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localizzazione

Regione LIGURIA Provincia DELLA SPEZIA comune di lerici

ECO DEL MARE

INTERVENTI DI MITIGAZIONE DEL RISCHIO IDROGEOLOGICO FINALIZZATI A:

VERIFICHE DI STABILITÀ-MODELLAZIONE GEOTECNICA

SEZIONI STRATIGRAFICHE TIPO

PROGETTO Definitivo/Esecutivo

RELAZIONE GEOLOGICA

COMMITTENTE

COMUNE DI LERICI

Piazza Bacigalupi, 9

19032 - Lerici (SP)

RESPONSABILE DEL PROCEDIMENTO

Dott.sa Arch.to Valentina GATTI

commessa Livello di

progettazione n. elaborato

PD-GEO R01

Dott. Geol. Paolo PETRI ORGL n° 98

Logica del Territorio - Società Cooperativa

Via

19038 – Sarzana (SP)

Tel. 0187 300683

Rev. Data Descrizione Redatto Verificato Approvato

0 MAGGIO 2017 Prima emissione P. Petri P. Petri P. Petri

2

Indice

1 PREMESSA E DATI GENERALI .......................................................................................................... 3

2 MODELLO E PARAMETRI GEOMECCANICI STRATIGRAFICI DEL PENDIO ..................................... 3

2.1 Sezione Centrale zona non franata ............................................................................................... 3

2.2 Sezione zone già franate .............................................................................................................. 4

2.3 Andamento della Falda ................................................................................................................. 4

3 MECCANISMO DI INNESCO DELLE FRANE ...................................................................................... 4

3.1 Verifica di stabilità in condizioni sature zona centrale NON franata ................................................ 6

3.2 Verifica di stabilità in condizioni di assenza di falda ....................................................................... 9

3.3 Conclusioni Verifiche di stabilità sezione centrale.........................................................................11

4 VERIFICHE DI STABILITÀ SEZIONI GIÀ FRANATE ...........................................................................11

4.1 Verifica di stabilità zone franate senza opere in aderenza in condizioni naturali: ...........................12

5 Verifica di stabilità con rete in aderenza: ..............................................................................................17

5.1 Metodo Cu ...................................................................................................................................18

5.2 Metodo Th ...................................................................................................................................18

5.3 Verifiche di stabilità con opere di protezione:................................................................................18

5.3.1 Superficie minima derivata con inserimento di Rete in aderenza e tiranti ..............................19

5.3.2 Verifica superficie minima derivata da calcolo superfici in condizioni naturali ........................20

6 Conclusioni verifiche di stabilità ...........................................................................................................22

7 SEZIONI STRATIGRAFICHE TIPO .....................................................................................................22

7.1 Gabbionata Fosso Casella ...........................................................................................................23

7.2 Palificata in Legno .......................................................................................................................24

7.3 Palificata Sp 26 . Zona interfrane .................................................................................................25

7.4 Palificata Lungo sentiero della Lama ............................................................................................26

8 Conclusioni .........................................................................................................................................28

3

1 PREMESSA E DATI GENERALI

La presente relazione affronta le verifiche di stabilità della zona in esame "Eco del Mare",

Programma di calcolo utilizzato: Software SSAP 2010 - BORSELLI (vers. 4.8.4 - 2017)

Metodo di stabilità utilizzato: Morgensten&Price (1965) con variante Sniff Random Search

Sezione di calcolo del pendio: sono state scelte due sezioni di calcolo, la prima "Sezione Centrale" è stata

scelta nella zona dove la frana non si è verificata anche se manifesta segni di instabilità latente; la seconda

è stata scelta fra le sezioni nelle fasce già franate che presentava le maggiori criticità legate alla morfologia

della zona. I dati geometrici sono tratti dai rilievi LIDAR disponibili dalla Regione Liguria tenendo conto delle

strutture stradali presenti, integrati con un rilievo strumentale;

2 MODELLO E PARAMETRI GEOMECCANICI STRATIGRAFICI DEL PENDIO

Il modello stratigrafico è stato derivato da indagini in sito e si differenzia sostanzialmente per l'ubicazione delle sezioni di calcolo. I parametri geomeccanici caratteristici sono stati valutati sia mediante l'interpretazione delle varie prove in sito eseguite.

Sono state eseguite prove penetrometriche dinamiche e indagini HVSR, nonché perforazioni con trivelle portatili a rotopercussione ad aria compressa lungo le pareti dove si è già verificata la frana. In particolare le indagini HVSR sono state ubicate in zone dove sono state eseguite o Prove Penetrometriche Dinamiche oppure le perforazioni a rotopercussioni, per un controllo taratura delle stesse.

Inoltre, nel caso della frana della fascia centrale si è proceduto tramite analisi a ritroso a definire i parametri minimi per i quali in condizione di saturazione si possono innescare dei movimenti fino a frane vere e proprie come peraltro già accaduto.

Le parametrizzazioni ad esclusione dello strato più superficiale dove sono state eseguite prove penetrometriche dinamiche è stata eseguita mediante l'applicazione del metodo di Hoek&Brown; quindi i parametri geomeccanici adottati fanno riferimento all'insieme delle indagini sviluppate ed in particolare la colonna stratigrafica tipo per le due sezioni globali del versante prese in esame è la seguente

2.1 Sezione Centrale zona non franata La sezione è stata scelta lungo la linea di massima pendenza nella zona in cui è ancora presente la coltre di alterazione che nelle due zone collaterali è stata asportata dalle frane avvenute nel 2010, ed è stata considerata una schematizzazione basata su una suddivisione in 4 strati subparalleli al pendio derivati da indagini indirette, conseguentemente la parametrizzazione geomeccanica è la seguente

Le verifiche della sezione centrale è stata eseguita sia in presenza che assenza di falda

Strato spessore φ' C' (kPa) Sgci (MPa) GSI mi D

Copertura detritica

Variabile da 0.8 a 2.00 m

28° 12 - - - -

Argilliti di Brolio (a)

2.50-3,50 m - - 1.2 35 4 0

Argilliti di Brolio (b)

Circa 6.50 m - - 1.9 45 4 0

Argilliti di Brolio (c)

Substrato - - 3.0 50 4 0

4

2.2 Sezione zone già franate

In questo caso, fra le due zone, è stata scelta la sezione che presentava una maggior pendenza ed una

articolazione geomorfologica più complessa. Le verifiche della sezione già franata è stata eseguita per

verificare le condizioni di stabilità a seguito della posa in opera di un sistema di protezione corticale in

condizioni sature con applicazione delle NTC 2008.

In questo caso il primo strato è stato eliminato in quanto asportato dalle frane già avvenute che hanno

messo a nudo il substrato, anche se si è preferito (a vantaggio della sicurezza) introdurre nello strato più

superficiale un valore di sgci (resistenza alla compressione uniassiale) di 1.0 MPa al fine di considerare

possibili zone a minor resistenza e maggior alterazione. Questa sezione è stata realizzata per effettuare

le verifiche di stabilità con l'inserimento della rete e delle chiodature. Qui di seguito la

parametrizzazione geomeccanica proposta nella forma classica della classificazione di Hoek&Brown.

2.3 Andamento della Falda Nelle verifiche di stabilità qui di seguito presentate sono state prese in considerazione due condizioni ossia:

a) Assenza di falda: la condizione di assenza della falda è una condizione normale in questi pendii,

che sono caratterizzati nella zona della coltre di alterazione da materiali con caratteristiche di

materiali con una coesione efficace importante. Nel periodo più asciutto si riscontrano valori di

coesione non drenata molto elevati (fino a 2400 kPa), di fatto hanno un comportamento variabile in

funzione della umidità e saturazione del terreno, dando origine nei periodi estivi a delle croste

argillitiche molto resistenti, tale effetto tende ad annullarsi con l'aumento della saturazione del

terreno fino ad un possibile annullamento con la Falda posta a piano campagna, di fatto siamo di

fronte ad un fenomeno di coesione apparente.

b) Presenza di falda sospesa: la condizione di presenza di una falda sospesa che possa interessare il

1° strato è la condizione che molto probabilmente ha dato origine alle frane del Dicembre 2010. Di

fatto la falda sospesa è una falda temporanea che può attivarsi in condizioni particolari come quelle

che hanno dato origine alle due frane, dove si arriva alla saturazione del 1° strato con probabile

creazione di tension crack lungo il pendio

3 MECCANISMO DI INNESCO DELLE FRANE Il meccanismo di innesco e successiva rottura può essere sinteticamente così spiegato:

Le frane dell'Eco del Mare si sono verificate in una condizione piuttosto particolare conseguenza di un

periodo di piogge anche di non forte intensità ma distribuite nel tempo, ossia dalla analisi dei dati

pluviometrici registrati al Monte Rocchetta emerge un dato e cioè che nei 60 gg antecedenti l'evento che ha

fatto collassare le due porzioni si è registrata una cumulata di 750.8 mm, con un evento puntuale del 23

Dicembre 2010 di 105 mm/24h.

Strato spessore φ' C' (kPa) sgci (MPa) GSI mi D

Copertura detritica

Variabile da 0.8 a 2.00 m

- - 1.0 20 4 0

Argilliti di Brolio (a)

2.00 - 3.50 m

- - 1.2 35 4 0

Argilliti di Brolio (b)

3.50 - 4.50 - - 1.9 45 4 0

Argilliti di Brolio (c)

Substrato - - 3.0 50 4 0

5

E' opportuno ricordare che nel periodo subito antecedente l'evento (circa 12/15 gg antecedenti) si sono

verificate delle nevicate con sosta sul terreno della neve per alcuni giorni che certamente hanno contribuito a

mantenere saturo il primo strato e probabilmente una porzione limitata del secondo strato. Nell'immagine

sottoriportata vengono evidenziati i percorsi pluviometrici che hanno portato alla creazione di condizioni di

saturazione (o forse sovrasaturazione dei suoli) a cui sono seguite le frane nel territorio di Lerici, il periodo

compreso fra 1000 e 1400 (ore) corrisponde al periodo nevoso.

E'opportuno ricordare che una pioggia di 105 mm in 24 ore ha un tempo di ritorno stimabile in due anni e sei

mesi, ma anche quando si sono verificati eventi meteo di questo tipo NON si sono verificate frane, quindi la

condizione sopra proposta pare essere la condizione per la quale si sono innescati fenomeni franosi.

6

3.1 Verifica di stabilità in condizioni sature zona centrale NON franata Per verificare questo fenomeno è stata sviluppata una analisi in condizioni Sature con ricerca dei valori per i

quali si può innescare la frana, quindi ricerca del valore di Fs intorno a 0.9/1.00.

Si è scelta la sezione centrale in quanto è la più adatta per queste valutazioni essendo la zona che non è

franata pur riscontrando che la zona è in condizioni di equilibrio limite prossima al collasso.

Tale affermazione è basata su una serie di evidenze locali che indicano che almeno la coltre più superficiale

abbia subito delle dislocazioni (piante variamente inclinate verso valle, presenza di una coltre di detrito

argillitica dovuta alla alterazione delle sottostanti argilliti…)

Dalle verifiche eseguite si ottengono valori di Fs Fs limite (da considerarsi come valori ottimistici derivati da

back analisys) variabili fra 0.91 e 0.92, in quanto vista l'estensione del fenomeno si è dell'opinione che

Stazione M.te Rocchetta Evento (mm)

1h 3h 6h 12h 24h

50 3.85 1.56 1.10 0.84 0.64 51.4 20 Gennaio 2012 0.67 70.4 15 Dicembre 2012 1.10

89 18 Marzo 2013 1.80 100 134.50 13.79 6.79 4.16 2.40 105 23 Dicembre 2010 2.41 150 4697.2 121.2 41.9 20.61 9.04 200 164054.7 1078.51 258.31 102.16 34

Tab. 6 - Eventi/Tempi di ritorno

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quantomeno localmente i parametri di resistenza al taglio possono variare con valori sopratutto della

Coesione drenata inferiori a quelli valutati in Back Analisys.

Quindi quanto qui di seguito presentato è da considerarsi quale zona di primo innesco della frana a cui

segue inevitabilmente il collasso della parte a monte.

Dall'esame dei diagrammi precedenti emerge con una certa chiarezza che le frane del 24 Dicembre 2010 si

sono verificate per un fenomeno di sovrasaturaziojne della coltre superficiale del terreno

Si conferma l'ipotesi di sovrasaturazione della coltre superficiale; si è dell'opinione inoltre che la parte

intermedia (frana quiescente), pur avendo le stesse caratteristiche litologiche e geomeccaniche non è

franata per condizioni locali legati sia ad una pendenza locale meno spinta sia ad una articolazione

morfologica della porzione del versante che probabilmente ha permesso un miglior deflusso delle acque con

un drenaggio laterale favorito dalla presenza di una incisione.

Fig. 1 - Distribuzione Forze e pressioni in condizioni sature

8

Fig. 2 - Mappa Fs locale - condizioni sature

9

Fig. 3 - Mappatura pressione falda

3.2 Verifica di stabilità in condizioni di assenza di falda

La verifica di stabilità è stata eseguita escludendo la falda ed i valori di Fs sono stati leggermente superiori

ad 1, 1.10<Fs<1.12

10

Fig. 4 - Distribuzione Forze e pressioni

11

Fig. 5 - Mappa Fs locale - condizioni asciutto

3.3 Conclusioni Verifiche di stabilità sezione centrale Sulla base della sezione litologica derivata dalle indagini in sito e le parametrizzazioni geomeccaniche connesse con l'analisi complessiva dei dati, si può confermare che la zona centrale è in una condizione di metastabilità che potrebbe evolvere verso la instabilità a seguito di eventi piovosi che portino alla saturazione della coltre superficiale. Questa zona manifesta condizioni di stabilità al limite del collasso per cui risulta essenziale intervenire al piede per contenere la massa di coltre detritica che comunque caratterizza la parte di fronte e favorire lo smaltimento delle acque mediante drenaggi superficiali e procedere con una analisi puntuale ad un piano di sfoltimento della vegetazione arborea al fine di ridurre il peso della massa legnosa sul versante stesso, che in caso di forte vento può comportare un forte stress alla coltre superficiale del terreno. Si tratta quindi di favorire l'istaurarsi di un substrato erbaceo ed arbustivo che permetta lo scorrimento superficiale delle acque evitandone i possibili ristagni che possono sempre favorire la saturazione del terreno.

4 VERIFICHE DI STABILITÀ SEZIONI GIÀ FRANATE Per le fasce già franate le verifiche sono state finalizzate alla verifica di stabilità del versante in due

condizioni:

12

condizioni naturali; ossia senza opere di protezione come è attualmente

condizioni di consolidamento corticale; ossia viene proposto l'utilizzo di un sistema di

consolidamento corticale a rete con maglie da 3mt x 3mt, armata e con biostuoia per favorire lo sviluppo

della vegetazione e conseguentemente frenare se non annullare i fenomeni di erosione superficiale e

l'instaurarsi di limitate colate di detrito che sono particolarmente attive in alcune zone.

Si raccomanda peraltro di prevedere opere di drenaggio laterale utilizzando per quanto possibile i canali di

incisione già presenti al fine di evitare un progressivo peggioramento dell'alterazione dei materiali in posto e

la possibilità che si instauri una falda sospesa che possa creare le condizioni di sovrasaturazione come

peraltro si sono peraltro già verificate.

Dalle indagini eseguite è stata ricavata una sezione geolitologica dell'area che risulta caratterizzata da un

sistema di strati subparalleli fra di loro con inclinazione localmente variabile ma comunque superiore a

38/40°le cui caratteristiche geomeccaniche sono riportate sinteticamente nella precedenti tabelle.

4.1 Verifica di stabilità zone franate senza opere in aderenza in condizioni naturali:

La verifica di stabilità è stata eseguita ovviamente nelle condizioni peggiori, ossia potendo la falda al piano

campagna e modellando il primo strato in condizioni di saturazione.

In queste condizioni l valori dei fattori di sicurezza precipitano e raggiungono valori intorno a 0.28 - 0.29,

ossia si possono continuare a verificare condizioni di instabilità che sono prossime all'instaurarsi di colate di

detrito, magari localizzate e con effetti meno devastanti in quanto il materiale disponibile è piuttosto limitato,

ma testimonia che si instaura un progressivo dilavamento della fascia di alterazione più superficiale che

tende a progredire nel tempo aggravando le condizioni di instabilità complessiva del versante in quanto a

distanza di circa 6 anni non si è riuscita ad instaurare una copertura erbacea e/o arbustiva se non

limitatamente e comunque anche qualora si generi un suolo lo stesso è in condizioni di instabilità-.

13

Come si evince dalle due immagini sopra riportate la superficie con Fs minimo si instaura nella parte

terminale del versante, anche se tutto il versante è caratterizzato da un insieme di superfici di scivolamento

che evidenziano una forte instabilità complessiva

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L'insieme delle superfici registrate con Fs< 1 mostra come il

versante sia di fatto interessato da un insieme di superfici

instabili

Fig. 6- superfici registrate Fs<1

Fig. 7 - distribuzione Forze e Pressioni

15

Fig. 8 - mappa delle pressioni della falda

16

Fig. 9 - Mappa del valore locale di Fs e probabile orientamento della plasticizzazione

Particolarmente interessante è la mappa del FS locale con orientamento delle possibili plasticizzazioni, dove

si evidenzia come tutto il versante in condizione di saturazione presenta fattori di sicurezza molto bassi.

Sulla base di queste considerazioni si è sviluppata una analisi di stabilità globale, ipotizzando un sistema di consolidamento corticale costituito da una rete a doppia torsione (protetta da corrosione), con una resistenza alla trazione minima di 80 Kn, posata in aderenza alla superficie, armata con barre di ancoraggio (da 24 mm di lunghezza 5 metri) diametro di perforazione 40 mm e funi di rinforzo (funi metalliche in acciaio zincato, ad anima tessile per agevolare la posa in opera con diametro 16 mm).

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5 Verifica di stabilità con rete in aderenza: Uno dei problemi che emergono nelle verifiche di stabilità con rete in aderenza ancorate con tiranti è la

verifica sia della instabilità locale (1a e 1b) ma soprattutto della instabilità globale del versante (2).

In genere l'effetto della instabilità locale può essere affrontato con

specifici software prodotti dalle case produttrici di reti, pur tuttavia

l'effetto della stabilizzazione della rete in aderenza non è

considerato per le superfici calcolate nei modelli di stabilità globale.

In questo caso esiste solamente l'effetto dei tiranti, e nei modelli di

stabilità globale non si riesce a co9nsiderare l'effetto l'effetto reale

della rete in aderenza e la sua interazione con le superfici globali.

Con SSAP nella sua ultima versione è possibile effettuare una

progettazione che consideri sia l'effetto dei tiranti, che quello

soprattutto delle reti in aderenza in una verifica di stabilità globale

come metodi LEM avanzati.

La metodologia proposta ed utilizzata si rifà a due articoli pubblicati su Engineering Geology (1) Flexible

systems anchored to the ground for slope stabilisation (2011): (2) Critical review of existing design methods

e Field measurements of anchored flexible systems for slope stabilisation: Evidence of passive behaviour

(2013) ; Autori E.Blanco-Fernandez (1-2), D.Castro-Fresno (1-2), J.J.Del Coz Diaz (1-2),J.Diaz(2)

Questi due articoli presentano integralmente la problematica della

progettazione delle reti e la necessità di cambio di paradigma

basandosi su chiare evidenze sperimentali attraverso misure dirette

in campo su reti installate e progettate secondo i metodi classici.

I metodi classici di progettazione prevedono che la rete ancorata sia

pretensionata e che ciò genera una spinta attiva in direzione

ortogonale alla superficie locale del pendio. Blanco Fernandez et al.

(2013) hanno dimostrato su base sperimentale su reti provenienti da

diversi produttori, che la presenza di una spinta attiva da prestress è

nei fatti non realizzabile, se non per una limitata frazione, e che

questo pone seri dubbi sui metodi fino adesso utilizzati che davano tale assunzione come assodata, (per le

considerazioni di merito di rimanda alle due pubblicazioni).

Queste considerazioni mettono in evidenza mettono in evidenza la necessita che, essendo il sistema da

considerarsi con un comportamento essenzialmente di tipo passivo, la spinta attiva esterna sia da

considerarsi come una frazione aggiuntiva simulabile come un carico distribuito lungo la superfici se non il

puro peso proprio della rete e che siano necessario un sistema di azione e reazione passiva progressiva. Di

seguito vengono presentate due componenti del sistema di progettazione da integrare nella progettazione

finale. Il metodo di progettazione di progettazione indipendente di seguito proposti sono stati sviluppati dal

Prof. Lorenzo Borselli autore del software SSAP con lo scopo di superare le tecniche di progettazioni

classiche e dare maggiore consistenza a un uso integrale del metodo di calcolo LEM rigoroso con reti in

aderenza. I due metodi proposti, insieme alla loro modalità di integrazione finale sono di seguito presentati in

un esempio pratico di applicazione nel caso dell'Eco Del Mare.

Consiste nel definire due parametri ossia il valore della resistenza al taglio Cu (kPa) prodotta dalla rete

aderente al pendio (Metodo Cu) e il valore della reazione Th (KN/m) da applicarsi alla base della superficie

di scivolamento (Metodo Th).

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5.1 Metodo Cu

La resistenza al taglio locale (kPa) prodotta dalla rete da applicare

alla base della superficie della superficie di scivolamento è data da:

�� = (� ∗ ��)/�

Dove � è il coefficiente di mobilizzazione della resistenza

tensionale Tr della rete con un intervallo (0.0, 1.0), che si applica

per ridurre la resistenza tensionale Tr di picco della rete.

Vi è una forte analogia con il modello di incremento di resistenza al

taglio fornito al terreno dalle radici. La formulazione finale vede

comunque applicare un fattore di riduzione K compreso fra 0.75 e

1.0 di conseguenza viene utilizzato un valore cautelativo pari a 0.8 costante.

5.2 Metodo Th

Metodo Th

Dallo schema di interazione rete con superfici globali si ottiene che

la forza stabilizzante Th da applicare alla base della superficie di

scivolamento è data dalla seguente formula

�� = � �� ∗ ��� (�� − �)

Dove � è il coefficiente di mobilizzazione della resistenza

tensionale Tr della rete con un intervallo (0.0, 1.0), che si applica

per ridurre la resistenza tensionale Tr di picco della rete e � è

l'angolo locale della superficie topografica con la rete. Per cui

conoscendo la resistenza a trazione di progetto in kN/m della rete in aderenza si deriva la forza di reazione

orizzontale Th della rete stabilizzante alla base nel punto di intersezione rete/superficie di scivolamento

precedentemente calcolata.

5.3 Verifiche di stabilità con opere di protezione: Le verifiche di stabilità sono state eseguite nel rispetto delle norme NTC 2008 imponendo la riduzione dei parametri di resistenza al taglio e l'applicazione dei coefficienti sismici Kh e Kv posti rispettivamente pari a 0.042 e 0.021. Inoltre a maggior garanzia e sicurezza, i valori di Cu e Th sono stati assunti per un pendio avente un angolo

� = 45°, valore probabilmente superiore ai valori reali, ma utilizzato per tenere presente situazioni locali di maggio pendenza

Le verifiche sono state eseguite, sempre a favore della sicurezza, ipotizzando una capacità di mobilizzazione dei valori di resistenza al taglio (Cu) pari al 25% e della forza stabilizzante (Th) pari al 25% e al 50%. Le verifiche sono state condotte sulle due superfici che sono risultate le peggiori, la prima derivata dalla analisi di stabilità in condizioni naturali staure e la seconda derivata dalla analisi delle verifiche di stabilità con ipotizzata la rete e i tiranti senza considerare l'effetto di stabilizzazione della reazione orizzontale. In tutti e due i casi si sono ottenuti valori di stabilità globale Fs>1.1 Il progetto prevede la posa in opera di un sistema di rafforzamento corticale costituito da rete a doppia torsione (protetta da corrosione), con una resistenza alla trazione minima di 80 Kn, posata in aderenza alla

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superficie (è auspicabile un rimodellamento dei versanti per favorire l'aderenza della rete alla superficie), armata con barre di ancoraggio (da 24 mm di lunghezza 5 metri) diametro di perforazione 40 mm e funi di rinforzo (funi metalliche in acciaio zincato, ad anima tessile per agevolare la posa in opera con diametro 16 mm). La lunghezza dei tiranti (pari a 5 metri) è stata valutata in funzione della stratigrafia presente. In queste condizioni i valori di Cu e Th con una rete avente una resistenza alla trazione da 80 KN/m risultano:

Angolo pendio 45° Mobilizzazione 25% Mobilizzazione 50% Mobilizzazione 100% Cu (kPa) 400 640 1280

Th (KN/m) 14.14 28.28 56.57

Qui di seguito vengono presentate le varie verifiche effettuate sulle superfici con Fs minimo riscontrate

5.3.1 Superficie minima derivata con inserimento di Rete in aderenza e tiranti Condizione falda al Piano Campagna Valore Cu rete = 400 kPa Valore Th = 14.14

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Condizione falda al Piano Campagna Valore Cu rete = 400 kPa Valore Th = 28.28 KN

5.3.2 Verifica superficie minima derivata da calcolo superfici in condizioni naturali Condizione falda al Piano Campagna Valore Cu rete = 400 kPa Valore Th = 14.14

21

Condizione falda al Piano Campagna Valore Cu rete = 400 kPa Valore Th = 28.28

Condizione falda al Piano Campagna Valore Cu rete = 640 kPa Valore Th = 28.28

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6 Conclusioni verifiche di stabilità

Le verifiche di stabilità sono state eseguite analizzando due superfici minime cioè:

1. derivata da calcoli in condizioni naturali cioè senza effetto stabilizzante rete in aderenza e tiranti;

2. derivata da calcoli in condizioni di progetto con il solo effetto della rete in aderenza e tiranti, senza

considerare l'effetto della forza Th da applicare alla base.

3. Sono state altresì eseguite le verifiche ipotizzando un abbassamento della falda di 10 cm

conseguenza delle opere di drenaggio che saranno particolarmente accurate e non è stato

considerato l'incremento di Coesione non drenata derivante dalle radici conseguenza

dell'inerbimento della fascia a regime.

In queste condizioni si verifica che con l' effetto della rete in aderenza, chiodature e applicazione del fattore

Th quale forza agente alla base e falda al piano campagna si raggiunge il coefficiente di sicurezza richiesto

con una mobilizzazione massima della rete pari al 50% e quindi con valori di Cu variabili fra 400 e 640 kPa e

Th variabile fra 14.14 e 28.28 KN, ovviamente con la falda ribassata di 10 cm i fattori di sicurezza

aumentano.

La superficie peggiore risulta essere quella derivata dai calcoli in condizioni naturali e comunque con le

opere progettate risulta essere verificata .

Il versante nelle condizioni di progetto adottate è stabile con buone condizioni di esercizio, peraltro i valori

dei coefficienti di sicurezza in condizione di progetto sono superiori ai minimi di progetto richiesti con una

mobilizzazione della resistenza della rete al massimo del 50%. che garantisce un ampio margine di

sicurezza

7 SEZIONI STRATIGRAFICHE TIPO Qui di seguito vengono proposte le sezioni geologico tecn iche tipo e le relative caratteristiche

geomeccaniche degli strati incontrati. Le caratteristiche fisico meccaniche sono derivate sia dalle prove Penetrometriche Dinamiche laddove è stato possibile eseguirle, sia dalle classificazioni di Hoek&Brown tradotte in Mohr&Coulomb per maggior rapidità dei calcoli strutturali.

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7.1 Gabbionata Fosso Casella

Qui di seguito i parametri geomeccanici utilizzati

Ns DH

(cm)

Eps

(°)

Gamma

(KN/m³)

Fi

(°)

c

(kPa)

Delta

(°)

P.F. Litologia Descrizione

1 200 35 18.00 28 0.00 27 No coltre detritica

2 400 42 22.00 34 14.00 21 No strato 2

3 600 0 25.00 49 44.00 47 No strato 3

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7.2 Palificata in Legno

Ns DH

(cm)

Eps

(°)

Gamma

(KN/m³)

Fi

(°)

c

(kPa)

Delta

(°)

P.F. Litologia Descrizione

1 290 11 18.00 28 0.00 19 No coltre detritica

I valori utilizzati sono fra i più conservativi vista la grande difficoltà per derivare dati geomeccanici da prove

in sito, ma vista la situazione globale si è convenuto a favore della sicurezza di utilizzare parametri di

resistenza al taglio azzerando la coesione efficace.

25

7.3 Palificata Sp 26 . Zona interfrane

Nr. Peso

specifico

[kN/m³]

Peso specifico

saturo

[kN/m³]

Coesione

[kN/m²]

Angolo

attrito

[°]

Attrito terra

muro monte

[°]

Attrito terra

muro valle

[°]

Spessore

[m]

Inclinazione

[°]

Descrizione

1 19.0 19.0 12.0 28.0 18.67 14.0 2.0 40.0 Coltre

detritica

2 20.0 20.0 13.1 31.0 20.5 15.38 4.0 40.0 Argilliti

alterate

3 22.0 22.0 26.795 27.0 18.21 13.655 8.0 0.0 Argilliti

Fratturate

26

7.4 Palificata Lungo sentiero della Lama

In questo caso la sezione litologica è stata derivata da un insieme di prove dinamiche peraltro già utilizzate

per un nprecedente progetto e trattasi del prolungamento di un progetto già approvato e qui di seguito

vengono identificati i parametri geomeccanici utilizzati per il calcolo della palificata.

Nr. Peso specifico

[kN/m³]

Peso specifico saturo

[kN/m³]

Coesione

[kN/m²]

Angolo attrito

[°]

Attrito terra muro monte

[°]

Attrito terra muro valle

[°]

Spessore

[m]

Inclinazione

[°]

Descrizione

1 18.0 19.0 5.0 26.0 17.33 13.0 1.5 34.0 1.0

2 19.0 20.0 14.5 26.0 17.33 13.0 3.5 36.0 2.0

3 20.0 21.0 29.02 32.0 21.33 16.0 0.5 36.0 3.0

4 21.0 22.0 49.0 32.0 21.33 16.0 5.0 0.0 4.0

27

Sezione geolitologica lungo sentiero della Lama

28

Per quanto concerne i parametri e le sezioni geolitologiche delle zone interessate dalle frane si fa riferimento

alla presente relazione tecnica al cap.4.

8 Conclusioni

Le verifiche ed analisi di stabilità del pendio sono state effettuate dopo aver esaminato tutte le informazioni

possibili circa l'evoluzione dei versanti oggetto di intervento nel corso degli ultimi anni, aver raccolto i dati

sulle precipitazioni meteoriche e sui caratteri idrogeologici dell'area, nonché sui precedenti interventi di

consolidamento, così come disposto dalle NTC al paragrafo 6.3.1.

Sono state programmate specifiche indagini per la caratterizzazione geotecnica del terreno e delle rocce,

finalizzate alla definizione del modello geotecnico sulla base del quale effettuare le verifiche di stabilità e la

superficie dei pendii è stata definita attraverso rilievi plano-altimetrici di dettaglio estesi in maniera adeguata

a potersi considerare rappresentativi; il tutto come disposto dalle NTC al paragrafo 6.3.3.

Inoltre, così come prescritto dalle stese norme al paragrafo 6.3.5 sono:

state individuate le causa delle frane precedentemente avvenute in tale area e gli interventi di

stabilizzazione proposti, a completamento dei precedenti già effettuati, ne hanno debitamente tenuto

conto;

la valutazione dell'incremento di sicurezza è stata effettuata non soltanto in relazione alla superficie critica,

ma anche alle altre individuate;

è stato individuata l'entità del miglioramento che si prevede di poter raggiungere nell'immediato, a seguito

del completamento degli interventi strutturali;

si ritiene che completato l'intervento di riassetto vegetazionale dell'area, opportunamente concordato con

l'agronomo Dott. L. Lo Bosco, che collabora per la parte forestale alla presentazione del presente

progetto, il miglioramento che si otterrà sarà prossimo alla stabilizzazione del versante.

Si raccomanda di adottare tutte le possibili soluzioni che favoriscano lo smaltimento delle acque evitando il

ristagno di acque sul terreno che possano in qualche modo favorire la saturazione della coltre di detrito;

inoltre è auspicabile nella fase di disgaggio antecedente la posa in opera del sistema di rafforzamento

corticale si provveda alla regolarizzazione del versante al fine di favorire il contatto fra terreno/biostuoia/rete,

provvedendo se necessario all'utilizzo di chiodi suppletivi che garantiscano l'adesione della rete al terreno.

Dott. Paolo PETRI ORGL n° 94