RELAZIONE GEOLOGICA E SISMICA INTEGRAZIONE - Comuni di Bellano e Vendrogno (LC) - Provincia di Lecco

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 Comuni di Bellano e Vendrogno (LC)

 Collettamento a depurazione della frazione Noceno

 RELAZIONE GEOLOGICA E SISMICA
 - INTEGRAZIONE -

 Dervio (LC), 7 maggio 2020 Dott. Geol. Cristian Adamoli

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1 PREMESSA 2
2 DINAMICA GEOMORFOLOGICA DELL’AREA DI STUDIO 2
3 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA E GEOMECCANICA 11
3.1 DEPOSITI DETRITICI SUPERFICIALI 11
3.2 AMMASSI ROCCIOSI 12
3.3 CARATTERISTICHE STRUTTURALI 13
3.4 ROCK MASS RATING 14
3.5 DATI PER IL CALCOLO DI ROCK MASS RATING 18
4 ANALISI DI STABILITÀ GLOBALE 19
4.1 NORMATIVA DI RIFERIMENTO 19
4.2 STABILITÀ DI UN PENDIO INDEFINITO 21
4.3 RISULTATI 25
5 ANALISI STABILITÀ FRONTI DI SCAVO A BREVE TERMINE 28
6 APPRONTAMENTO CANTIERE 30
6.1 SCAVI 30
6.2 DEMOLIZIONE TROVANTI E/O BANCO DI ROCCIA 30
6.3 DEPOSITO DI MATERIALE DI SCAVO E/O IN ESUBERO 31
6.4 RIPRISTINO DEGLI SCAVI 31
7 CONCLUSIONI 31

Comune di Vendrogno/comune di Bellano: collettamento a depurazione della frazione Noceno
Committente: Lario Reti Holding S.p.A.
Relazione geologica e sismica - INTEGRAZIONE 1

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1 PREMESSA
A seguito dell’incarico ricevuto dalla società Lario Reti Holding SpA, viene redatta la presente
integrazione alla relazione geologica e sismica del dicembre 2019, a supporto del progetto di
collettamento a depurazione della frazione Noceno.
L’integrazione alla relazione suddetta, si rende necessaria a seguito della richiesta, redatta a cura
dell’Ufficio Tecnico dalla Comunità Montana Valsassina, Valvarrone Val d’Esino e Riviera, con la quale
viene richiesta la seguente documentazione:
 - Relazione di stabilità del pendio redatto ai sensi delle NTC 2018;
 - Studio di compatibilità dell’intervento con lo stato di dissesto evidenziato nella relazione geologica
 e sismica data dicembre 2019 a firma del Dott. Geologo Cristian Adamoli, in relazione alle
 presenza di zona con classe di fattibilità 4 “fattibilità con gravi limitazioni” dello studio geologico
 vigente, nonché area di frana stabilizzata (Fs) della carta dei vincoli del P.G.T. vigente;
 
2 DINAMICA GEOMORFOLOGICA DELL’AREA DI STUDIO
Al fine di caratterizzare lo stato dei luoghi e le problematiche locali è stato effettuato dallo scrivente un
sopralluogo lungo la mulattiera che collega Noceno con la loc. Oro di Bellano.
Nel primo tratto, compreso tra quota 800 m s.l.m. e quota 720 m s.l.m. la mulattiera si snoda ripidamente
lungo il versante. Il percorso si presenta in selciato, caratterizzato da una larghezza costante compiendo un
dislivello di circa 80 m. Sovente appare ricoperto da terriccio hummifero, franato delle scarpate a monte dello
stesso. Sono presenti locali affioramenti di ammassi rocciosi metamorfici apparentemente stabili.
Il settore appare boscato con la presenza di essenze arboree di alto fusto. Nei tratti meno acclivi, privi di
vegetazione, e lungo la mulattiera, si rinvengono accumuli detritici costituiti da frammenti spigolosi di rocce
metamorfiche. Essi sono derivati dall’azione erosiva e trasporto ad opera delle acque correnti superficiali, in
occasione di intensi fenomeni meteorici, che scorrendo lungo il pendio erodono gli ammassi rocciosi
subaffioranti, formando locali accumuli. Gli accumuli sono spesso colonizzati dalla vegetazione, che grazie
all’azione degli apparati radicali tendono a stabilizzarla.

 Viste della mulattiera e degli accumuli detritici.

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In fregio alla mulattiera, lungo i tratti di versante ripido, sono presenti dei muretti a secco in pietra locale in
pessime condizioni di conservazione. Sovente le opere appaiono spanciate è in precarie condizioni di
stabilità. Si rinvengono altresì fenomeni di franamento della sede della mulattiera comportando la riduzione
della sua larghezza utile.

 Viste della mulattiera.

 Vista della mulattiera. Substrato subaffiorante.

 Viste della mulattiera e muretti a secco.

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 Viste della mulattiera e accumuli detritici.

 Viste della mulattiera

 Viste della mulattiera
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 Viste della mulattiera.

 Vista della mulattiera franata.

 Vista muretto a secco spanciato.

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 Vista muretto a secco spanciato.

Raggiunta quota 720 m s.l.m. il percorso cambia direzione proseguendo con un andamento regolare verso
Nord – Ovest. Nel primo tratto, la mulattiera attraversa un ruscello. Il corso d’acqua appare confinato nel
proprio alveo. Nell’alveo non si registrano fenomeni di sovralluvionamento o erosioni spondali.
Il percorso prosegue dolcemente verso Nord – Ovest, per un dislivello complessivo di circa 50 m. A questo
punto il percorso cambia bruscamente direzione, scendendo ripidamente verso valle in direzione Ovest
raggiungendo quota 560 m s.l.m. Lungo questo tratto si osservano diversi muretti a secco in pessime
condizioni di conservazione e una gabbionata.
Nei tratti di mulattiera con pendenza elevata, al selciato si sostituiscono alle scalinate in pietra.
In questa zona le scarpate acclivi e prive di vegetazione sono esposte all’azione erosiva degli agenti
atmosferici; in particolare l’azione delle acque meteoriche favorisce l’erosione della coltre di depositi
terrigeni, mettendo a “nudo” il substrato lapideo.

 Vista ruscello a quota 710 m s.l.m.

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 Vista della mulattiera.

 Fenomeni erosivi legati a dilavamento superficiale ad opera delle acque “selvagge”.

 Gabbionata posta a quota 615 m s.l.m.
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 Scalinata.
Raggiunta quota 560 m s.l.m. la mulattiera cambia direzione e si sviluppa verso Sud, in questo punto è
presente un muretto a secco apparentemente stabilizzato da dei puntelli in legno che non garantiscono
certamente la stabilità dell’opera nel breve periodo. Alcuni tratti della muratura sono franati.

 Muretto a secco potenzialmente instabile a quota 560 m s.l.m.

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 Muretto a secco potenzialmente instabile a quota 560 m s.l.m.

 Muretto a secco potenzialmente instabile a quota 560 m s.l.m.

 Vista mulattiera.

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 Vista mulattiera.
Successivamente il percorso prosegue ripidamente verso Ovest raggiungendo la località Ronchi. In
questo tratto non si segnalano particolari criticità.

 Vista della mulattiera.

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 Loc. Ronchi.
La seconda parte del futuro percorso della condotta non è stata rilevata in quanto la fitta vegetazione
infestante non ha permesso il proseguimento del camminamento.

3 C A R A T T ER I Z Z A Z I O N E G E O T E C N I C A E G EO M E C C A N I C A

3 .1 DEPOSITI DETRITICI SUPERFICIALI

I depositi terrigeni superficiali, di natura mista glaciale/colluviale/eluviale sono diffusi in tutta l’area in oggetto,
con spessori discontinui generalmente minori di 1 m. Questi depositi mantellano il substrato roccioso
metamorfico.
Si tratta di terreni dotati di caratteristiche geomeccaniche da scadenti a medie in funzione del prevalere della
frazione fine, limoso sabbiosa o di quella granulare sabbioso ghiaiosa, con
peso di volume: γ=1.7-2.0 t/mc
angolo di attrito Φ= 30-32°
coesione c=1.0 -2.5 kg/cmq

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3 .2 AMM ASSI ROCCIOSI

Al fine della caratterizzazione dell’ammasso roccioso sono stati svolti alcuni rilievi geomeccanici in
corrispondenza di alcuni affioramenti rocciosi in prossimità della mulattiera, consentendo di analizzare le
principali superfici di discontinuità che caratterizzano l’ammasso roccioso e che, costituendo potenziali piani
di debolezza, ne condizionano largamente il comportamento meccanico.

 I bolli rossi indicano le stazioni di rilievo geomeccanico.
La scelta di effettuare il rilevamento geomeccanico presso questi tre siti è stata basata sul fatto che gli
ammassi rocciosi rappresentano al meglio la condizione geomeccanica generale del settore in esame.
In accordo con le indicazioni dell’ISRM (International Society for Rock Mechanics) sono stati acquisiti i dati
necessari alla descrizione geomeccanica dell’ammasso roccioso mediante le classiche tecniche di
caratterizzazione. Nella descrizione degli ammassi rocciosi è dunque importante pendere in considerazione
la maggior quantità possibile di informazioni, raccolte però in maniera logica e sistematica. Per fare ciò,
durante lo svolgimento di questa attività sono state utilizzate schede di lavoro pre-impostate, focalizzate
soprattutto sull’analisi delle discontinuità degli ammassi.
Come già accennato, le discontinuità condizionano in modo decisivo le proprietà fisiche meccaniche e
idrauliche degli ammassi rocciosi. Per questo è importante fornire un descrizione dettagliata che ne consideri
i diversi aspetti, misurando in sito:Numero di famiglie, Orientazione, Spaziatura, Persistenza, lineare ed
areale, Ondulazione, Alterazione, Riempimento, Apertura, Presenza di acqua.
Inoltre, per ogni rilievo è importante descrivere le caratteristiche di rugosità (JRC, joint roughness coefficient)
e resistenza superficiale (JCS, joint wall compressive stress) delle discontinuità rispettivamente tramite
Pettine di Barton e Martello di Schmidt. Un ultimo, ma non meno importante, parametro da prendere in
considerazione per un rilievo geomeccanico è la valutazione del volume roccioso unitario (VRU). Esso
definisce la dimensione dei blocchi che dipende dalla spaziatura delle discontinuità e dalla forma dei blocchi
(a sua volta dipendente dal numero di famiglie di discontinuità). Questa valutazione può essere condotta “a
vista”, cercando di stimare l’ordine di grandezza dei volumi unitari significativi (ossia quelli massimi, medi e
minimi).

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3 .3 C AR ATTERISTICHE STRUTTUR ALI

Dal punto di vista geologico i suddetti litotipi sono attribuibili agli gneiss. Dal punto di vista geomeccanico
gli ammassi rocciosi sono interessati da diversi sistemi di fratture che dislocano blocchi e lame di roccia di
dimensioni inferiori a 0.2 m3.
I sistemi di fratture, prevalentemente paralleli alla pendenza del versante, sono intervallati da sistemi
trasversali. Sovente le fratture appaiono aperte, talvolta riempite da materiale fine privo di cementazione.
Durante i sopralluoghi non sono state rilevate venute d’acqua lungo il versante e le fratture sono parse
asciutte.
I dati strutturali raccolti sono stati rielaborati con l’ausilio del programma “Dips” che permette di eseguire
la proiezione equiareale polare di Schmidt dei poli e piani di discontinuità misurati, dalla quale è possibile
evidenziare le aree a maggior densità dei poli.
Oltre alla stratificazione, sono state individuate altre quattro famiglie di discontinuità. Nella sottostante
tabella si riportano le loro giaciture e principali caratteristiche geomeccaniche.
Tabella dati struttura.
 persistenza Apertura presenza di
famiglia giacitura spaziatura JRC alterazione riempimento
 lat.% mm acqua
 pareti
 Pareti Soffice <
 k1 95/43 dm

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3 .4 R O C K M AS S R A T I N G

Sulla base dei dati ricavati dal rilievo geomeccanico è stato possibile classificare l’ammasso roccioso
esaminato mediante la Classificazione di Bieniawski, che tramite l’indice Rock Mass Rating (RMR) consente
di ricavare informazioni sulle caratteristiche di resistenza e deformabilità dell’ammasso nel suo complesso.
Bieniawski nel 1976 pubblicò i dettagli di una classificazione degli ammassi rocciosi chiamata
Classificazione Geomeccanica o Rock Mass Rating (RMR) system. Tale sistema, sviluppato soprattutto per
lo scavo dei tunnel, è stato successivamente rivisto sulla base del grande numero di problemi ingegneristici
presi in esame nel corso degli anni.
Per applicare questo sistema, l’ammasso viene suddiviso in regioni strutturali, ed ognuna di esse viene
classificata separatamente. I limiti di ciascuna regione coincidono di solito con elementi strutturali principali,
come faglie o cambiamenti litologici. In alcuni casi, cambiamenti significativi nelle spaziature o in altre
caratteristiche all’interno dello stesso litotipo, possono costringere a suddividere l’ammasso in un gran
numero di piccole regioni strutturali.
L’RMRbasic prende in considerazione la somma di 5 parametri per classificare un ammasso roccioso, in
genere valutati per le condizioni più sfavorevoli con cui si presentano. Essi sono:
 • A1: resistenza a compressione monoassiale della roccia intatta
 • A2: rock quality designation
 • A3: spaziatura delle discontinuità
 • A4: condizioni delle discontinuità
 • A5: presenza di acqua
La somma dei primi 5 parametri costituisce il cosiddetto RMR basic.
Dal confronto con dati di letteratura riferiti ad ammassi rocciosi con caratteristiche litologiche simili a quelle in
esame, si stima inoltre che il peso di volume del materiale roccia γ sia pari 25 kN/mc.

Valore A1
A1 si può ricavare sia da prove di laboratorio (Point Load Test), sia da prove di campagna mediante
sclerometro o da prove speditive (Standard ISRM), definendo la resistenza a compressione uniassiale Su.

Nel caso in esame è stato utilizzato il martello di Schmidt, noto come sclerometro. Trattasi di uno
strumento utilizzato come prova non distruttiva e volta a misurare la “durezza di rimbalzo” della roccia.
Dalla prova si ricava l’indice di rimbalzo R che è possibile correlare alla resistenza alla compressione
uniassiale mediante la relazione di Irfan e Dearman (1978):
 Su = 0,775 R + 21,3

Tabella punteggi in relazione all’indice di rimbalzo

 Su (MPa) 1- <
 > 200 100 - 200 50 - 100 25 - 50 5 – 25
 5 1
 Coefficiente A1 15 12 7 4 2 1 0

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Valore A2
Il valore di RQD si ricava dal numero di famiglie di discontinuità caratterizzanti l’ammasso roccioso e
dalla misura della loro spaziatura. Dalla relazione di Palmström (1982) si ha:

 RQD = 115 – 3,3 Jv

dove Jv è il numero di fratture per metro cubo di roccia.
In forma alternativa RQD si può ricavare dalla formula di Priest e Hudson (1981):

 RQD = 100 e(0,1 n) (0,1 n + 1)

con n numero medio di giunti per metro.
Calcolato RQD con uno di questi metodi, si ricava il coefficiente A2 mediante le equazioni, che derivano
sempre dai grafici di Beniawsky:
Tabella punteggi in relazione al RQD

 VALORE DI RQD % EQUAZIONE
 3
 76,6 A2 = RQD - 1,367
 23,4
Valore A3
Una volta calcolata la spaziatura media, cioè la distanza media tra due discontinuità adiacenti, è possibile
ricavare il valore del coefficiente A3, mediante le seguenti relazioni:
Tabella punteggi in relazione alla spaziatura

 SPAZIATURA (m) EQUAZIONE

 2,0 A3 = 20

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Valore A4
Determinare dalle tavole di classificazione di Beniawsky il valore numerico relativo alla condizione delle
discontinuità, invece, risulta molto soggettivo.
Perciò per valutare correttamente A4 conviene procedere sommando alcuni parametri numerici attribuibili
alla persistenza del giunto, all’apertura del giunto, alla rugosità dello stesso, all’alterazione delle pareti, e
al materiale di riempimento:
 A4 = V1 + V2 + V3 + V4 + V5
I valori da assegnare sono:
V1 – Persistenza del giunto

 PERSISTENZA (m) V1

 20 0

V2 – Apertura del giunto

 APERTURA (mm) V2

 Completamente chiuso 6

 < 0,1 5

 0,1 ÷ 1 4

 1÷5 1

 >5 0

V3 – Rugosità del giunto

 RUGOSITA’ V3

 Molto Rugosa 6

 Rugosa 5

 Leggermente rugosa 3

 Liscia 1

 Levigata 0

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V4 – Alterazione delle pareti

 ALTERAZIONE V4

 Non alterate 6

 Leggermente alterate 5

 Mediamente alterate 3

 Molto alterate 1

 Decomposte 0
V5 – Riempimento delle discontinuità

 RIEMPIMENTO (mm) RIEMPIMENTO V5

 - Assente 6

 5 Compatto 2

 5 Soffice 0

Valore di A5
Questo valore viene derivato dalle condizioni idrauliche riferite ad un fronte di 10 m. Dalle tabelle fornite
da Beniawsky si ottiene:

 Venute d’acqua su 10 m di < 10 10-25 25-125 > 125
 Nessuna
 lunghezza l/min l/min l/min l/min
 Deboli Forti
 Condizione Asciutta Umida Bagnata
 venute venute
 Coefficiente A5 15 10 7 4 0

Valore di RMR e parametri caratteristici dell’ammasso
Attribuiti tutti i coefficienti, sulla base del valore RMRc calcolato si identificano 5 intervalli a cui

corrispondono 5 classi di ammasso roccioso e altrettante valutazioni di qualità della roccia:

 RMRc 100 - 81 80 - 61 60 - 41 40 - 21

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3 .5 D ATI PER IL C ALCOLO DI R O C K M AS S R A T I N G
Input dati per il calcolo di Rock Mass Rating (RMR) mediati sui risultati delle quattro stazioni di
rilievo sono i seguenti:
Indice di rimbalzo (R)=90
Numero medio di giunti per metro (n) =8
Spaziatura delle discontinuità (s)=0,2 m
Persistenza (continuità) del giunto < 1 m
Apertura del giunto < 1 mm
Giunto rugoso
Pareti mediamente alterate
Riempimento compatto < 5 mm
Roccia asciuttaRisultati relativi a Rock Mass Rating (RMR)
 Resistenza a compressione Su Rock Quality Designation
 (MPa) (RQD)
 91,05 80,87921354

 V1 V2 V3 V4 V5
 6 5 5 3 4
V1 è un parametro che dipende dalla persistenza (continuità) del giunto; V2 è un parametro che dipende dall'apertura del giunto
V3 è un parametro che dipende dalla rugosità del giunto; V4 è un parametro che dipende dal grado di alterazione delle pareti
V5 è un parametro che dipende dal materiale di riempimento presente

 A1 A2 A3 A4 A5
 61,55 61,55 Seconda Buono 61,55
A1 è un valore numerico derivato dalla resistenza della roccia intatta; A2 è un valore numerico derivato dall'indice RQD
A3 è un valore numerico derivato dalla spaziatura delle discontinuità; A4 è un valore numerico derivato dalle condizioni delle
discontinuità; A5 è un valore numerico derivato dalle condizioni idrauliche.

Classificazione dell'ammasso roccioso
 RMRbase Classe Descrizione
 70,68 70,68 Seconda
Caratterizzazione geomeccanica dell'ammasso roccioso
 Modulo di deformazione Coesione di picco Angolo di attrito di picco
 (GPa) (kPa) (°)
 41,36 353,4 40,34

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4 ANALISI DI STABILITÀ GLOBALE
La risoluzione di un problema di stabilità richiede la presa in conto delle equazioni di campo e dei legami
costitutivi. Le prime sono di equilibrio, le seconde descrivono il comportamento del terreno. Tali equazioni
risultano particolarmente complesse in quanto i terreni sono dei sistemi multifase, che possono essere
ricondotti a sistemi monofase solo in condizioni di terreno secco, o di analisi in condizioni drenate.
Nella maggior parte dei casi ci si trova a dover trattare un materiale che se saturo è per lo meno bifase,
ciò rende la trattazione delle equazioni di equilibrio notevolmente complicata. Inoltre è praticamente
impossibile definire una legge costitutiva di validità generale, in quanto i terreni presentano un
comportamento non-lineare già a piccole deformazioni, sono anisotropi ed inoltre il loro comportamento
dipende non solo dallo sforzo deviatorico ma anche da quello normale. A causa delle suddette difficoltà
vengono introdotte delle ipotesi semplificative:
 • Si usano leggi costitutive semplificate: modello rigido perfettamente plastico. Si assume che la
 resistenza del materiale sia espressa unicamente dai parametri coesione (c) e angolo di
 resistenza al taglio (ϕ), costanti per il terreno e caratteristici dello stato plastico.
 • In alcuni casi vengono soddisfatte solo in parte le equazioni di equilibrio.

4 .1 NORM ATIV A DI RIFERIMENTO

Le Norme Tecniche per le Costruzioni del 2018 definiscono i principi per il progetto, l’esecuzione e il
collaudo delle costruzioni, nei riguardi delle prestazioni richieste in termini di requisiti essenziali di
resistenza meccanica, stabilità e di durabilità.
Esso forniscono quindi i criteri generali di sicurezza, precisano le azioni che devono essere utilizzate nel
progetto, definiscono le caratteristiche dei materiali e dei prodotti e. più in generale, trattano gli aspetti
attinenti la sicurezza strutturale delle opere.
In particolar modo la normativa impone la valutazione di sicurezza e le prestazioni di un’opera (i di una
parte di essa) in relazione agli stati limite che si possono verificare durane la vita nominale. Lo stato limite
viene definito come la condizione superata la quale l’opera non soddisfa più le esigenze per le quali è
stata progettata. In particolare, le opere e le varie tipologie strutturali devono possedere i seguenti
requisiti:
 - Sicurezza nei confronti di stati limite ultimi (SLU): capacità di evitare crolli, perdite di equilibrio e
 dissesti gravi, tali o parziali, che possano compromettere l’incolumità delle persone, ovvero
 comportare la perdita di beni, ovvero provocare gravi danni ambientali e sociali, ovvero mettere
 fuori servizio l’opera;
 - Sicurezza nei confronti di stati limite di esercizio (SLE): capacità di garantire le prestazioni
 previste per le condizioni di esercizio;
 - Robustezza nei confronti di azioni eccezionali: capacità di evitare danni sproporzionati rispetto
 all’entità delle cause innescanti quali incendio, esplosioni, urti.
Il superamento di uno stato limite ha carattere irreversibile e si definisce “collasso”, mentre il superamento
di uno stato limite di esercizio può avere carattere reversibile o irreversibile. La Normativa adotta il
metodo semiprobabilistico agli stati limite, tramite il quale vengono introdotte incertezze sui valori di
calcolo, applicando dei coefficienti parziali di sicurezza γ che operano su azioni e resistenze.
La resistenza di progetto fd viene rapportata al valore di progetto Ed delle azioni. Le azioni, definite al

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valore caratteristico Fk sono moltiplicate per un coefficiente γf ottenendo il temine di progetto Fd: in questo
modo le azioni di progetto impiegate nel calcolo hanno un’intensità maggiore, con lo scopo di
incrementare il livello di sicurezza. Per lo stesso principio le resistenze caratteristiche vengono diminuite
di un termine γM, per ottenere il termine fd.
Le azoni vengono poi espresse in termini di prestazioni attese Ed (derivanti da analisi strutturali), mentre
le resistenze in capacità di prestazione Rd . la verifica di sicurezza si basa sul principio per cui
Rd≥ Ed
La verifica della suddetta condizione è effettuata impiegando diverse combinazioni di gruppi di coefficienti
parziali, rispettivamente definiti per le azioni (A1 e A2), per i parametri geotecnici (M1 e M2) e per le
resistenze (R1, R2 e R3):
 - lo stato limite di equilibrio, EQU, considera la struttura, il terreno o l’insieme terreno-struttura
 come corpo rigido.
 - lo stato limite di resistenza della struttura, STR, riguarda gli elementi di fondazione e di sostegno
 del terreno. Si utilizza per tutti i dimensionamenti strutturali.
 - lo stato limite di resistenza del terreno, GEO, si utilizza per il dimensionamento geotecnico delle
 opere di fondazione e di sostegno e per tutte le strutture che interagiscono col terreno, ma anche
 per le verifiche di stabilità globale terreno-struttura.
Nell’Approccio 2 è utilizzata invece un’unica combinazione dei gruppi di coefficienti parziali A1+M1+R3:
per le azioni si impiegano i coefficienti γF riportati nella colonna A1 tabella 6.2.I, i γM per i parametri
geotecnici sono riportati sempre in tabella 6.2.II e i coefficienti γR che operano direttamente sulla
resistenza globale di opere e sistemi geotecnici sono definiti specificatamente per ogni opera.
Nel primo approccio progettuale (Approccio 1) la prima combinazione è generalmente più severa nei
confronti del dimensionamento strutturale delle opere a contatto con il terreno, mentre la seconda
combinazione è generalmente più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico. Nel secondo
approccio progettuale (Approccio 2) è prevista l’unica combinazione di gruppi di coefficienti è da adottare
sia nelle verifiche strutturali sia nelle verifiche geotecniche.

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Relativamente alla verifica di stabilità globale deve essere effettuata secondo l’Approccio 1, combinazione
2 (A2+M2+R2), tenendo conto dei coefficienti parziali riportati nelle Tabelle 6.2.I e 6.2.II per le azioni e i
parametri geotecnici, e nella Tabella 6.8.I per le resistenze globali (NTC, 2018).

4 .2 ST ABILITÀ DI UN PENDIO INDEFINITO

Per frane di scivolamento traslativo, con basso valore del rapporto profondità/lunghezza della superficie di
rottura, gli effetti al bordo possono essere trascurati e il meccanismo di movimento può essere modellato
come uno scivolamento di un pendio di dimensione indefinita, lungo una superficie di rottura parallela al
pendio (analisi di pendio indefinito). Tale tipo di analisi si presta bene per l’interpretazione degli
scivolamenti traslativi di terra o roccia. In particolare può essere applicato a scivolamenti della coltre
superficiale, detritica e/o di alterazione, lungo un substrato roccioso non alterato.
Le condizioni idrauliche sono spesso rappresentate come movimenti di filtrazione all’interno dello strato
superficiale, con linee di flusso parallele al pendio. Se la resistenza è costituita dal solo attrito (c’=0) allora
la pendenza limite è pari all’angolo di attrito φ‘ in condizioni a secco o circa la metà di φ‘ con falda a piano
di campagna e filtrazione parallela al pendio.
Considerato che lo spessore dello strato coinvolto nel movimento franoso sia inoltre piccolo rispetto alla
lunghezza della frana, si può quindi assumere che la scarpata sia di lunghezza infinita e trascurare di
conseguenza gli effetti di bordo.
Il fattore di sicurezza descrive la condizione di equilibrio del pendio, in quale è analizzato tramite il metodo
dell’’equilibrio limite che è sicuramente il metodo di analisi di stabilità più utilizzato in campo geologico –
tecnico. In alternativa, si adottano metodi che prendono in considerazione lo stato tensionale e
deformativo del versante, ovvero degli elementi che lo costituiscono.
In pratica, il metodo consiste nel calcolo delle forze o momenti agenti lungo una superficie di scorrimento
predefinita e delle resistenze disponibili lungo la stessa superficie. La condizione di equilibrio limite è
verificata quando le forze o momenti agenti uguagliano quelle resistenti: in questo caso lo stato tensionale
medio lungo la superficie di scorrimento giace sull’inviluppo di rottura del terreno ed il versante si trova sul
punto di collasso.
Nei pendii stabili. La resistenza mobilizzata in condizioni di equilibrio statico è minore di quella disponibile
e ciò viene espresso convenzionalmente tramite un fattore di sicurezza F definito come:
 
 =
 
Il fattore di sicurezza del versante è quello corrispondente alla superficie di scorrimento più critica (F più
basso) tra le varie superfici di prova.
Le resistenze disponibili nel terreno sono generalmente definite attraverso il criterio di Mohr-Coulomb,
anche se il metodo più essere applicato considerando altri criteri di rottura.
Il metodo dell’equilibrio limite si basa sulle seguenti assunzioni (Nash, 1987):
 - La massa di terreno è considerata perfettamente rigida;
 - La rottura del versante avviene per scorrimento di una massa di terreno lungo una superficie;
 - Al momento della rottura, la resistenza del terreno viene completamente mobilizzata lungo l’intera
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 superficie.
Tali assunzioni permettono una risoluzione agevole e rapida dei problemi di stabilià.
Per le frane di scivolamento traslativo, con basso valore del rapporto profondità/lunghezza della superficie
di rottura, gli effetti al bordo possono essere trascurati e il meccanismo di movimento può essere
modellato come uno scivolamento di un pendio di dimensione indefinita, lungo una superficie di rottura
parallela al pendio (analisi di pendio indefinito).
Tale tipo di analisi si presta bene per l’interpretazione degli scivolamenti traslativi di terra o roccia. In
particolare può essere applicato a scivolamenti della coltre superficiale, detritica e/o di alterazione, lungo
un substrato roccioso non alterato.
Le condizioni idrauliche sono spesso rappresentate come movimenti di filtrazione all’interno dello strato
superficiale, con linee di flusso parallele al pendio.
Se la resistenza è costituita dal solo attrito (c’=0) allora la pendenza limite è pari all’angolo di attrito Φ’ in
condizioni a secco o circa la metà di Φ’ con falda a piano di campagna e filtrazione parallela al pendio.

 Schema di scivolamento traslazionale
Un elemento di lunghezza infinitesima ds e di altezza H uguale allo spessore dello strato è sottoposto
all’azione delle forze rappresentate nella seguente figura.

 Forze agenti su di un concio di terreno in frana di lunghezza infinitesima
Le forze SM e SV devono necessariamente essere uguali per simmetria. Essendo a distanza infinita dai
bordi, infatti, le pareti di monte e valle dell’elemento sono distinguibili tra loto. Le spinte agenti da monte
su di queste saranno quindi uguali. D’altronde la reazione esercitata sulla parete di valle dovrà essere
uguale e contraria all’azione che proviene da monte.
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Si avrà allora, per l’equilibrio alla traslazione:
 N=W cos α
 T=w sin α
dove α è inclinazione dello strato
essendo
 W=γ H cos ds
il peso dell’elemento considerato. Sulla faccia di base dell’elemento agiscono tensioni tali per cui
 
 = = = tan 
 
In ossequio al criterio di Mohr – Coulomb, il collasso potrà avvenire solo se = + 
Quindi se
 
 < + (eq.1)
 2 

il pendio si trova in condizioni di sicurezza

 Polo del cerchio di Mohr che caratterizza lo stato tensionale in un punto qualunque

Per apprezzare quanto distante sia un qualunque pendio dalle sue condizioni di collasso, si può
trasformare la disuguaglianza di cui sopra in un’equazione. Ciò può essere fatto introducendo un fattore
moltiplicativo, Fs, maggiore di 1, che riduca in ugual misura in termini coesivo ed attritivo, che
caratterizzano la resistenza del materiale. Si ha pertanto, dalla eq 1:
 tan 
 = + (eq 2)
 tan 

Al fattore moltiplicativo Fs viene definito come coefficiente di sicurezza ed un valore unitario di questo
coefficiente corrisponderà alla condizione di collasso.
È il primo luogo chiaro che in assenza di coesione il coefficiente di sicurezza si riduce a
 tan 
 =
 tan 
Per il materiale puramente attritivo, dunque, l’angolo d’attrito fornisce la massima pendenza che un
pendio può avere senza collassare.

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È estremamente importante, ai fini dell’esecuzione di una corretta analisi di stabilità e delle necessarie
opere di stabilizzazione del dissesto, ricostruire l’andamento della superficie piezometrica, se presente, e
di valutare le sue oscillazioni. Queste ultime dipendono dagli apporti idrici esterni (precipitazioni,
scioglimento nevi ecc.), dai parametri idrogeologici dei materiali coinvolti (permeabilità ecc.) e delle
caratteristiche climatiche, vegetazione e suoli (evapotraspirazione, infiltrazione).
Se l’intero strato di terreno fosse interessato da un flusso d’acqua diretto parallelamente alla base
resistente, il coefficiente di sicurezza sarebbe notevolmente minore del valore fornito dalla eq.1.
Pertanto il coefficiente di sicurezza in presenza di flusso d’acqua parallelo al pendio è:
 ′ ′ 
 = ( + ) (eq3)
 ′ 

dove H è lo spessore dello strato
Il coefficiente di sicurezza per un pendio interessato da un moto di filtrazione vale quindi circa la metà del
coefficiente di sicurezza per lo stesso pendio in assenza di esso. L’insorgere di un moto di filtrazione in un
pendio secco inizialmente stabile può quindi essere generalmente la causa del collasso.

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4 .3 RISULTATI
Sono state eseguite quattro verifiche di stabilità in corrispondenza dei settori classificati dal PAI ad alto
rischio idrogeologico (Zona 2) e nei tratti di versante maggiormente acclivi.
Per queste zone è stato calcolato il valore della pendenza del versante, consentendo di ricavare l’ultimo
parametro utile per il calcolo della stabilità.

 Carta PAI.

 2

 1

 Vista delle sezioni topografiche considerate (linea color azzurro) per il calcolo della pendenza.

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 4
 3

 Vista delle sezioni topografiche considerate (linea color azzurro) per il calcolo della pendenza.
I dati della pendenza del versante sono:
 - Sezione n. 1 Pendenza = 27°
 - Sezione n. 2 Pendenza = 42°
 - Sezione n. 3 Pendenza = 31°
 - Sezione n. 4 Pendenza = 35°
 - I parametri geotecnici utilizzati, citati in precedenza, sono stati applicati i coefficienti parziali per i
 parametri geotecnici definiti dalla normativa in vigore (colonna M2 della tabella 6.2.I. delle
 NTC18) allo scopo di rendere l’analisi cautelativa nei confronti di questi valori.
 - Tabella parametri del terreno
Materiale γd [t/m3] C [KPa] Cu progetto [kN/m2] Φ [°] Φ progetto [°]
Depositi di versante 1.8 100 80 30 25
 - peso di volume:γ=1.8 t/mc
 - peso di volume saturo γsat= 2.0 t/mc
Sezione n.1
Per la determinazione del coefficiente di sicurezza per il pendio in esame, formato da uno strato di terreno
di spessore pari a 1 m, depositato su di un substrato roccioso impermeabile, sono stati utilizzati i seguenti
parametri geotecnici:
α pendenza del versante= 27°
φ angolo di attrito= 30°
c coesione= 20 kPa (valore pari un quarto d 80 kPa: cautelativo)
γd peso di volume secco= 18kN/m3
γsat peso di volume saturo= 20 kN/m3
H spessore dello strato = 1 m
Applicando l’eq. 2 in assenza di moto di infiltrazione il coefficiente si sicurezza FS è pari a 3.66 quindi
superiore alla condizione di equilibrio limite.
Applicando, invece, l’eq. 3 con moto di infiltrazione, (condizione di completa saturazione del terreno
superficiale), otteniamo che il FS è pari 2.97> γr >1.1.

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Sezione n.2
Per la determinazione del coefficiente di sicurezza per il pendio in esame, formato da uno strato di terreno
di spessore pari a 1 m, depositato su di un substrato roccioso impermeabile, sono stati utilizzati i seguenti
parametri geotecnici:
α pendenza del versante= 42°
φ angolo di attrito= 30°
c coesione= 20 kPa (valore pari un quarto d 80 kPa: cautelativo)
γd peso di volume secco= 18kN/m3
γsat peso di volume saturo= 20 kN/m3
H spessore dello strato = 1 m
Applicando l’eq. 2 in assenza di moto di infiltrazione il coefficiente si sicurezza FS è pari a 2.27 quindi
superiore alla conduzione di equilibrio limite.
Applicando, invece, l’eq. 3 con moto di infiltrazione, (condizione di completa saturazione del terreno
superficiale), otteniamo che il FS è pari 2.75> γr >1.1.

Sezione n.3
Per la determinazione del coefficiente di sicurezza per il pendio in esame, formato da uno strato di terreno
di spessore pari a 1 m, depositato su di un substrato roccioso impermeabile, sono stati utilizzati i seguenti
parametri geotecnici:
α pendenza del versante= 31°
φ angolo di attrito= 30°
c coesione= 20 kPa (valore pari un quarto d 80 kPa: cautelativo)
γd peso di volume secco= 18kN/m3
γsat peso di volume saturo= 20 kN/m3
H spessore dello strato = 1 m
Applicando l’eq. 2 in assenza di moto di infiltrazione il coefficiente si sicurezza FS è pari a 3.29 quindi
superiore alla conduzione di equilibrio limite.
Applicando, invece, l’eq. 3 con moto di infiltrazione, (condizione di completa saturazione del terreno
superficiale), otteniamo che il FS è pari 2.66> γr >1.1.

Sezione n.4
Per la determinazione del coefficiente di sicurezza per il pendio in esame, formato da uno strato di terreno
di spessore pari a 1 m, depositato su di un substrato roccioso impermeabile, sono stati utilizzati i seguenti
parametri geotecnici:
α pendenza del versante= 35°
φ angolo di attrito= 30°
c coesione= 20 kPa (valore pari un quarto d 80 kPa: cautelativo)
γd peso di volume secco= 18kN/m3
γsat peso di volume saturo= 20 kN/m3
H spessore dello strato = 1 m
Applicando l’eq. 2 in assenza di moto di infiltrazione il coefficiente si sicurezza FS è pari a 3.03 quindi
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superiore alla conduzione di equilibrio limite.
Applicando, invece, l’eq. 3 con moto di infiltrazione, (condizione di completa saturazione del terreno
superficiale), otteniamo che il FS è pari 2.47> γr >1.1.

5 ANALISI STABILITÀ FRONTI DI SCAVO A BREVE TERMINE
L’inclinazione e l’altezza del fronte sono funzione delle necessità operative; in linea generale, ogni
qualvolta un terreno ha una superficie inclinata di scavo esiste la possibilità di scivolamento.
In generale la stabilità dei fronti di scavo è influenzata dall’altezza e inclinazione dei fronti, dall’angolo
d’attrito, dalla coesione non drenata del terreno, dalla presenza di eventuali sovraccarichi, dalle condizioni
meteorologiche (variazioni di temperatura-precipitazioni), da eventuali venute di acqua dai fronti stessi e
dal tempo durante il quale lo scavo resterà aperto.
Quindi gli scivolamenti, oltre a poter avvenire lungo differenti superfici, dipendono anche dalla resistenza
del terreno che varia nel tempo.
Per la verifica della stabilità dei fronti di scavo è possibile ricorrere ad uno strumento definito “Curve di
Taylor”. Il valore della scarpa e della relativa altezza critica dello scavo possono essere ricavati con
l’ausilio del grafico di seguito illustrato, che pone in relazione l’angolo di scarpa con un coefficiente
adimensionale Ns (Fattore di Stabilità) in dipendenza dei valori dell’angolo di attrito interno (φ) del
materiale. Il Fattore di Stabilità Ns, in tal caso correlato al valore approssimativo dell’angolo di attrito
interno del terreno, permette di risalire all’altezza critica dello scavo, ossia alla massima altezza
consentita con un determinato angolo di scarpa (β), secondo la relazione:
 Hc=(c/(gamma))*Ns
avendo indicato con:

 Ns: Fattore di stabilità
 c:coesione
 gamma: peso unità di volume
Ns è stato ricavato dal diagramma di Taylor
In altri termini, con tale grafico è possibile verificare speditivamente la stabilità a breve termine di una
parete di taglio, note le principali caratteristiche geotecniche dei materiali.

 Abaco della stabilità di Tylor per pendii di terreno dotati di coesione e angolo d’attrito

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La verifica è stata eseguita con la seguente formula: Fs = Ns * c / (gamma * Hc).

I parametri geotecnici considerati sono i seguenti:
Caratteristiche geotecniche
 Peso unità di volume 1800 Kg/m³
 Angolo di resistenza al taglio 25°
 Coesione 0.1 Kg/cm²
Partendo dai dati geomeccanici ipotizzati e riportati nella tabella sottostante si è definito un coefficiente di
sicurezza per lo scavo temporaneo.
Si rileva come il caso particolare, relativo ai terreni dotati di angolo d’attrito e coesione (φ = 25°), di una
parete verticale (β = 90°) porta a determinare sul grafico un valore di Ns pari a 6.
L’altezza critica del fronte di scavo è pari a 3.33 m. Considerando il coefficiente di sicurezza previsto dalle
NTC pari a γr=1.2, l’altezza massima del fronte di scavo dovrà essere minore di 2.7 m.
Si precisa che considerata la tipologia di opera prevista, (posa di una condotta) si prevede uno scavo di
altezza inferiore a 1.5 m. Con un’ altezza pari a 1.5 il fattore di sicurezza del fronte di scavo è pari a 2.2.
Si precisa, altresì, che le condizioni al contorno (es piogge, imprevisti stratigrafici, ecc) influenzano
notevolmente la stabilità del fronte. In generale nella situazione in esame dovrà essere valutata la stabilità
del versante in corso d’opera ed in base alle altezze di scavo sarà necessario considerare l’opportunità o
meno di realizzare opere provvisionali di sostegno dei fronti e/o di protezione, (es rivestimento con teli
impermeabili) o meglio realizzare scavi a settori .
Inoltre sarà opportuno mantenere gli scavi aperti per il minor tempo possibile e, nel caso di precipitazioni
atmosferiche, coprire il ciglio ed il fronte di scavo mediante teli impermeabili per evitare erosioni dovute
agli agenti atmosferici e alle acque di scorrimento superficiale. Al fine di contribuire ulteriormente alla
stabilità dei fronti di scavo si consiglia di evitare sovraccarichi in prossimità dei cigli superiori di scavo.

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6 APPRONTAMENTO CANTIERE
6 .1 S C AV I
In caso di pioggia i lavori dovranno essere preferibilmente sospesi o, valutandone preliminarmente la
possibilità, dovranno essere effettuati con particolare attenzione dopo aver provveduto alla protezione con
teli dei fronti di scavo.
Particolare cura si dovrà porre nella regimazione temporanea delle acque piovane e di infiltrazione, in
fase di cantiere, con la presenza di cunette e/o adeguate canalette temporanee lungo il bordo di scavo
e/o lungo eventuali piste di accesso al fine evitare l’instaurarsi di fenomeni di scorrimento ed erosione,
soprattutto in presenza di materiale rimaneggiato.
Le scarpate di scavo, durante periodi di pioggia, dovranno essere temporaneamente protette da teli
impermeabili per rallentare l’impatto battente della pioggia.

6 .2 DEMOLIZIONE TROV ANTI E/O BANCO DI ROCCIA

Demolizione trovanti e/o banco di roccia
Data la natura dell’area lo sbancamento di trovanti e/o di roccia può rappresentare, nel caso di scavi,
un’attività delicata per la presenza di edifici nelle vicinanze e per la stabilità dei fronti.
Stante la situazione urbanistica è sconsigliato l’utilizzo dell’esplosivo tradizionale; si ritiene quale
alternativa, utilizzare tecniche di demolizione differenti, di cui si accenna di seguito brevemente.
Abbattimento Meccanico mediante Martello demolitore oleodinamico
Da realizzarsi con cautela, previa verifica degli effetti sulle aree circostanti (rumore, vibrazioni) ed
eventualmente da usare in fase successiva ad un intervento preliminare di “rippaggio”.
Tecniche di scavo e demolizione: Agenti demolitori non esplosivi
Sono tecniche decisamente consigliate per tagli prossimi alle strutture di sostegno di edifici esistenti.
Esistono situazioni di scavo in cui può essere consigliato l’uso alternativo di demolizione con strutture non
convenzionali, escludendo comunque l’uso di esplosivi.
L’utilizzo di tecniche e/o di agenti demolitori non esplosivi sono decisamente sicuri e li rende adatti (previa
attenta valutazione economica ed in caso di obbligatorietà) in condizioni difficili quali la vicinanza di
strutture abitative o reti tecnologiche.
L’Agente demolitore BRISTAR è un cemento che lavora in base al principio della espansione lenta e
dirompente. Miscelato mediante un’appropriata quantità d’acqua nei fori precedentemente eseguiti nella
roccia, si indurisce e si espande con una spinta variabile fra 6000 e 8000 t/m2, provocando incrinature e
fratture.
Il tempo di reazione e di rottura varia in funzione delle caratteristiche del prodotto e della temperatura
dell’ammasso roccioso; il range è compreso fra 40 minuti e 24 ore. Le fratture non sono generate da
esplosione, ma da una reazione chimica di ossido di calcio inorganico e silicato con acqua.
Agente demolitore: Spacco con “cuneo americano”
È una tecnica di più facile uso mediante la quale il masso, preventivamente forato, viene sezionato con
cunei metallici infissi nei fori mediante mazza.

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6 .3 DEPOSITO DI M ATERI AL E DI SCAVO E/O IN ESUBERO

Soprattutto nelle aree di maggiore acclività s’impone una notevole cautela.
Il materiale dovrà essere depositato in siti stabili, con debole pendenza, provvedendo alla preventiva
creazione di un’unghia d’appoggio. La base può anche essere attuata mediante posa di travi in legno e/o
strutture di contenimento provvisorio.
Per evitare processi di erosione da parte di acque piovane e/o di ruscellamento si dovranno avere
particolari attenzioni.Eventuali massi e/o blocchi saranno attentamente e adeguatamente appoggiati al
suolo, meglio se inseriti in buche appositamente realizzate.

6 .4 RIPRISTINO DEGLI SCAV I

Nella fase di ritombamento degli scavi, il terreno dovrà essere adeguatamente costipato e livellato così da
evitare l’instaurarsi di instabilità legate a processi di erosione superficiale ad opera delle acque
“selvagge”.

7 CONCLUSIONI
Durante il sopralluogo eseguito dallo scrivente lungo il versante oggetto di intervento non si registrano
particolari criticità idrogeologiche tali da interferire con la proposta operativa.
Le verifiche di stabilità di pendio eseguite ai sensi delle NTC 2018 dimostrano il rispetto del fattore di
sicurezza minimo previsto dalla normativa, quindi sempre maggiore al valore del Fs> 1.1.
Per quanto riguarda le operazioni di scavo lungo la mulattiera, nei tratti in prossimità dei muretti a secco,
vista la loro pessima condizione di conservazione, con frequenti spanciamenti, si raccomanda la massima
attenzione onde evitare eventuali franamenti delle opere e quindi mettere a rischio la sicurezza degli
operatori.
Si precisa, altresì, che le condizioni al contorno (es piogge, imprevisti stratigrafici, ecc) influenzano
notevolmente la stabilità del fronte. In generale nella situazione in esame dovrà essere valutata la stabilità
del versante in corso d’opera ed in base alle altezze di scavo sarà necessario considerare l’opportunità o
meno di realizzare opere provvisionali di sostegno dei fronti e/o di protezione, (es rivestimento con teli
impermeabili, puntellature provvisorie).

Dervio (LC), 7 maggio 2020 Dott. Geol.Cristian Adamoli

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