicato da Marinos e Hoek (Bull. Eng. Geol. Env n° 60 pp 85-92 del 2001), individuando (con riferimento alla tabella 4-5) un indice rappresentativo del G.S.I. pari a 24-26. Parametrizzazione dell’ammasso mediante il metodo di Hoek Si possono determinare i parametri geomeccanici di resistenza (m,s) previsti dal criterio di rottura non lineare di Hoek-Brown per ammassi rocciosi fratturati. tensioni principali (σ1,σ3) σ1= σ3 + σci (mb

ci

3

σσ

+ s)a con a = costante che dipende dalle caratteristiche dell’ammasso roccioso,

per GSI < 25 a = 0.65 -

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

200GSI

per GSI > 25 a=0.50 - valori di resistenza di picco

per GSIr < 25 ar = 0.65 -

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

200GSIr

per GSIr > 25 a=0.50 - valori di resistenza residua, dove:

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




18

GSIr = 0.36 GSI s = costante che dipende dalle caratteristiche dell’ammasso roccioso

s =

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−

DGSI

e 39100

- valori di resistenza di picco

sr =

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−D

GSIr

e 39100

- valori di resistenza residua σci = valore di rotture monoassiale del materiale roccia mb = valore della costante mi (dipende dal tipo di roccia) per gli ammassi rocciosi.

mb = mi

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−

DGSI

e 1428100

- valori di resistenza di picco

mbr = mi

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−

DGSIr

e 1428100

- valori di resistenza residua, dove mi rappresenta il valore del parametro di resistenza (m) riferito a roccia integra ed è posta uguale a 7 per litotipi marnoso-argillosi. D rappresenta il “fattore di disturbo” legato al metodo di scavo. In questa sede viene posto D=0.9. Dai parametri del criterio di rottura non lineare di Hoek e Brown vengono poi ricavati i parametri lineari di Mohr-Coulomb:

σ1 = σ3λ+ 2c λ con: λ = tan2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ϕ

+π

24 Il substrato sarà quindi caratterizzato dai seguenti parametri:

Il substrato sarà quindi caratterizzato dai seguenti parametri: Hoek Brown Classification: Sigci (Mpa) 22 GSI 25 mi 7 D 0.9

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




19

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




20

3.2 I materiali alluvionali a parziale rimaneggiamento antropico superficiale Sulla base delle osservazioni geologiche-geomorfologiche condotte in sito, grazie all’esperienza acquisita in precedenti esperienze condotte in zona, alla luce di quanto già noto , si afferma che: Per i terreni di coltre detritica colluviale e in parte caratterizzata dal disturbo antropico è possibile elencare le seguenti principali caratteristiche geomeccaniche: Contenuto in CaCO3: 200-300 (g/kg) limite liquido 45-51% limite plastico 22-26% indice di plasticità 20-28% coesione (prove di taglio) c' = 0-85 kPa angolo di attrito (prove di taglio) φ' = 16° - 23° resist. compress. monoass. σc = 300-420 kPa velocità onde longitudinali vp = 0.3-0.9 km/sec velocità onde trasversali vs = 0.2-0.4 km/sec modulo elastico (dinamico) E = 1000-5000 MPa modulo di Poisson ν = 0.29-0.38 peso di volume γ = 1.9-2.1 t/m3 I parametri di coesione e angolo di attrito relativi alle coltri detritiche, ricavati da prove al taglio su campioni ricostruiti in laboratorio e più o meno disturbati dall’atto del campionamento risultano fortemente conservativi rispetto alla stabilità dei pendii osservabili in zona e anche rispetto al comportamento reale allo scavo. Anche i valori di resistenza a compressione monoassiale risultano influenzati dalle stesse condizioni di disturbo dei campioni e mediamente inferiori ai valori ottenuti con pocket penetrometer direttamente in sito (pur considerando con la dovuta prudenza i valori ottenuti con penetrometro tascabile). Nonostante ciò il valore teorico di resistenza a compressione monoassiale, direttamente ricavabile dai valori massimi di coesione e angolo di attrito prima esposti risulta pari a soli 256 kPA, contro i 320-420 kPa realmente misurati su campioni per giunta disturbati. Si potrebbe quindi consigliare l’adozione dei parametri massimi negli intervalli sopra proposti, ma, in considerazione di quanto esposto relativamente alle condizioni idrogeologiche, considerata la relativa diffusione di eventi franosi superficiali causati da lubrificazione della superficie di scorrimento da parte di acque di infiltrazione all’interfaccia coltre-substrato roccioso verificatesi durante gli ultimi eventi alluvionali (Settembre 1998, 1999; Ottobre 1999), si consiglia l’adozione dei seguenti parametri: peso di volume γ = 1.9-2.0 t/m3 coesione c' = 0 t/m2 angolo di attrito φ' = 34°-36°

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




21

Come risulta evidente dal grafico seguente, trascurare l’apporto della coesione “apparente” generata dal potenziale matriciale, a favore di un calcolato incremento dell’angolo d’attrito, porta a considerare condizioni di massima resistenza al taglio costantemente inferiori a quelle derivanti dai parametri ricavati dalle prove di laboratorio, perlomeno nel campo di pressioni realmente agente in sito.

Ciò consente un ulteriore margine di sicurezza nella progettazione dell’opera, senza peraltro “appesantire” inutilmente l’opera con parametri troppo conservativi, permettendo infatti una modellazione dei materiali più consona alle condizioni peggiori riscontrabili sul terreno, quanto, per effetto delle acque di infiltrazione dovute magari a piogge particolarmente intense, diminuisce fortemente l’apporto alla resistenza al taglio

della coesione, senza peraltro trovarsi realisticamente in condizioni così critiche da giustificare di angoli di attrito interno inferiori a 35°. Le difficoltà connesse con l’estrazione di campioni indisturbati in terreni alluvionali (o morenici, di colmata ecc.), caratterizzati da forte eterogeneità granulometrica, non consentono di determinare in laboratorio le caratteristiche di resistenza del terreno, il grado di sovraconsolidazione ecc.. Occorre quindi affidarsi a prove in situ, di cui la più utilizzata (in terreni parzialmente ghiaiosi) è la prova S.P.T. (Standard Penetration Test) e con diffusione internazionale che ha consentito l'acquisizione di un elevatissimo numero di risultati correlati fra loro con un'affidabile standardizzazione. A sfavore di questo metodo di indagine si deve ricordare che ciascun terreno segue percorsi degli sforzi efficaci diversi, cioè ciascun terreno ha una sua storia che non può essere conosciuta tramite prova penetrometrica dinamica; inoltre trova il suo miglior campo di applicazione nei materiali a prevalenza sabbiosa, risulta mediamente applicabile nei terreni ghiaiosi, limitatamente applicabile nei terreni fini coesivi. Esiste una sterminata bibliografia che riporta correlazioni, indici di correzione ecc. relativi all'interpretazione della prova che viene utilizzata per ricavare la densità relativa, l'angolo di attrito efficace, il modulo confinato, il modulo di Young, il modulo di taglio dinamico (attraverso la valutazione della velocità delle onde trasversali), il rapporto cedimento/carico ammissibile ed, infine, la stima della resistenza alla liquefazione dei depositi granulari.

010

2030

4050

6070

8090

100110

120130

140150

160170

180190

200

SIGMA (kPa)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

TAU

(kpA

)

CONDIZIONI NON VERIFICABILINELLA REALTA' FISICA

RESISTENZA AL TAGLIO NON COMPLETAMENTE MOBILIZZATA

τ = 20 + σ tg 20

τ = σ tg

35°

CAM

PO

DEL

LE P

RE

SSIO

NI

CO

NS

IDE

RAT

E E

QU

IVA

LEN

TIAD

ALT

EZZ

E D

I SC

AVO

DI

CIR

CA

4 m

Δτ A FAVORE DI

SICUREZZA

Δτ A SFAVORE DI SICUREZZA

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




22

In questo lavoro verrà utilizzata la metodologia proposta da Ghionna e Robertson (87), che prevede la correzione del n° dei colpi in funzione della pressione verticale effettiva di confinamento, dell'energia di infissione (maglio tipo Pilcon della Nenzi), del tipo di punta utilizzata, del tipo di campionatore, del diametro del foro e della lunghezza delle aste: infatti il peso dell’elemento battuto aumenta con la profondità (comportando una diminuzione del rapporto fra massa battente e massa battuta e quindi un incremento di N anche se il terreno resta omogeneo), inoltre una parte dell’energia viene assorbita dalle aste, in misura crescente con la profondità, con una sottovalutazione di N. Per quanto riguarda la dipendenza del valore di NSPT con la presenza di falda, la bibliografia specializzata riporta contributi molto contrastanti, essendo generalmente accettata solo la correzione proposta da Terzaghi e Peck, valida però solo per sabbie fini e/o limose con NSPT > 15. In generale è possibile dire che in presenza di falda si ha una sopravvalutazione dei valori di NSPT per alte DR, mentre avviene esattamente l’opposto per DR basse, inoltre sembra che la divergenza fra i due comportamenti si riduca in funzione di un aumento dei materiali fini. La tabella riassuntiva sotto esposta indica i parametri derivati secondo le più comuni correlazioni è allegata a fondo testo.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




23

4 Azione sismica

4.1 Classificazione del suolo di fondazione Secondo quanto espresso dalle nuove NTC 2008 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. Essa costituisce l’elemento di conoscenza primario per la determinazione delle azioni sismiche. 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 Se(T), con riferimento a prefissate probabilità di eccedenza PVR , nel periodo di riferimento VR. In alternativa è ammesso l’uso di accelerogrammi, purché correttamente commisurati alla pericolosità sismica del sito. Ai fini della presente normativa le forme spettrali sono definite, per ciascuna delle probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR, a partire dai valori dei seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale: ag accelerazione orizzontale massima al sito; Fo valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale. T*C periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale. Il decreto privilegia l’informazione diretta desumibile dai valori sismici misurati rispetto alle analoghe considerazioni effettuabili dall’analisi dei dati penetrometrici, più facilmente ottenibili ma di minor rappresentatività rispetto agli effetti di sito. La presenza degli strati di terreno più superficiali induce una modificazione nelle onde sismiche, tale modificazione è una delle cause più importanti degli estesi danneggiamenti prodotti da alcuni terremoti, in ragione degli effetti locali o effetti di sito. Si rammenta che con la presente normativa (NTC 2008) la stima della pericolosità sismica viene definita mediante un approccio “sito dipendente” e non più “zona dipendente” come nell’O.P.C.M del 20/03/03 e successivo O.P.C.M. 3519/2006. Sulla base delle informazioni definite nei paragrafi precedenti è possibile calcolare la classe di sito mediante entrambi i metodi proposti dal DM.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




24

Sulla base dell’equazione seguente si ottiene il valore equivalente normalizzato sui 30 m di spessore.Le assunzioni di calcolo sono quindi: - laddove la verticale indagata superi lo spessore dei 30 m si tronca la sequenza; - laddove la verticale indagata sia inferiore allo spessore dei 30 m si ipotizza la costanza dell’ultimo dato di Vs con la profondità (aumentando lo spessore dell’ultimo strato).

∑

∑

=

== n

1i si

i

n

1 ii

u303030

;;Vd

d C ;N ;

ui

i

i

is

Cd

Nd

V

Ove: n = numero di strati omogenei in cui è possibile suddividere il terreno di = spessore dello strato i Vsi = velocità di propagazione dell’onda di taglio nello strato i Ni = numero di colpi della SPT nello strato i

∑=

n

iid

1

= 30 m

Categoria Vs30

m/sec Nspt30 Indice di

plasticitàCoesione non drenata (kPa)

Descrizione

A >800 Formazioni litoide/molto rigide (con max 5.0 m cappellaccio

B 360-800 >50 >250 Sabbie,ghiaie addensate, argille consistenti C 180-360 15-50 70-250 Sabbie e ghiaie mediamente addensate e argille

media consistenza D <180 <15 <70 Terreni granulari sciolti o poco addensati o coesivi

poco consistenti E <180 ;

180-360 Spessore 5-20 m, alluvioni, Vs bed-rock >800

S1 <100 >40 10-20 Spessore > 8 m argille/limi S2 Argille sensitive e/o terreni liquefacibili

Note le velocità delle coltri (pari a circa 210 m/sec) cui si contrappongono i circa 900 m/sec del substrato roccioso flischioide, si ottiene:

Livello litologico Profondità (m) Vs (m/sec) Strato 1 12 250

Substrato >30.0 1100 Vs30 466

corrispondente ad una classificazione del suolo nel tipo “B”. I bassi spessori di copertura registrati, associati all’assenza di falda stabile, non inducono a prevedere sviluppo di sensibili effetti di sito, con classe di suolo adottata di tipo “B”.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




25

4.2 Stima della pericolosità sismica Per determinare la stima della pericolosità sismica del sito in oggetto si deve ricercare ag (accelerazione orizzontale massima attesa su un sito di riferimento rigido). Per poterlo determinare è necessario conoscere le coordinate geografiche dell’opera da verificare in gradi decimali. Procedendo in tal modo si determina quindi la maglia di riferimento, in base alle tabelle dei parametri spettrali fornite dal ministero e, sulla base della maglia interessata, si determinano i valori di riferimento del punto in esame. Oltre alle coordinate geografiche si deve disporre della Classe d’uso CU del progetto, della sua vita nominale VN, della categoria di sottosuolo e di quella topografica. Nel caso in esame tali parametri sono stati tutti ricavati nei capitoli precedenti e sono i seguenti:

VN >50 Classe d’uso II

CU 1.0 Categoria di sottosuolo B Categoria topografica T1

Il calcolo dei coefficienti sismici viene ora svolto prima per la “stabilità del pendio e le fondazioni” e poi per le “opere di sostegno”.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




26

4.2.1 Coefficienti sismici - stabilità del pendio e fondazioni

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




27

4.2.2 Coefficienti sismici - Opere di sostegno

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




28

4.3 Verifica della stabilità dei fronti di scavo La stabilità dei fronti di scavo, in attesa del getto delle opere di sostegno, devono essere definite attraverso uno studio in condizioni di resistenza non drenata del terreno, in ragione del fatto che lo scavo avviene in tempi molto più rapidi del riequilibrio dei terreni. In via teorica l’altezza di sbancamento critica a parete verticale è stabilita dalla relazione:

Hc = 2cu / γ ove Cu è la coesione non drenata del terreno di peso specifica apparente pari a γ. Nel caso di pendii a inclinazione costante e per terreni omogenei si può ricorrere alla verifica della stabilità in sforzi totali con il metodo di Taylor (1937-1948), basato sul metodo del cerchio di attrito. Fornisce il fattore di sicurezza rispetto ad un fattore dimensionale Ns, detto numero di stabilità (vedi abaco).

Ns =c N

Hs

γ

Il numero di stabilità è funzione dell’angolo di inclinazione β del versante e dell’angolo di resistenza al taglio del terreno (φ). Il risultato della prima formula per valori di Cu pari a 40 kPa da altezze critiche pari a 4m. Nel secondo caso per c= 20 kPa e resistenza al taglio del terreno (φ) eguale a 20°, per scavo verticale, si ottiene un fattore di sicurezza pare a 1.375. Pertanto in condizioni di saturazione normale del terreno,

visto il carattere provvisionale dello scavo, risultano stabili fronti di scavo fino a 4 m di altezza massima, ipotizzando i parametri tipici del livello insaturo. In caso di pioggia, il valore della coesione apparente generato dal potenziale matriciale e/o l’eventuale presenza di acque ruscellanti (erosione superficiale) rende instabile il fronte di scavo. Pertanto si impone la realizzazione scavi a campioni con dimensione massima così definita

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




29

- La dimensione dello scavo a campioni è definita dai parametri geotecnici del terreno per quanto riguarda la sua altezza massima, fissata in circa 3-4 m nei materiali di coltre.

- La lunghezza del campione di altezza predefinita dai parametri del terreno è invece una funzione della logistica di cantiere: tale lunghezza deve essere infatti proporzionata alle possibilità reali d’intervento. In altre parole deve essere possibile armare, gettare ed eventualmente puntellare il getto, o proteggerlo con teli ecc.. nell’arco di tempo che intercorre fra l’annuncio di un evento piovoso da previsione meteo (affidabili nelle 24-48h) mediante i mezzi, gli spazi e il personale presente in cantiere.

- La prescrizione di scavo a campioni può quindi essere espressa più correttamente, definendo l’altezza massima di scavo in coltri come pari a 4 m, e la lunghezza massima come la lunghezza entro cui è possibile mettere in sicurezza lo scavo nelle 48 ore precedenti la previsione meteo negativa con i mezzi disponibili in cantiere, e andrà pertanto definita in sede di concerto con il direttore lavori.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




30

4.4 Verifica della capacità portante Tali valori sono ottenuti mediante il calcolo con apposito software, nel rispetto delle seguenti condizioni:

- carico centrato; - fondazione a tra con B = 0.65 m - condizioni sismiche con correzione di Vesic

Allo stato di fatto si pone una stima del carico limite di progetto ipotizzando la realizzazione di fondazioni del tipo a reticolo di trave rovescia con carico

Condizioni a contorno Kg/mq KN/mq Stima Carico Limite di progetto (Ed) 16500 165

Per tale verifica si utilizza, secondo quanto esplicato dal NTC, l’Approccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2), ricavando così i coefficienti parziali delle Azioni A, dei Parametri Geotecnici M e della Resistenza Globale del Sistema R, dalle tabelle sottostanti Ora si confronta il carico di progetto con la resistenza di progetto del terreno ridotto dal coefficiente parziale relativo a R2, quindi γR=1.8

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




31

Condizioni a contorno Kg/mq KN/mq

Resistenza di progetto del terreno (Rd) 18800 188

In base a quanto sopra esposto si può affermare che i carichi di progetto sono inferiori alla resistenza di progetto del terreno

Ed < Rd

ne consegue che la verifica della capacità portante è soddisfatta. Il programma di calcolo utilizzato consente anche di determinare in automatico la tipologia di rottura, di seguito indicata.

Condizioni a contorno Meccanismo di rottura Ir = 1211 Ic = 260

Ir>Ic

Rottura GENERALE

Data la vicinanza tra Ic e Ir nel verifica della capacità portante sono stati inseriti i fattori di riduzione della coesione e dell’angolo di attrito.

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




32

5 Conclusioni Sulla base di quanto sopra specificato, il sottoscritto Dott. Geol. Marco ABBO, come Tecnico Incaricato per la redazione della presente Relazione per gli aspetti geologici e di parametrizzazione del terreno, il sottoscritto Dott. Geol. Patrick Errante, come collaboratore

attestano che le opere previste dal Progetto sono fattibili sotto il profilo geologico e

idrogeologico. La progettazione si è fatta carico di valutare le problematiche di carattere idrologico, idraulico e idrogeologico evidenziate dalla Normativa del Piano di Bacino, e le ha risolte positivamente.

e attestano che il sito non è inserito in area contaminata o che lo scavo abbia necessitato di

tecnologie tali da impiegare prodotti contaminanti, non vi sono aree contaminate nel raggio di 50 m dal limite più esterno dell’area di scavo e/o

scarichi di acque reflue, non ricade in zone interessate da fenomeni di inquinamento diffuso e limitrofe a grandi vie di comunicazioni. Detto ciò il

materiale da portare a smaltimento, in base alle conoscenze storiche e ai rilievi svolti dallo scrivente, non risultano essere inquinati e pertanto utilizzabili come

inerti per eventuali opere di ripristino ambientale Attraverso il rilievo geologico di superficie e un attento esame dei dati bibliografici e delle risultanze dei sondaggi noti eseguiti nell’area, si è ricostruito l’andamento della stratigrafia locale, giungendo alla parametrizzazione media dei terreni sotto riassunta: Coltri detritiche e alluvioni (da 0.0 m a circa -12.0 m dal p.c. attuale): coesione c' = 0 kPa angolo di resit. Al taglio φ' = 34°-36° peso di volume γ = 1.9-2.1 t/m3 modulo di reazione (unitario) k = 3.0 kg/c m3 suolo NON liquefacibile sotto l’azione di sforzi ciclici Categoria del suolo di fondazione Tipo “B” Substrato roccioso (> -12.0 m dal p.c. attuale): coesione c' = 0.25-0.28 kg/cm2 angolo di attrito (picco) φ' = 29°-31° peso di volume γ = 2.65 t/m3

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




33

La verifica della capacità portante svolta con i parametri medi ha dato esito positivo, verificando le condizione dettate dalla vigente normativa. Allo stato attuale delle conoscenze il livello di falda risulta sottostante il pino di fondo scavo. In sede esecutiva dovrà essere verificata l’assenza di eventuali risalite stagionali del livello di falda oltre tale quota e dovranno comunque essere previste le usuali opere di protezione ed impermeabilizzazione della struttura interrata. Gli scarichi di acque bianche e nere dovranno essere convogliate nelle opportune sedi come previsto dalle carte progettuali. Quanto sopra a sgravio di responsabilità per gli Uffici competenti. Sanremo Aprile 2010 Dott. Geol. Marco ABBO Dott. Geol. Patrick Errante

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




34

6 Capacità Portante DATI GENERALI ====================================================== Larghezza fondazione 1,5 m Lunghezza fondazione 15,0 m Profondità piano di posa 0,5 m Altezza di incastro 0,5 m Profondità falda 5,5 ====================================================== SISMA ====================================================== Accelerazione massima (ag/g) 0,175 Coefficiente sismico orizzontale 0,05 Coefficiente sismico verticale 0,025 ====================================================== STRATIGRAFIA TERRENO Corr: Parametri con fattore di correzione (TERZAGHI) DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico; Ed: Modulo Edometrico; Ni: Poisson; Cv: Coeff. consolidaz. primaria; Cs: Coeff. consolidazione secondaria; cu: Coesione non drenata

DH (m)

Gam (Kg/m³)

Gams (Kg/m³)

Fi (°)

Fi Corr. (°)

c (Kg/cm²

)

c Corr. (Kg/cm²

)

cu (Kg/cm²

)

Ey (Kg/cm²

)

Ed (Kg/cm²

)

Ni Cv (cmq/s)

Cs

10,0 1800,0 2000,0 35,0 35 0,0 0,0 0,0 500,0 0,0 0,31 0,0 0,0 Carichi di progetto agenti sulla fondazione

Nr. Nome combinazion

e

Pressione normale di progetto (Kg/cm²)

N (Kg)

Mx (Kg·m)

My (Kg)·m

Hx (Kg)

Hy (Kg)

Tipo

1 A1+M1+R1 1,69 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Progetto2 A2+M2+R2 1,69 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Progetto3 Sisma 1,69 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Progetto

Sisma + Coeff. parziali parametri geotecnici terreno + Resistenze

Nr Correzione Sismica

Tangente angolo di

resistenza al taglio

Coesione efficace

Coesione non drenata

Peso Unità volume in fondazione

Peso unità volume

copertura

Coef. Rid. Capacità portante verticale

Coef.Rid.Capacità

portante orizzontale

1 No 1 1 1 1 1 1 12 No 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,13 Si 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




35

CARICO LIMITE FONDAZIONE COMBINAZIONE...Sisma Autore: HANSEN (1970) Pressione limite 3,39 Kg/cm² COEFFICIENTE DI SOTTOFONDAZIONE BOWLES (1982) Costante di Winkler 1,35 Kg/cm³

A2+M2+R2 Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 13,38 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore profondità [Dc] 1,13 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,06 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,96 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1,0 ====================================================== Carico limite 3,5 Kg/cm² Resistenza di progetto 1,94 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,07 ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 20,58 Fattore [Nc] 34,96 Fattore [Ng] 17,92 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore forma [Sg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1,0 ====================================================== Carico limite 4,27 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,37 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,53 ======================================================

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




36

Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 13,82 Fattore forma [Sc] 1,06 Fattore profondità [Dc] 1,11 Fattore forma [Sq] 1,03 Fattore profondità [Dq] 1,06 Fattore forma [Sg] 1,03 Fattore profondità [Dg] 1,06 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1,0 ====================================================== Carico limite 3,69 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,05 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,18 ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 20,08 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore profondità [Dc] 1,13 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,06 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,96 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1,0 ====================================================== Carico limite 4,37 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,43 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,59 ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 17,84 Fattore forma [Sc] 1,05 Fattore profondità [Dc] 1,13

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




37

Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,05 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,97 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1,0 ====================================================== Carico limite 4,09 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,27 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,42 ======================================================

Sisma Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 13,38 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore profondità [Dc] 1,13 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,06 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,96 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0,98 ====================================================== Carico limite 3,39 Kg/cm² Resistenza di progetto 1,88 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,01 ======================================================

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




38

Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 20,58 Fattore [Nc] 34,96 Fattore [Ng] 17,92 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore forma [Sg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0,98 ====================================================== Carico limite 4,13 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,3 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,45 ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 13,82 Fattore forma [Sc] 1,06 Fattore profondità [Dc] 1,11 Fattore forma [Sq] 1,03 Fattore profondità [Dq] 1,06 Fattore forma [Sg] 1,03 Fattore profondità [Dg] 1,06 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0,98 ====================================================== Carico limite 3,57 Kg/cm² Resistenza di progetto 1,98 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,11 ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 20,08 Fattore forma [Sc] 1,0 Fattore profondità [Dc] 1,13 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,06 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,96 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0

GEOLOGIA

STU

DIO

DI




39

Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0,98 ====================================================== Carico limite 4,23 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,35 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,5 ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 16,92 Fattore [Nc] 28,42 Fattore [Ng] 17,84 Fattore forma [Sc] 1,05 Fattore profondità [Dc] 1,13 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1,0 Fattore inclinazione base [Bc] 1,0 Fattore forma [Sq] 1,05 Fattore profondità [Dq] 1,1 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1,0 Fattore inclinazione base [Bq] 1,0 Fattore forma [Sg] 0,97 Fattore profondità [Dg] 1,0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1,0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1,0 Fattore inclinazione base [Bg] 1,0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0,97 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0,98 ====================================================== Carico limite 3,96 Kg/cm² Resistenza di progetto 2,2 Kg/cm² Fattore sicurezza 2,34 ======================================================

via roma, 119 18038 sanremo (im) · 2015. 3. 31. · sigla "h1" ("sèriè à...

Documents