Relazione Geotecnica

 Sommario 1 INTRODUZIONE ................................................................................................................................. 4 2 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI E DEI RIFIUTI ........................................................... 6 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.5.1 2.5.2 2.6 2.7 2.8 CAMPAGNE GEOGNOSTICHE ........................................................................................................... 6 INQUADRAMENTO STRATIGRAFICO ................................................................................................ 7 SONDAGGI A CAROTAGGIO CONTINUO ........................................................................................... 8 PROVE DI LABORATORIO .................................................................................................................. 8 PROVE PRESSIOMETRICHE ............................................................................................................. 11 GENERALITA’ .................................................................................................................................. 11 RISULTATI DELLE PROVE ................................................................................................................. 15 PROVE DOWN HOLE ....................................................................................................................... 16 PARAMETRI CARATTERISTICI DEI TERRENI IN SITU ........................................................................ 17 TIPOLOGIA DEI RIFIUTI E LORO CARATTERIZZAZIONE MECCANICA ............................................... 17 3 SISMICITA’ ...................................................................................................................................... 21 4 VERIFICHE DI STABILITA’ ................................................................................................................. 27 4.1 4.1.1 4.1.2 4.1.3 4.2 4.2.1 4.2.2 5 VERIFICA DELLE COPERTURE ........................................................................................................... 35 5.1 5.2 5.3 5.4 5.4.1 5.5 5.6 5.6.1 5.6.1.1 5.6.1.2 5.6.2 5.6.3 6 GENERALITA’ .................................................................................................................................. 27 METODO DI BISHOP ....................................................................................................................... 29 METODO DI BISHOP SEMPLIFICATO .............................................................................................. 29 VERIFICHE DI STABILITÀ IN CONDIZIONI SISMICHE ........................................................................ 30 VERIFICHE ESEGUITE ...................................................................................................................... 33 SCAVO PROVVISORIO ..................................................................................................................... 34 CORPO RIFIUTI ................................................................................................................................ 34 GENERALITA’ .................................................................................................................................. 35 METODI DI VERIFICA ...................................................................................................................... 35 TENSIONI TRASMESSE AI MANTI .................................................................................................... 38 ANCORAGGIO DELLE GEOGRIGLIE ................................................................................................. 41 ANCORAGGI CON SOLO RUNOUT .................................................................................................. 41 VERIFICHE SISMICHE DEI MANTI DI COPERTURA ........................................................................... 44 VERIFICHE ....................................................................................................................................... 47 VERIFICA SEZIONE TIPO COPERTURA VERSANTE ........................................................................... 47 CONDIZIONE PROVVISIONALE ....................................................................................................... 48 CONDIZIONE DEFINITIVA ................................................................................................................ 53 VERIFICA COLMO SCARPATA .......................................................................................................... 58 VERIFICA FONDO DISCARICA .......................................................................................................... 60 STIMA DEL CEDIMENTO DELLA DISCARICA E DEL CUMULO DI RIFIUTI ............................................. 62 6.1 6.2 PREMESSA ...................................................................................................................................... 62 CEDIMENTI DEL FONDO DELLA DISCARICA .................................................................................... 62 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 2/73
6.3 6.4 CEDIMENTI DEL CUMULO DEI RIFIUTI ............................................................................................ 67 CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE SUI CEDIMENTI ............................................................................ 71 7 CONCLUSIONI ................................................................................................................................. 72 8 ALLEGATO DI CALCOLO ................................................................................................................... 73 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 3/73
AMPLIAMENTO DELLA DISCARICA DEL COMUNE DI PONTEDERA IN LOCALITA’ GELLO (PI) 1
INTRODUZIONE La presente relazione tecnica si inserisce nell’ambito del progetto definitivo dell’impianto di dissociazione molecolare e relativa discarica nel comune di Pontedera in località Gello (PI). In particolare sono state eseguite le verifiche di stabilità degli scavi provvisori necessari all’ampliamento della discarica esistente, del corpo dei rifiuti e delle coperture. Sono stati inoltre stimati i cedimenti sia del fondo discarica sia del corpo rifiuti. Le verifiche di stabilità degli scavi e del corpo rifiuti sono state eseguite in ottemperanza delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni (DM 14/01/2008 ‐ NTC08). Nella figura seguente (Figura 1) è indicata l’area in esame. Figura 1: indicazione dell'area interessata dall’ampliamento Il nuovo bacino sarà realizzato parte in scavo, con profondità massima a circa ‐8.00 m dall’attuale piano campagna, e parte in rilevato, con quota massima a circa 32.00 m s.l.m., una volta assestato il corpo rifiuti. I dati progettuali di riferimento sono stati forniti dalla stazione appaltante o si riferiscono a dati di E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 4/73
bibliografia generalmente accettati. In particolare si dispone della merceologia dei rifiuti che attualmente sono conferiti in discarica dalla quale è stato possibile ricavare le caratteristiche meccaniche del rifiuto stesso e delle risultanze della campagna geognostica eseguita nell’autunno‐inverno del 2009 per la caratterizzazione geomeccanica dei terreni. Ulteriori dati sono stati raccolti nei documenti di progetto relativi ai lotti precedenti. Stante quanto premesso, le problematiche affrontate nella seguente relazione tecnica hanno riguardato: 
Stima delle caratteristiche geomeccaniche dei terreni; 
Stima delle caratteristiche meccaniche dei rifiuti; 
Verifica di stabilità degli scavi provvisionali e del corpo rifiuti; 
Verifica di stabilità del pacchetto di copertura della discarica; 
Stima dei cedimenti del fondo della discarica e del corpo rifiuti. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 5/73
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CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI E DEI RIFIUTI 2.1
CAMPAGNE GEOGNOSTICHE La caratterizzazione geomeccanica dei terreni interessati dalla realizzazione delle opere è stata eseguita sulla scorta delle informazioni desunte dagli elaborati tecnici contenuti nel “Progetto della discarica in loc. Gello mediante costruzione di un nuovo lotto destinato allo smaltimento di rifiuti non pericolosi” sia nella redazione del progetto Definitivo sia nella redazione del progetto Esecutivo e della campagna di indagini predisposta ed eseguita nei mesi di ottobre e novembre del 2009. Al fine della ricostruzione di un modello geotecnico adatto alle procedure di verifica, sono stati esaminati i dati relativi alle varie campagne di indagini realizzate sul sito. Tali indagini, integrate dalla campagna geognostica più recente realizzate per l’ampliamento dei lotti già autorizzati, hanno restituito un quadro sufficientemente completo dal punto di vista stratigrafico. La campagna di indagini eseguita nel corso dei mesi di ottobre e novembre del 2009 finalizzata ad integrare il modello geologico e geotecnico rappresentativo del sito definito nell’ambito delle progettazioni precedenti si è così articolato: 
Esecuzione di n°5 sondaggi a carotaggio continuo spinti fino a una profondità di 20.0 m ad eccezione del sondaggio S3 il quale ha investigato fino a una profondità di 30.0 m; 
Prelievo di 16 campioni indisturbati per le analisi di laboratorio (stima delle proprietà indice, dei limiti di Attemberg, analisi granulometriche, n° 1 prova di TD, ; n° 2 prove TX CD, n°11 prove TX UU, n° 2 prove TX CU) 
Esecuzione di n°6 prove pressiometriche; 
Esecuzione di n°6 prove penetrometriche statiche con piezocono (CPTU). 
Esecuzione di n°1 prova down hole. In Figura 2 è riportata l’esatta ubicazione delle indagini geognostiche eseguite nell’ultima campagna di indagine e la traccia delle sezioni geologiche redatte. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 6/73
Figura 2: ubicazione schematica delle indagini geognostiche 2.2
INQUADRAMENTO STRATIGRAFICO L’area da destinarsi alla realizzazione del nuovo lotto della discarica è costituita nella parte alta da sedimenti fluvio‐lacustri a carattere prevalentemente argilloso limoso all’interno dei quali è possibile rinvenire orizzonti sabbiosi e, a quote più profonde, intercalazioni torbose. Tali depositi costituiscono una bancata di spessore compreso fra i 28.0 e i 30.0 m. Al di sotto di questo orizzonte è stato individuato un deposito ghiaioso in matrice limo argilloso di ambiente fluviale Il quadro generale che si è potuto definire vede la presenza di: 
Unità A – sedimenti argilloso limosi di ambiente fluvio‐lacustre fino a una profondità di circa 25.0‐
E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 7/73
30.0 m dal p.c. Argille e limi con sottili orizzonti sabbiosi argillosi e intercalazioni torbose. Questa unità è stata poi suddivisa in due sottounità: A1 strato limo argilloso rinvenibile dal piano campagna fino a una profondità di 10.0 m; A2 strato argilloso con intercalazioni torbose da circa 10.0 m dal p.c. fino alla fine dell’unità; 
Unità B – Ghiaie in matrice limo argillosa di ambiente fluviale. Ghiaie sabbiose e ghiaie in abbondante matrice limo argillosa. 2.3
SONDAGGI A CAROTAGGIO CONTINUO Per l’esecuzione dei sondaggi è stata impiegata una sonda a rotazione con carotiere semplice tipo con diametro da 101 mm e rivestimento da 152 mm. L’esame delle carote recuperate dai sondaggi ha permesso l’identificazione di intervalli della successione stratigrafica macroscopicamente omogenei (strati), costituiti cioè o da un tipo di terreno predominante o da alternanze più o meno regolari di terreni differenti. Le indagini, integrate dai dati geologici a disposizione relativi alle ai lotti precedenti, hanno restituito un quadro completo dal punto di vista stratigrafico. 2.4
PROVE DI LABORATORIO I campioni prelevati dai sondaggi relativi all’ultima campagna di indagine sono stati presi sulla formazione costituita dai sedimenti argillosi limosi di ambiente fluvio lacustre. Su di questo sono state realizzate una serie di prove di laboratorio riassunte nella Tabella 1 Tabella 1: Quadro sinottico delle prove di laboratorio eseguite (CF – Propietà indice, granulometria, limiti di Attemberg, TX UU – Prova triassiale non consolidata non drenata, TX CU – Prova triassiale consolidata non drenata, TD – Prova di taglio diretto, TX CD – Prova triassiale consolidata drenata, ED – Prova edometrica, PERM – Prova di permeabilità) ID Prof. (m) S1 C1 6.5 – 7.1 S1 C2 S1 C3 Unità CF TX UU TX CU TD TX CD ED PERM A1 X X X 10.5 – 11.1 A2 X X X 15.0 – 15.6 A2 X X geomeccanica E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 8/73
S1 C4 20.0 ‐ 20.6 A2 X X X S2 C1 4.5 – 5.0 A1 X X S2 C2 8.0 ‐8.5 A1 X X X X S2 C3 13.0 – 13.5 A2 X X X X S2 C4 18.0 – 18.5 A2 X X X S3 C1 6.0 – 6.6 A1 X X X X S3 C2 9.0 – 9.6 A1 X X S3 C3 14.0 – 14.6 A2 X X X X S3 C4 18.0 – 18.5 A2 X X S4 C1 8.0 – 8.6 A1 X X X X S4 C2 10.0 – 10.6 A2 X X X S4 C3 16.5 – 17.1 A2 X X X S4 C4 19.5 – 20.1 A2 X X A partire da tali prove sono stati determinati i parametri riportati nel quadro di Tabella 2 e di Tabella 3. Tabella 2: Quadro sinottico dei risultati delle caratteristiche fisiche stimate dai campioni prelevati Unità ID Prof. (m) Granulometria Limiti geomeccanica G% S% L%+A% LL % LP % S1 C1 6.5 – 7.1 A1 0 1 99 77 27 S1 C2 10.5 – 11.1 A2 1 1 98 60 24 S1 C3 15.0 – 15.6 A2 0 0 100 76 27 S1 C4 20.0 ‐ 20.6 A2 0 0 100 63 25 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 9/73
S2 C1 4.5 – 5.0 A1 0 0 100 68 26 S2 C2 8.0 ‐8.5 A1 0 0 100 81 29 S2 C3 13.0 – 13.5 A2 0 6 94 59 19 S2 C4 18.0 – 18.5 A2 0 0 100 76 27 S3 C1 6.0 – 6.6 A1 0 1 99 72 23 S3 C2 9.0 – 9.6 A1 0 36 64 36 20 S3 C3 14.0 – 14.6 A2 0 0 100 68 28 S3 C4 18.0 – 18.5 A2 0 57 43 24 22 S4 C1 8.0 – 8.6 A1 0 2 98 65 24 S4 C2 10.0 – 10.6 A2 0 0 100 70 26 S4 C3 16.5 – 17.1 A2 0 10 90 54 23 S4 C4 19.5 – 20.1 A2 0 0 100 66 26 Tabella 3: Quadro sinottico dei parametri geomeccanici stimati dalle prove di laboratorio TX UU ID Prof. (m) TX CU TD TX CD ED PERM Unità geomeccanica cu c’ ’ c’ ’ c’ ’ (kPa) (kPa) (°) (kPa) (°) (kPa) (°) Cc Cs cm/sec S1 C1 6.5 – 7.1 A1 49 0.249 0.066 S1 C2 10.5 – 11.1 A2 0.193 0.074 5.2e‐9 S1 C3 15.0 – 15.6 A2 89 S1 C4 20.0 ‐ 20.6 A2 68 0.332 0.114 S2 C1 4.5 – 5.0 A1 56 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 10/73
S2 C2 8.0 ‐8.5 A1 64 3 21 0.293 0.110 S2 C3 13.0 – 13.5 A2 0 23 0.230 0.071 3.2e‐9 S2 C4 18.0 – 18.5 A2 114 0.289 0.112 S3 C1 6.0 – 6.6 A1 115 19 20 0.234 0.072 S3 C2 9.0 – 9.6 A1 0 28 S3 C3 14.0 – 14.6 A2 131 0.243 0.089 1.8e‐9 S3 C4 18.0 – 18.5 A2 0.148 0.014 S4 C1 8.0 – 8.6 A1 19 0.361 0.103 7.0e‐9 S4 C2 10.0 – 10.6 A2 0 23 0.362 0.123 S4 C3 16.5 – 17.1 A2 60 0.254 0.077 S4 C4 19.5 – 20.1 A2 86 Le prove di laboratorio hanno sostanzialmente confermato la caratterizzazione dei parametri geomeccanici eseguita nell’ambito delle progettazioni realizzate negli anni passati. 2.5
PROVE PRESSIOMETRICHE 2.5.1 GENERALITA’ La prova pressiometrica Menard viene effettuata inserendo all’interno di un foro una sonda standard in grado di espandersi contro il terreno e misurando la pressione esercitata contro il terreno stesso a fronte dell’espansione volumetrica. I risultati della prova sono rappresentati nel piano V‐p (Figura 3) attraverso gli incrementi di volume della cella V (depurati delle varie plusvalenze dovute alle perdite lungo circuito del fluido ecc.) in funzione delle relative pressioni registrate dai manometri p, anch’esse corrette in base alla taratura preventiva dell’attrezzatura. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 11/73
Figura 3: Esempio di rappresentazione dei risultati della prova pressiometrica e individuazione delle grandezze rilevanti per l’interpretazione. Tali curve possono essere “trattate” e riportate su piani con scale differenti per evidenziare vari aspetti dei fenomeni tenso‐deformativi cui è soggetto il terreno durante la prova. La grandezza di più immediata determinazione è il cosiddetto modulo pressiometrico normalizzato di Menard Ep , ottenibile attraverso la relazione: Ep = 2 ∙ (1 + ) ∙ Vm ∙ ∆P/∆V nella quale: 
 modulo di Poisson del terreno; 
Vm volume medio della cella nel tratto pseudo‐elastico; 
∆P = (Pf – P0) variazione di pressione nel tratto pseudo‐elastico; 
∆V =(Vf – V0) variazione di volume nel tratto pseudo‐elastico. Il volume medio della cella può essere stimato dalla relazione: Vm = Vi + (Vf +Vo) / 2 dove Vi = volume iniziale teorico della cella (535 cm3 nel caso del pressiometro utilizzato) e Vf e Vo sono i E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 12/73
valori deducibili dalla curva come mostrato in Figura 3. Sulla base del valore del modulo pressiometrico Ep è possibile stimare il modulo elastico caratteristico del terreno, attraverso un coefficiente di correlazione  empirico, definito coefficiente reologico, dipendente principalmente dal tipo di terreno, nonché dallo stato di addensamento o consistenza: E = Ep /  ; 0.25 <  < 1 Gli autori propongono valori minori di  per i terreni a grana grossa ben addensati, mentre il coefficiente si avvicina all’unità per i terreni coesivi sovraconsolidati, ciò in relazione all’interazione tra la sonda ed il terreno circostante. Una ulteriore grandezza di notevole importanza deducibile dalla curva di prova è la pressione limite plim definita come quel valore teorico di pressione per il quale l’espansione della cavità procede indefinitamente, ovvero la pressione che, applicata secondo la geometria della prova al terreno, considerato a comportamento elasto‐plastico, ne produce la rottura e la deformazione indefinita. Gli autori hanno proposto differenti modi convenzionali per l’individuazione della plim, alcuni matematici, altri grafici. Nello specifico si intende proporre il metodo basato sul grafico p ‐ loge V/V per il quale la plim è il valore di pressione corrispondente a V/V=1 (ovvero al raddoppio del volume rispetto al valore V0) ottenuto prolungando con una retta la curva sperimentale nel tratto plastico (cfr. Figura 4). E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 13/73
Figura 4: Costruzione grafica per la determinazione di plim A valle della determinazione pressoché diretta delle grandezze fin qui descritte, è possibile valutare il tipo di resistenza meccanica (coesiva o attritiva) offerta dal terreno nell’ambito della prova e stimare i parametri di resistenza in termini di tensioni totali ovvero efficaci. Tale procedura interpretativa è piuttosto complessa e si basa essenzialmente sulla analogia tra la modalità di prova e la trattazione teorica dell’espansione di una cavità cilindrica in un mezzo a comportamento elasto‐plastico. Questo tipo di trattazione, sebbene più complesso e meno usuale, è stato preferito agli approcci empirici per la stima dei parametri di resistenza, in quanto fornisce un quadro interpretativo più completo della prova, dando indicazioni sul comportamento tenso‐deformativo complessivo del terreno. In pratica, da un lato le formulazioni empiriche si basano sull’estrapolazione dalla prova di alcune grandezze e quindi sull’utilizzo di queste ultime per la stima delle caratteristiche di resistenza del terreno; dall’altro l’interpretazione tramite l’analogia con la teoria dell’espansione della cavità si propone di “simulare” il comportamento del terreno ipotizzandone, sulla scorta dei dati forniti dalla prova, il comportamento meccanico, ovvero i parametri di E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 14/73
resistenza. La bontà della “simulazione” è valutabile tramite l’adattamento della curva di prova con quella formulata dagli autori che hanno risolto il problema fisico‐matematico della espansione della cavità la cui espressione, in termini di rapporto tra raggio della cavità alla pressione generica p e raggio iniziale r0 , è la seguente: 

 m


r 
R 





m
r0 
 

1       1 R ,  

 

nella quale i parametri indicati con lettere dell’alfabeto greco sono funzione delle caratteristiche meccaniche del terreno: 
’ angolo d’attrito interno; 
c’ coesione; 
 angolo di dilatanza; 
E modulo elastico; mentre R è funzione sia delle caratteristiche di resistenza che della pressione p, m è un fattore di forma (pari a 1 per la cavità cilindrica) e 1(R,) è il termine di una serie numerica convergente. Per i dettagli si rimanda all’allegato di calcolo. Il problema di adattamento si risolve tramite la minimizzazione, con il metodo dei minimi quadrati, dello scarto tra curva teorica e risultanze della prova, variando i parametri di resistenza del terreno citati. 2.5.2 RISULTATI DELLE PROVE Le prove pressiometriche eseguite sono state condotte durante i sondaggi S1 ed S4 ed hanno essenzialmente investigato il comportamento dell’unità A2. L’interpretazione delle prove in alcuni casi non è risultato agevole in quanto è risultato difficilmente individuabile il tratto pseudo‐elastico e la susseguente stima dei parametri di deformabilità. Alcune curve di prova hanno mostrato dei “sobbalzi” nel volume di fluido assorbito ed anche il controllo sulla curva di fluage non ha fornito l’atteso andamento iperbolico. Tali problematiche hanno permesso pertanto, in E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 15/73
alcune prove (PP2, PP3 e PP4), di fornire solamente dei valori indicativi per quanto riguarda il modulo elastico. In tutte le prove è stato comunque possibile individuare un comportamento prevalentemente non drenato dei terreni interessati dalle indagini i quali mostrano un alto valore di coesione, compreso fra i 50 e i 150 kPa. Nella tabella seguente è mostrato un quadro sinottico dei risultati ottenuti. Tabella 4: Quadro sinottico dei parametri geomeccanici stimati dall’interpretazione delle prove pressiometriche ID Prof. (m) cu (kPa) E (kPa) S1 PP1 7.90 150 6200 S1 PP2 11.80 50 6500 S1 PP3 16.40 90 6500 S4 PP4 7.30 85 6500 S4 PP5 12.50 55 4500 S4 PP6 17.80 100 9500 2.6
PROVE DOWN HOLE La prova sismica down hole è servita alla classificazione sismica dei terreni. Tale prova è stata eseguita all’interno del foro del sondaggio S3. L’obiettivo è stato quello di determinare le velocità delle onde di taglio (S) nel sottosuolo fino alla profondità di 30 m dalle quali calcolare poi il parametro di VS,30 e quindi definire la classificazione del suolo. Dall’elaborazione dei dati è stato possibile stimare tale parametro attraverso la seguente relazione: VS ,30 
30
m / s ]  hi
V
i 1,N s ,i

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La stima ottenuta per il valore VS,30 è pari a 256.5 m/s. Tale valore è caratteristico di un suolo di categoria C. 2.7
PARAMETRI CARATTERISTICI DEI TERRENI IN SITU In considerazione dei dati a disposizione e dell’importanza delle opere si è proposto di mantenere inalterata la caratterizzazione geomeccanica dei terreni già definita. Di seguito si riporta tale caratterizzazione (i valori sono quelli caratteristici): Terreno  (kN/m3) c’ (kPa) ’ (°) E (MPa) Strato limo argilloso (da 0.0 m a ‐10.0 m dal p.c.) 19 5 25 6.5 19 0 26 6.5 Strato argilloso con intercalazioni torbose (da ‐
10.0 m dal p.c a ‐25.0 m dal p.c) Ghiaia Substrato Rifiuti abbancati nella discarica esistente 10 0 20 4 Rilevato in argilla compattata 19 30 25 ‐ 2.8
TIPOLOGIA DEI RIFIUTI E LORO CARATTERIZZAZIONE MECCANICA Per lo studio della stabilità dei profili di abbandono del cumulo di rifiuti, risulta essere di notevole importanza la conoscenza della tipologia dei rifiuti con la quale la discarica verrà coltivata. Infatti, come mostrato da numerosi studi compiuti, le caratteristiche meccaniche risultano essere di non facile valutazione e comunque fortemente influenzate dalla merceologia degli elementi contenuti. Sulla base dell’analisi merceologica fornita è stato possibile ipotizzare un comportamento meccanico rappresentativo dell’ammasso dei rifiuti, come del resto ampiamente studiato in precedenti documenti progettuali, nei quali la caratterizzazione meccanica dei rifiuti è stata eseguita partendo da considerazioni circa i fattori che sembrerebbero influenzare la resistenza al taglio dei rifiuti solidi urbani, ovvero: 
la composizione merceologica; 
il fattore tempo; 
l’effetto di fluidi, liquidi e gassosi, presenti all’interno dell’ammasso. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 17/73
A partire dalla composizione merceologica è infatti evidente che i rifiuti possano possedere un comportamento meccanico molto differente. Si sono quindi individuate tre classi di materiali che contribuiscono in modo diverso alla resistenza al taglio complessiva. Categoria I : materiali inerti stabili (terre e simili, vetro, ceramica, metalli, legno etc..) Categoria D: materiali molto deformabili (plastica, gomma, tessili, carta etc..) Categoria B: materiali facilmente biodegradabili (scarti vegetali, materiale organico, parte del sottovaglio etc..) In base a tale classificazione si è differenziato quantitativamente il materiale costituente il corpo rifiuti (Tabella 5 e Tabella 6) ascrivendo ciascuna categoria alla relativa classe merceologica. È possibile riportare su di un grafico triangolare la posizione merceologica dei rifiuti, tale rappresentazione grafica risulta utile per la successiva caraterizzazione meccanica. Tabella 5: Suddivisione per categorie dei rifiuti. TIPOLOGIA % Fanghi da trattamento effluenti preparazione alimenti vegetali
0.2
Fanghi di recupero dei bagni di macerazione
1.3
Scarti della separazione meccanica nella produzione di polpa da rifiuti di carta e cartone (pulper) 15.5
Scarti di fibre e fanghi da separazione meccanica nella produzione di polpa da rifiuti di carta e cartone 2.8
Fanghi da trattamento effluenti preparazione carta e cartone
0.3
Fanghi non contenenti cromo da lavorazione pelli e pellicce
0.4
Scarti di cuoio conciati contenenti cromo
0.1
Imballaggi in materiali misti 0.3
Terre e rocce da scavo
0.2
Fanghi di dragaggio 0.8
Materiali contenenti amianto 0.3
Ceneri pesanti e scorie da termovalorizzazione rifiuti
7.0
Miscugli di rifiuti da trattamenti chimico fisici
5.8
Fanghi da trattamenti chimico fisici 4.0
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Rifiuti stabilizzati 9.2
Rifiuti solidificati 1.0
Vaglio da impianti di trattamento acque reflue
1.1
Rifiuti dall’eliminazione della sabbia 0.8
Fanghi da trattamenti acque reflue industriali
4.4
Materiali misti da trattamento meccanico rifiuti
42.4
Rifiuti urbani indifferenziati 0.1
Residui della pulizia stradale 0.5
Rifiuti ingombranti 0.2
Tabella 6: Suddivisione per classi merceologiche. inerti % degradabili deformabili 60.4
0.5
39.1
t
ner
Alt
4
i
tab
iS
C=I
40 %
D
li)
2
W1
1
L
%
%
40
20
%
B
%
0%
10
K
80
3
20 %
60
D(
I (I
F1
%
60
go
ri a
ria
60 %
A
%
80
Ca
te
go
J
10
0%
efo
F2
%
40
am
en t
80 %
te
Ca
ed
%
20
rm
abi
li)
100 %
Categoria B (Facilmente degradabili)
Figura 5: Merceologia rilevata nella discarica di Pontedera loc. Gello (in rosso) E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 19/73
A partire infatti da tale differenziazione, posizionando sulla carta di resistenza, costruita a partire da una serie di prove triassiali di laboratorio su campioni di grande diametro, è possibile eseguire agevolmente una caratterizzazione meccanica (Figura 6). I valori di resistenza in termini di coesione efficace e di angolo di resistenza al taglio che sembrerebbero essere attendibili sono i seguenti: c* = 10 kPa ’* = 30° Figura 6: Carta di resistenza – Angolo di attrito e coesione per  = 10 % In tali condizioni le caratteristiche di progetto dei rifiuti possono essere cautelativamente considerate come le seguenti: Unità C Descrizione: rifiuti; peso unità di volume:  = 10 kN/m3; coesione efficace: c’ = 10 kPa; ’ = 30°; angolo di attrito efficace: E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 20/73
3
SISMICITA’ Le nuove Norme Tecniche per le Costruzioni, D.M. 14/01/2008, prevedono, per la valutazione delle azioni sismiche, di fare riferimento alla zonazione di dettaglio del territorio nazionale redatta dall’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia. Secondo tale modello, su tutto il territorio nazionale si è disposta una maglia di punti per ognuno dei quali è assegnato un valore di accelerazione massima su substrato rigido ag, un fattore di amplificazione spettrale F0 ed un periodo caratteristico T*c relativi all’evento sismico atteso in un dato tempo di ritorno, quest’ultimo essendo funzione della vita attesa dell’opera e della classe di utilizzo. Note le coordinate geografiche del punto di interesse, è possibile trovare i quattro punti della maglia che lo circoscrivono e ricavare le tre grandezze citate per il punto specifico interpolando tra i valori dei punti forniti dall’INGV. Nel caso specifico le coordinate del sito sono le seguenti: lat. 10.5779 ; long. 43.6397 Nel caso specifico i punti identificativi più vicini del reticolo sono: 20492, 20493, 20714, 20715. In particolare, la normativa prevede la definizione di quattro verifiche differenti, relative a Stati Limite di Esercizio e Stati Limite Ultimi, ai quali corrisponde un diverso tempo di ritorno: 
Stato Limite di Operatività (SLO) 
Stato Limite di Danno (SLD) 
Stato Limite di Salvaguardia della Vita (SLV) 
Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC) Il tempo di ritorno viene calcolato a partire dalla probabilità di superamento dell’evento per ogni stato limite (vedi Tabella 7) e dal periodo di riferimento: TR  

VR
ln 1  PVR

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Essendo: VR = VN * Cu Dove: 
Cu classe d’uso; 
VN vita nominale dell’opera Tabella 7: Probabilità di superamento PVR al variare dello stato limite considerato Stati Limite
PVR
SLO
81%
SLD
63%
SLV
10%
SLC
5%
Stati limite di esercizio Stati limite ultimi Sono stati distinti due casi: uno relativo agli scavi (situazione provvisoria) e uno per il corpo rifiuti (situazione definitiva) ai quali sono stati assegnati differenti valori della vita nominale dell’opera. Nella tabella seguente sono riportati i valori assegnati: Tabella 8: Vita nominale dell’opera Verifica eseguita VN Scavo provvisorio
50
Corpo Rifiuti
100
Si ottengono, pertanto, i seguenti tempi di ritorno nelle due situazioni esaminate: Tabella 9: Tempi di ritorno relativi ai diversi Stati limite Stati Limite Stati limite di SLO
Scavo provvisorio
Corpo rifiuti TR TR (anni) (anni) 45
90 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 22/73
esercizio SLD
75
151 SLV
712
1424 SLC
1462
2475 Stati limite ultimi In base ai suddetti dati, i parametri sismici interpolati, funzione del tempo di ritorno, sono quelli riportati in Figura 7 e Figura 8. Figura 7: Grafici dei parametri sismici in funzione del tempo di ritorno – Scavo provvisionale E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 23/73
Figura 8: Grafici dei parametri sismici in funzione del tempo di ritorno – Corpo rifiuti Ulteriore passo per la determinazione delle azioni sismiche a livello locale è la definizione del tipo di terreno, ovvero della sua risposta, in termini amplificativi dell’accelerazione. A tal fine la norma introduce i parametri Ss, moltiplicativo della accelerazione su substrato rigido, e Cc moltiplicativo del periodo caratteristico, in funzione della rigidezza del terreno stesso, calcolabili secondo le indicazioni riportate in Tabella 10. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 24/73
Tabella 10: Classificazione dei terreni in funzione della risposta sismica VS30 (m/s) Parametri geotecnici di riferimento Coefficiente Ss Coefficiente Cc Formazioni litoidi o suoli omogenei molto rigidi comprendenti eventuali strati di alterazione superficiale di spessore massimo pari a 5 m > 800 1.00 1.00 Depositi di sabbie e ghiaie molto addensate o di argille molto consistenti, con spessori di diverse decine di metri 360 ‐ 800 1.00 ≤ 1.40 ‐ 0.4 F0 ag ≤ 1.20 1.10 ∙ (Tc*)‐0.2 Depositi di sabbie e ghiaie mediamente addensate o di argille di media consistenza 180 ‐ 360 1.00 ≤ 1.40 ‐ 0.4 F0 ag ≤ 1.20 1.05 ∙ (Tc*)‐0.33 1.00 ≤ 1.40 ‐ 0.4 F0 ag ≤ 1.20 1.25 ∙ (Tc*)‐0.5 1.00 ≤ 1.40 ‐ 0.4 F0 ag ≤ 1.20 1.15 ∙ (Tc*)‐0.4 Categorie di suolo di fondazione A B C D E Depositi di terreni granulari da sciolti a poco addensati oppure coesivi da poco a mediamente consistenti Profili di terreno costituiti da strati superficiali alluvionali con spessore compreso tra 5 e 20 m, giacenti su un substrato di materiale più rigido (con VS30 > 800 m/s) < 180 Valori simili ai terreni di tipo NSPT > 50 cu > 250 kPa 15 < NSPT < 50 70 < cu < 250 kPa NSPT < 15 cu < 70 kPa C o D In base ai valori stimati del parametro VS,30, il suolo del sito in esame può essere caratterizzato di categoria C e pertanto si ottengono i seguenti valori amplificativi dell’accelerazione: Tabella 11: Coefficienti di costruzione degli spettri Scavo provvisorio Stati Limite Corpo rifiuti Ss
Cc
Ss Cc
(‐) (‐) (‐) (‐) SLO 1.5
1.675
1.5 1.646
SLD 1.5
1.650
1.5 1.634
SLV 1.475
1.602
1.420 1.588
SLC 1.417
1.588
1.369 1.577
Stati limite di esercizio Stati limite ultimi E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 25/73
Sulla base dei parametri descritti è possibile calcolare l’andamento degli spettri di risposta per ognuno degli statil imite analizzati. In particolare, ai fini del dimensionamento delle opere in oggetto si è utilizzato il solo spettro relativo a Stato Limite di Danno, il quale rappresenta la condizione di analisi più gravosa. Il dettaglio dei calcoli verrà descritto ai paragrafi successivi. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 26/73
4
VERIFICHE DI STABILITA’ 4.1
GENERALITA’ Le verifiche di stabilità sono state studiate tramite l’utilizzo di metodi all’equilibrio limite. La scelta di tali metodi è stata dettata dal fatto che “le verifiche di stabilità con i metodi dell’equilibrio limite rispondono a requisiti di semplicità e rapidità e sono correntemente impiegate, malgrado le loro limitazioni, nella pratica professionale e nella ricerca, ognuno di questi fornisce un’equazione finale che permette di determinare il coefficiente di sicurezza”. [Tancredi, 1996]. Tutti i metodi all’equilibrio limite si basano sulle seguenti ipotesi: 
Il coefficiente di sicurezza è definito come il rapporto tra la resistenza al taglio lungo un’ipotetica superficie di scorrimento e lo sforzo di taglio mobilitato lungo la stessa superficie; 
La rottura avviene, per il raggiungimento della resistenza limite, contemporaneamente in tutti i punti della superficie di scorrimento. 
Il coefficiente di sicurezza è costante in tutti i punti della superficie di scorrimento. 
La resistenza al taglio è espressa dal criterio di Coulomb. I problemi ai quali si fa riferimento sono problemi piani nei quali, quindi, la superficie di scorrimento è rappresentata da una curva e si trascura ogni effetto dovuto alle sezioni adiacenti. Tali schematizzazioni sono giustificabili se le proprietà meccaniche dei terreni sono omogenee in direzione trasversale e quando l’estensione del pendio è predominante sulla dimensione trasversale. In generale la massa di terreno compresa tra la superficie di scorrimento e la superficie del suolo viene suddivisa in conci e le forze che agiscono su ciascuna striscia possono essere calcolate imponendo le condizioni di equilibrio. L’equilibrio dell’intera massa è dato poi dalla composizione delle forze che agiscono su ciascuna striscia. [Tancredi, 1996] E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 27/73
Figura 9: equilibrio delle forze agenti su ciascuna striscia di calcolo. Le forze agenti su ciascun concio sono, con riferimento alla figura precedente: Il peso W, l’azione tangenziale alla base T, l’azione normale efficace alla base N, la spinta dell’acqua sulla base U, gli sforzi tangenziali X e quelli normali E sulle superfici laterali (forze d’interfaccia). Le condizioni di equilibrio di ciascun concio sono date dalle tre equazioni della statica, pertanto, ammettendo di suddividere il volume di terreno in esame in n conci, si hanno a disposizione 3n equazioni, mentre le incognite del problema risultano essere 5n‐2 così composte: 
n valori per l’azione delle forze normali efficaci alla base. 
n‐1 valori per ciascuna delle forze d’interfaccia (X ed E) 
n‐1 valori per il punto di applicazione delle forze d’interfaccia in direzione orizzontale. 
n valori per il punto di applicazione degli sforzi normali efficaci alla base. 
1 valore del coefficiente di sicurezza. Come già accennato dal bilancio fra le equazioni disponibili e il numero delle incognite risulta che si hanno 2n‐2 incognite sovrabbondanti e quindi il problema risulta staticamente indeterminato, per riportarlo a staticamente determinato e rendere possibile la soluzione del sistema di equazioni che descrivono l’equilibrio della massa di terreno potenzialmente instabile, è necessario introdurre alcune ipotesi semplificative che consentono di ridurre il numero delle incognite del problema. La prima tra tutte, che risulta, tra le altre cose, comune a tutti i metodi all’equilibrio limite, è quella di considerare centrata, la E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 28/73
forza agente alla base della striscia, il che è accettabile nel caso in cui i conci siano di larghezza limitata. Le altre ipotesi necessarie per risolvere il sistema di equazioni sono diverse caso per caso e sono queste stesse che caratterizzano un metodo da un altro. L’esistenza di molti metodi di calcolo porta alcune volte alla indeterminatezza della soluzione, è bene quindi sottolineare che da studi comparativi effettuati per indagare la risposta dei diversi metodi di calcolo, indicano che, quelli che soddisfano tutte le condizioni di equilibrio danno sostanzialmente gli stessi risultati in termini di coefficiente di sicurezza, o meglio che non differiscono tra loro più del 5%.[Duncan,1980]. La valutazione della stabilità globale del fronte di scavo e del corpo rifiuti è stata effettuata adottando il criterio di verifica all’equilibrio limite globale con il metodo di Bishop semplificato. L’analisi di stabilità ha investigato diverse superfici di scorrimento al fine di determinare il coefficiente di sicurezza in funzione di tutti i possibili meccanismi di rottura; le verifiche sono state condotte ricercando il coefficiente di sicurezza minimo relativamente ad una serie imposta di superfici di scorrimento. Tra le superfici generate è stata quindi individuata quella più critica che deve essere confrontata con il minimo della normativa sia in condizioni statiche (FS min > 1.1) che in condizioni sismiche (Fs min > 1.1). 4.1.1 METODO DI BISHOP Il metodo di Bishop adotta come prima semplificazione l’ipotesi di una superficie di rottura circolare; considera, inoltre, la risultante delle forze perpendicolari alla superficie laterale del concio equilibrate (Xi + Xi+i =0). Utilizzando tali ipotesi è possibile ottenere un numero d’incognite uguali al numero d’equazioni (3n equazioni in 3n incognite). Risolvendo il sistema si ottiene un coefficiente di sicurezza dato dal rapporto tra la risultante dei momenti stabilizzanti e la risultante dei momenti destabilizzanti, nella forma: Fs 
M
M
stab
destab
4.1.2 METODO DI BISHOP SEMPLIFICATO In tale metodo si aggiunge un’ulteriore ipotesi rispetto al precedente, vale a dire sono nulle le forze agenti parallelamente alla superficie laterale del concio. Il sistema sarà, così, di 2n equazioni in 2n incognite. Le equazioni considerate sono quelle dell’equilibrio alla traslazione verticale e dei momenti, ne segue che non E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 29/73
è garantito l’equilibrio complessivo alla traslazione orizzontale. Il coefficiente di sicurezza risulta essere sempre del tipo: Fs 
M
M
stab
destab
  c i bi  W i  u i bi tan  i'

m

F
Wi sen
 

 
tan  tan  

m  cos  1 

F


L’espressione di F è non lineare e va risolta tramite processo iterativo. Si assume un valore di F di primo tentativo che viene utilizzato per ricavare un valore di primo tentativo di m che inserito nella relazione di precedente fornisce un nuovo valore di F, il valore così calcolato si utilizza per aggiornare il valore di m che a sua volta si sostituisce nuovamente nella relazione che da F, si procede in tal modo fino a che la differenza fra i valori di F ricavati in due successive iterazioni è sufficientemente piccolo, la convergenza è solitamente rapida ed univoca. [Tancredi,1996]. 4.1.3 VERIFICHE DI STABILITÀ IN CONDIZIONI SISMICHE Le verifiche di stabilità sono state effettuate, in condizioni sismiche, adottando il metodo pseudostatico e determinando i parametri come prescritto dalle NTC08. Il metodo pseudo‐statico consiste nel verificare la stabilità di una massa di terreno in cui le forze agenti sono costituite, oltre che dal peso proprio del volume dei terreni interessati, dalle forze di inerzia dovute all'azione sismica: FH =  kh W, FV =  kv FH essendo FH ed FV, rispettivamente, le risultanti verticale ed orizzontale delle forze d’inerzia applicate al baricentro della massa potenzialmente instabile, e W il peso della massa stessa. I coefficienti sismici orizzontale e verticale sono calcolati, così come indicato nel §7.11.3.5.2 delle NTC08, con le seguenti formule: E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 30/73
aMAX
g k v  0 . 5 k h
kh  S
Dove : 
βs coeff. di riduzione dell’accelerazione massima attesa al suolo 
aMAX accelerazione orizzontale massima attesa al suolo. L’accelerazione orizzontale massima attesa al suolo viene valutata con la relazione: aMAX  SS  ST  a g Dove: 
ag è l’accelerazione di picco 
ST è il coefficiente di amplificazione topografica Per strutture importanti erette sopra o in vicinanza di pendii con inclinazione  15° e dislivello superiore a circa 30 m occorre incrementare l’azione sismica di progetto moltiplicandola per un coefficiente di amplificazione topografica ST. In assenza di studi specifici la normativa raccomanda per ST i valori seguenti: 
ST  1,2 per siti in prossimità del ciglio superiore di pendii scoscesi isolati con altezza superiore a 30 m; 
ST  1,4 per siti prossimi alla sommità di profili topografici aventi larghezza in cresta molto inferiore alla larghezza alla base e pendenza media  30°, ST  1,2 per siti dello stesso tipo ma pendenza media inferiore ed altezza sempre superiore a 30 m; 
ST = 1 Nel caso in cui non si ricada in nessuna delle categorie precedenti, come quello attuale, si può assumere per ST un valore unitario. Il presente studio è stato basato sui parametri sismici relativi Stato Limite di Danno, in quanto condizione di analisi più gravosa. Per le verifiche degli scavi sono stati utilizzati i seguenti parametri: 
ag = 0.064 g E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 31/73

Ss =1.5 
ST = 1.2 
βs = 0.20 Seguono i valori di verifica calcolati per le analisi: k h  0.023
k v  0.012
Per le verifiche del corpo rifiuti sono stati utilizzati, invece, i seguenti parametri: 
ag = 0.086 g 
Ss =1.5 
ST = 1.2 
βs = 0.20 Seguono i valori di verifica calcolati per le analisi: k h  0.031
k v  0.015
Tali verifiche sono state effettuate, così come prescritto dalle Nuove Norme Tecniche per le costruzioni, impiegando diverse combinazioni di gruppi di coefficienti parziali, rispettivamente moltiplicativi per le azioni (A2), riduttivi per i parametri geotecnici (M2). I coefficienti parziali moltiplicativi F delle azioni sono indicati nella tabella seguente (Tabella 12). Tabella 12: Coefficienti parziali moltiplicativi delle azioni Coeff. parziale Carichi Effetto A2 (F) Favorevole 1.0 G1 Permanenti Sfavorevole Permanenti non Favorevole 1.0 G2 0.0 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 32/73
strutturali Sfavorevole 1.3 Favorevole 0.0 Qi Variabili Sfavorevole 1.3 I coefficienti parziali riduttivi M delle caratteristiche geomeccaniche dei terreni sono indicati nella tabella seguente (Tabella 13). Tabella 13: Coefficienti parziali riduttivi delle caratteristiche geomeccaniche Parametro Grandezza alla quale applicare il coeff. parziale Tangente dell’angolo di resistenza al taglio tan’k Coesione efficace Coeff. parziale (M) 
M2 ’ 1.25 c’k c’ 1.25 Coesione non drenata cuk cu 1.40 Peso dell’unità di volume 
 1.0 4.2
VERIFICHE ESEGUITE Le analisi sono state condotte in corrispondenza delle sezioni che hanno evidenziato la presenza dello scavo di maggior altezza e della maggiore altezza del corpo rifiuti. E’ stata inoltre verificato che lo scavo provvisorio non interferisca creando problemi di stabilità con il corpo rifiuti del lotto esistente. La valutazione della stabilità risulta essere di primaria importanza per poter garantire, a lungo termine, l’integrità del corpo discarica da fenomeni gravitativi. Le verifiche di stabilità sono state eseguite, come accennato in precedenza, con il codice di calcolo Slope/W della GeoSlope International Ltd adottando il criterio di verifica all’equilibrio limite globale con il metodo di Bishop semplificato. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 33/73
4.2.1 SCAVO PROVVISORIO Le analisi sono state condotte sulla sezione 6‐6 che si ritiene essere la più gravosa per inclinazione e lunghezza del fronte del fronte di scavo. Tale sezione risulta essere quella in adiacenza a uno dei lotti della discarica già chiusi. Per tale sezione si è determinato un valore del coefficiente di sicurezza minimo sia in condizioni statiche sia in condizioni sismiche con i metodi ampiamente descritti ai punti precedenti. Nella tabella che segue (Tabella 14) sono riportati i valori dei coefficienti sicurezza relativi alle verifiche effettuate, mentre negli allegati grafici sono disponibili i modelli utilizzati ed è possibile ricavare l’andamento e l’estensione delle superfici critiche. Tabella 14: Valori dei coefficienti di sicurezza relativi alle verifiche eseguite FS
FS
Verifica statica Verifica sismica Scavo provvisorio
1.30 > 1.1
1.23 > 1.1 Corpo rifiuti lotto esistente
1.28 > 1.1
1.18 > 1.1 4.2.2 CORPO RIFIUTI Le analisi sono state condotte sulla sezione 8‐8 che si ritiene sia la più gravosa per inclinazione e lunghezza del fronte dei rifiuti. Per tale sezione, così come per la sezione relativa allo scavo provvisorio, si è determinato un valore del coefficiente di sicurezza minimo sia in condizioni statiche sia in condizioni sismiche con i metodi ampiamente descritti ai punti precedenti. Nella tabella che segue (Tabella 15) sono riportati i valori dei coefficienti sicurezza relativi alle verifiche effettuate, mentre negli allegati grafici sono disponibili i modelli utilizzati ed è possibile ricavare l’andamento e l’estensione delle superfici critiche. Tabella 15: Valori dei coefficienti di sicurezza relativi alle verifiche eseguite FS Verifica statica 1.65 > 1.1
FS Verifica sismica 1.51 > 1.1
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5
5.1
VERIFICA DELLE COPERTURE GENERALITA’ I manti di copertura di una discarica hanno una serie di diverse importanti funzioni, atte a garantire durabilità e sicurezza dell’impianto. Tra gli obiettivi del sistema di copertura si ricordano: ridurre l’infiltrazione delle acque meteoriche all’interno del corpo della discarica, permettere la raccolta controllata del biogas, favorire il rinverdimento e consentire il recupero dell’area. Per tali ragioni la copertura delle discariche viene solitamente realizzata con sistemi multistrato utilizzando una combinazione di materiali sovrapposti a pacchetto che prevedono solitamente del terreno di copertura, un sistema di drenaggio e una o più barriere impermeabili. In tutti i casi in cui si utilizzino dei geosintetici (da soli o in geocompositi di varia struttura) al di sopra di pendii, il peso del materiale sovrastante i teli agisce in modo tale da indurre uno scivolamento del telo stesso verso valle. Ne risulta l’esigenza di verificare la stabilità del pendio sopra i geosintetici e di verificare i teli a trazione, nonché di predisporre efficaci sistemi di ancoraggio dei teli; occorre altresì valutare attentamente la resistenza che l’ancoraggio può opporre allo sfilamento, dato che questa non deve eccedere la resistenza a trazione propria del geosintetico. Infatti è preferibile che il telo si sfili dalla sua sede, piuttosto che subisca lacerazioni. SI deve inoltre verificare allo scivolamento il contatto tra il terreno di copertura e il piano d’appoggio. Nelle verifiche di stabilità delle coperture assume un ruolo fondamentale la resistenza al taglio nell’interfaccia fra il geosintetico ed i materiali ad esso adiacenti, siano essi terreno o altri geosintetici. 5.2
METODI DI VERIFICA La stabilità di una discarica può essere affrontata alla stregua degli usuali problemi di stabilità, affrontati dall’ingegneria geotecnica con i metodi all’equilibrio limite. Nel caso in esame il modello è quello di pendio definito con appoggio al piede con geogriglia per la stabilità dei versanti (Figura 10) e del pendio infinito senza geogriglia per la sommità della copertura (Figura 11). Tali modelli consentono di analizzare la stabilità lungo una superficie di scorrimento caratterizzata da un angolo di attrito all’interfaccia, pervenendo ad un fattore di sicurezza (FS). Nel caso di un rivestimento composto da più strati di diverso materiale, come nel caso in esame, occorrerà ripetere il calcolo del fattore di sicurezza per tutte le interfacce, al fine di evidenziare la superficie critica per la stabilità ed intervenire, se E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 35/73
necessario, con opportuni rinforzi. Nel caso di pendio finito con geogriglia lo schema di calcolo è il seguente: Figura 10: Metodo di verifica della stabilità della copertura – Pendio finito con geogriglia [Koerner, 1999] Per le grandezze riportate in figura si ha: 
WA = peso del cuneo attivo; 
WP = peso del cuneo passivo; 
NA = sforzo effettivo normale al piano di rottura del cuneo attivo; 
NB = sforzo effettivo normale al piano di rottura del cuneo passivo

= peso di volume del terreno di copertura; 
h = spessore del terreno di copertura; 
L = lunghezza della banca; 
= angolo di pendenza del pendio; 
’ = angolo d’attrito del terreno di copertura; 
= angolo d’attrito d’interfaccia; E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 36/73

Ca = forza di adesione all’interfaccia nel tratto attivo; 
ca = adesione all’interfaccia nel tratto attivo; 
C = forza di adesione all’interfaccia nel tratto passivo; 
c = adesione all’interfaccia nel tratto passivo; 
EA = forza agente sul cuneo attivo dal cuneo passivo; 
EP = forza agente sul cuneo passivo dal cuneo attivo. Il coefficiente di sicurezza può essere espresso con la seguente relazione: FS 
 b  b 2  4 ac
2a
Dove nel caso di pendio con geogriglia: a  W A  N A cos   Tsen cos 
b  W A  N A cos   Tsen sen tan   N A tan   C A sen cos   sen C  W P tan   c  N A tan   C A sen 2  tan 
Nelle formule riportate il termine T rappresenta la tensione ammissibile del rinforzo. Tale valore è stato stimato a partire dal valore di tensione di rottura del rinforzo applicando un coefficiente di sicurezza pari a 2.5. Il valore minimo di riferimento per il fattore di sicurezza è generalmente pari a 1.30. Nel caso di pendio infinito lo schema di calcolo è il seguente: Figura 11: Metodo di verifica della stabilità della copertura – Pendio infinito [Koerner, 1999] E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 37/73
Per le grandezze riportate in figura si ha: 
W = peso del terreno di copertura; 
N = sforzo effettivo normale al piano di rottura = Wcos 
= angolo di pendenza del pendio; 
= angolo d’attrito d’interfaccia. Il coefficiente di sicurezza può essere espresso con la seguente relazione: FS 
tan 
N tan  W cos  tan 

 FS 
tan 
Wsen
Wsen
Il valore minimo di riferimento per il fattore di sicurezza è generalmente pari a 1.30. Verificata la stabilità dei pendii, occorre valutare le tensioni agenti sui teli dal momento che, pur risultando verificata la stabilità, è possibile che si realizzino delle condizioni tali da sottoporre i teli ad uno sforzo di trazione che non deve superare quello ammissibile per il materiale usato. 5.3
TENSIONI TRASMESSE AI MANTI La verifica della stabilità di una copertura posta sopra un pendio assicura un adeguato coefficiente di sicurezza nei confronti di eventuali scivolamenti verso valle. Il modello di verifica descritto, però, consente di indagare sugli stati di tensione cui i teli di geosintetico vengono sottoposti, aspetto che riveste tuttavia estrema importanza. Infatti una condizione di stabilità può verificarsi in diverse configurazioni di forze, che possono portare, pur mantenendo il pendio stabile, ad un carico di trazione sui teli. Se tale carico eccede la tensione ammissibile per il materiale in esame occorrerà valutare delle soluzioni tali da non portare a questa situazione, pericolosa per l’integrità del materiale. Per poter pervenire ad una equazione che consenta di trattare adeguatamente questo problema, si consideri che, per effetto del carico sovrastante, su di un telo di geosintetico si svilupperanno delle forze di attrito tangenziali alla superficie del telo stesso. Queste forze dipendono dal peso del materiale di copertura, dall’angolo di inclinazione del pendio e dagli angoli di attrito alle interfacce delle due superfici del telo: quella superiore e quella inferiore. Formalmente possiamo individuare quindi una tensione sulla faccia superiore, che indichiamo con U, ed una tensione sulla faccia inferiore, indicata con L. La Figura 12 mostra graficamente la schematizzazione appena descritta. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 38/73
Figura 12: Stato tensionale su di un telo di geosintetico [Sharma et al.,2004]. Per le due tensioni individuate si ha l’espressione [Sharma et al.,2004]:  U  C aU  ( W cos  ) tan  U  L  C aL  ( W cos  ) tan  L essendo: 
U = sforzo di attrito sulla faccia superiore; 
L = sforzo di attrito sulla faccia inferiore; 
CaU = forza di adesione sulla superficie superiore del telo; 
CaL = forza di adesione sulla superficie inferiore del telo; 
W = carico normale dovuto al peso del terreno di copertura; 
β = angolo di inclinazione del pendio; 
δU = angolo di attrito all’interfaccia superiore; 
δL = angolo di attrito all’interfaccia inferiore; 
T = forza di tensione sul telo. A partire da questa formalizzazione si possono individuare due casi principali, indicando con CS la componente tangenziale al telo del carico applicato dal terreno di copertura: E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 39/73
U ≤  CS; U > CS. Nel primo caso la resistenza di attrito sulla faccia superiore risulta minore o uguale alla componente tangenziale del carico, cioè la resistenza di attrito non è in grado di trattenere il materiale sovrastante, pertanto si avrà uno scivolamento. Nel secondo caso la resistenza di attrito è in grado di trattenere il suolo sovrastante e non si ha instabilità della copertura. Questa è la situazione in cui verosimilmente ci si troverà avendo effettuato una verifica di stabilità precedentemente. Si possono però verificare, nel rispetto delle condizioni descritte, due sottocasi: L ≥ U ; L < U . Nel caso 1.a la resistenza di attrito esplicabile dall’interfaccia inferiore è maggiore o uguale a quella sviluppata della faccia superiore, cioè la sollecitazione tangenziale si trasmette allo strato sottostante senza caricare il telo. Nel caso 1.b la resistenza di attrito che si mobilità all’interfaccia inferiore è minore di quella che agisce sulla faccia superiore. La differenza di sollecitazione fra le due tensioni andrà dunque a caricare il telo, che sarà cioè sottoposto ad uno sforzo di trazione. Se questo sforzo dovesse eccedere la tensione ammissibile per il materiale si incorrerebbe in lacerazioni del telo. Per poter calcolare la tensione cui è sottoposto un telo, a partire dalla geometria della situazione e dalle caratteristiche dei materiali coinvolti, si può ricorrere alla: 
CaU  CaL    CS HCS cos  tan U  tan L LB t
essendo: 
σ = tensione sul telo; 
CaU = forza di adesione sulla superficie superiore del telo; 
CaL = forza di adesione sulla superficie inferiore del telo; E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 40/73

γCS = peso per unità di volume del terreno di copertura; 
HCS = spessore del terreno di copertura; 
β = angolo di inclinazione del pendio; 
δU = angolo di attrito all’interfaccia superiore; 
δL = angolo di attrito all’interfaccia inferiore; 
L = lunghezza del telo; 
B = larghezza del telo; 
t = spessore del telo. Solitamente per i materiali geosintetici i valori di CaU e CaL sono pari a zero. Si può notare inoltre che nel caso in cui δL = δU, cioè L = U, l’equazione porta a σ = 0, cioè il telo è scarico, come detto precedentemente. Nel caso in cui δU < δL , cioè L > U, l’equazione restituisce per σ un numero negativo, dunque una soluzione priva di significato, che dal punto di vista pratico corrisponde ad una situazione di telo scarico, ancora in accordo con quanto detto. Se invece δU > δL , cioè L < U, allora T > 0 ed il telo risulta in trazione. È possibile ricavare la forza di trazione T moltiplicando la tensione per lo spessore del telo. Prendendo a riferimento la forza di trazione T calcolata, si potrà determinare il fattore di sicurezza FS relativo alla situazione in esame ponendo: FS 
5.4
Tammissibile
T
ANCORAGGIO DELLE GEOGRIGLIE Gli ancoraggi saranno realizzati con solo runout in corrispondenza delle banche intermedie e della viabilità posta in testa alla copertura. 5.4.1 ANCORAGGI CON SOLO RUNOUT Nella realizzazione di un ancoraggio con solo runout, il lembo eccedente di geosintetico è disposto orizzontalmente sul terreno e quindi ricoperto con materiale di riporto opportunamente compattato. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 41/73
La stabilità del geosintetico è affidata in questo caso al peso del terreno di copertura del runout, che, trasmettendo al geosintetico una sollecitazione normale sulla faccia superiore del telo, incrementa le resistenze per attrito sulle due facce del geosintetico, che si oppongono alle tensioni lungo il telo, che altrimenti ne causerebbero lo scivolamento. Le forze e le tensioni coinvolte in un ancoraggio con solo runout sono mostrate in Figura 13. Figura 13: Forze e tensioni coinvolte in un ancoraggio con solo runout [Koerner, 1999] A partire dallo schema di forze e tensioni così definito, imponendo l’equilibrio delle componenti orizzontali delle forze (Fx), è possibile pervenire alle seguenti equazioni progettuali: E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 42/73
F
x
0
Tamm cos   FU  FL  FLT 
 2T sen
  n tan  U L RO    n tan  L LRO   0.5  amm
LRO

T cos   sen tan  L 
LRO  amm
 n tan  U  tan  L 

LRO tan  L 
Tamm   amm t
dove: 
Tamm= forza ammissibile in tensione del geosintetico; 
σamm = tensione ammissibile del geosintetico; 
t = spessore del telo; 
β = angolo d’inclinazione del pendio; 
FUσ = sforzo di taglio sopra il telo dovuto all’attrito con il terreno (o altro geosintetico) sovrastante il runout; 
FLσ = sforzo di taglio sotto il telo dovuto all’attrito con il terreno (o altro geosintetico) sottostante il runout; 
FLT = sforzo di taglio sotto il telo dovuto alla componente verticale di Tammissibile; 
σn = tensione normale dovuta al peso del terreno di copertura; 
δU = angolo di resistenza al taglio dell’interfaccia fra il telo e il terreno (o altro geosintetico) sovrastante il runout; 
δL = angolo di resistenza al taglio dell’interfaccia fra il telo e il terreno (o altro geosintetico) sottostante il runout; 
LRO = lunghezza del runout. Per quanto riguarda la resistenza attritiva al di sopra del telo FUσ, in via cautelativa non è stato considerato il suo contributo. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 43/73
5.5
VERIFICHE SISMICHE DEI MANTI DI COPERTURA Uno dei metodi di valutazione della stabilità dei pendii in condizioni sismiche, alternativo a quello pseudostatico, che ne mantiene la facilità di applicazione garantendo, allo stesso tempo, una maggiore rispondenza alla natura del fenomeno, è quello proposto da Newmark (Newmark, 1965). Tale procedimento si basa, come quello pseudostatico, sull’assunzione di un comportamento rigido plastico del terreno: il singolo elemento viene schematizzato come un blocco rigido su di un piano inclinato (Figura 14). Nel caso si verifichi un terremoto, al sistema di forze agente nel caso statico, si aggiunge le forza d’inerzia, proporzionale all’accelerazione sismica, agente in direzione orizzontale (in prima approssimazione) con verso variabile, periodico. Ai fini dell’equilibrio dell’elemento di terreno, tuttavia, viene considerata solo l’azione della forza d’inerzia diretta verso valle. L’elemento resta in quiete finché le forze mobilitanti non superano quelle stabilizzanti, cioè, finché l’accelerazione sismica non supera un valore detto accelerazione critica kc. Sul blocco agiscono, quindi, le seguenti forze (Figura 14): 
forza peso W; 
attrito T (resistenza al taglio del terreno); 
eventuali pressioni neutre U; 
forza d’inerzia a ∙ W (dovuta all’accelerazione orizzontale prodotta dal sisma a). Figura 14; Schematizzazione del blocco rigido e forze agenti E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 44/73
Il secondo principio della dinamica, applicato al blocco lungo il piano di scivolamento, assume la forma: W
x  W sin   W cos  tan ' k i ( t )  k c W cos 
g
dalla quale si ricava la legge del moto del moto del blocco rigido: x  k i ( t )  k c g
cos(    )
.
cos 2 
Il termine che compare fra le parentesi quadre nelle equazioni appena viste rappresenta l’accelerazione “netta” che subisce il blocco, ovvero la differenza tra l’accelerazione “sismica” ki(t) variabile nel tempo ed il valore di accelerazione “critico” kc. Quest’ultima grandezza è determinabile attraverso l’applicazione inversa dei metodi di verifica pseudostatica all’equilibrio limite, ovvero ponendo pari all’unità il coefficiente di sicurezza. In base a quanto detto il valore di soglia dell’accelerazione è funzione esclusivamente dai dati geometrici e geotecnici del problema. Nel caso in esame kc è pari a 0,06 nelle condizioni di lotto ultimato al termine della prima fase di copertura, mentre sarà pari a 0.1 al termine della seconda fase di copertura. Note, quindi, l’accelerazione critica e la legge temporale dell’accelerazione dovuta al sisma (l’accelerogramma), attraverso l’integrazione dell’equazione del moto del blocco rigido si può determinare la velocità di spostamento del concio e quindi le deformazioni permanenti, gli spostamenti rigidi, che la massa di terreno subisce a seguito del terremoto (Figura 15). E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 45/73
 ) e spostamenti ( x ) indotti nel pendio in funzione del tempo Figura 15; dall'alto: accelerazione ( x ), velocità ( x
Al termine di questa breve illustrazione dei metodi di verifica sismica “agli spostamenti” si desidera sottolineare come, tra i dati d’ingresso necessari ad un’analisi di questo tipo, particolare importanza assuma la scelta dell’accelerogramma da inserire nell’equazione del moto del blocco rigido. Questo può essere ricavato da una registrazione relativa ad un evento realmente accaduto, oppure può essere generato “artificialmente” qualora non siano reperibili dati adatti alle elaborazioni. La scelta della registrazione dovrà ricadere su quegli eventi che più si avvicinano al terremoto atteso nell’area in considerazione. I parametri da considerare saranno quindi: 
la magnitudine e la durata dell’evento; 
la distanza epicentrale dell’area in esame; 
l’area sismogenetica, il meccanismo focale e la profondità dell’ipocentro, in quanto influenzano la “forma” dell’accelerogramma. In un esame rigoroso andrebbero inoltre scelte le registrazioni relative a stazioni di misura che presentino caratteristiche geologiche simili al sito oggetto dello studio o, in alternativa, si dovrebbero ricercare accelerogrammi relativi al substrato roccioso ai quali applicare opportuni filtri che simulino gli effetti delle condizioni locali (geologico‐strutturali e geotecniche) sulle onde sismiche. Nel caso in esame, per quanto concerne l’intensità sismica è pari a, come già definito nel par. 4.1.3, 0.083g. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 46/73
Esaminando il catalogo europeo degli accelerogrammi (European Strongmotion Database) disponibile presso il Servizio Sismico Nazionale, sono state analizzate varie registrazioni relative all’area appenninica. La scelta è ricaduta sulla registrazione presso la stazione di Atina del terremoto della Val Comino del 5 luglio 1984. L’accelerazione di picco orizzontale registrata fu pari a 1,081 m/s2. Per adattare questo sismogramma alle condizioni attese nell’area in esame, l’accelerogramma è stato “scalato” ottenendo il valore massimo prescritto da normativa. 5.6
VERIFICHE 5.6.1 VERIFICA SEZIONE TIPO COPERTURA VERSANTE La copertura del versante presenta un pacchetto di impermeabilizzazione come riportato schematicamente in Figura 16, le eventuali instabilità del pacchetto di copertura sono state verificate a partire dallo schema riportato qui di seguito, dall’alto verso il basso: 
Strato di regolarizzazione in terreno vegetale (spessore 100 cm ‐ questo strato sarà presente solo durante la seconda fase di copertura – rinaturazione definitiva); 
Geogriglia di rinforzo; 
Geocomposito drenante; 
Terreno vegetale (spessore 30 cm); 
Geogriglia di rinforzo; 
Geocomposito bentonitico; 
Geocomposito drenante; 
Strato di regolarizzazione. Le verifiche sono state eseguite per due condizioni di progetto una provvisionale e una definitiva. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 47/73
Figura 16: Pacchetto di impermeabilizzazione 5.6.1.1 CONDIZIONE PROVVISIONALE La condizione provvisionale prevede un angolo di pendenza medio del versante pari a 30° A partite dalla geometria del pacchetto, le interfacce che sono state analizzate risultano nella seguente successione (partendo dall’alto): 
Terreno vegetale – Geogriglia; 
Geogriglia – Geocomposito bentonitico; 
Geocomposito bentonitico – Geocomposito drenante; 
Geocomposito drenante – Strato di regolarizzazione. I valori dell’angolo di attrito residuo utilizzati nell’analisi e relativi ad ogni interfaccia sono riportati nella Tabella 16: Tabella 16: Parametri di resistenza meccanici relativi alle interfacce presenti lungo la scarpata Interfaccia Terreno vegetale ‐ Geogriglia Angolo d’attrito ’ (°) 25 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 48/73
Geogriglia – Geocomposito bentonitico 19 (*) Geocomposito bentonitico – Geocomposito drenante 20 (*) Geocomposito drenante – Strato di regolarizzazione 28 (*) valori stimati tramite prove eseguite sui materiali La stabilità del versante, data la presenza della geogriglia, è stata valutata con il metodo del pendio finito con presenza di rinforzo. Tale teoria è stata già descritta nel par. 5.2. Il coefficiente di sicurezza stimato per la stabilità del versante in fase provvisionale è pari a 1.39. Di seguito si riporta l’output del calcolo. Verifica di stabilità della copertura con rinforzo
(per pendio finito con appoggio al piede) - Condizione provvisionale
Terreno vegetale - Geogriglia
 (kN/m )
h (m)
L (m)
 (°)
' (°)
 (°)
Ca (kPa)
ca (kPa)
T ultima
RF
T allow
18
0,3
12
30
30
25
0
0
29
2,50
11,60
peso di unità di volume del terreno di copertura
spessore terreno copertura
lunghezza pendio all'interfaccia
angolo di pendenza medio della scarpata
angolo d'attrito terreno di copertura
angolo d'attrito interfaccia
forza di adesione terreno-geomembrana
adesione terreno-geomembrana
Tensione di rottura nel rinforzo
fattore riduttivo lungo termine
Tensione ammissibile nel rinforzo
Wa (kN)
Wp (kN)
Na (kN)
61
1,9
52,9
peso del cuneo attivo
peso del cuneo passivo
forza normale all'interfaccia cuneo attivo-geomembrana
a
b
c
8,20
-13,96
3,56
3
Fs =
1,39
La lunghezza di runout necessaria affinché il sistema sia stabile è pari a 0.88 m. Come si evince dagli elaborati tecnici l’ancoraggio risulta pari a circa 5.50 m e pertanto tale sistema di ancoraggio risulta ampiamente verificato senza bisogno di trincee. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 49/73
Di seguito si riporta l’output del calcolo eseguito per la stima e la progettazione della lunghezza di ancoraggio della geogriglia. DIMENSIONAMENTO RUNOUT E TRINCEA ANCORAGGIO TELI
Caratteristiche materiali
Tallow (kN/m)
 (°)
t (kN/m3)
11,60
30
18
t (°)
i (°)
30
angolo di attrito del terreno di riempimento
25
0,33
3,00
1
attrito all'interfaccia geosintetico-terreno (*)
Ka
Kp
h (m)
n (kN/m2)
18
tensione ammissibile nel telo
angolo di pendenza medio della scarpata
peso di unità di volume del terreno di copertura
dt (m)
coefficiente di spinta attiva tg (45° - /2)
2
coefficiente di spinta passiva tg2(45° + /2)
altezza strato terreno di copertura del runout
Lro (m)
sforzo normale applicato sul runout
Forze agenti
Fu
FL
FLT
Pa
Pp
0
7,35
2,70
0,00
0,00
Forza di trazione nel telo
cella obbiettivo
Lro (m)
dt (m)
0,88
0,00
forza di taglio agente sulla faccia superiore del telo dovuta al peso del terreno (preferibile = 0) (**)
forza di taglio agente sulla faccia inferiore del telo dovuta al peso del terreno
forza di taglio agente sulla faccia inferiore del telo dovuta dovuta lla componente verticale di Tallow
forza orizzontale attiva del riempimento contro le pareti della trincea
forza orizzontale passiva del terreno in situ contro il riempimento della trincea
10,05
10,05
(Tallow*cos
(Fu + FL + FLT - Pa + Pp)
Lunghezza minima del runout (distanza tra il ciglio della trincea di ancoraggio e quello della sponda)
Profondità minima della trincea di ancoraggio
Garantita l’assenza di fenomeni di scivolamento lungo la geogriglia e il suo ancoraggio, risulta necessario verificare l’insorgere di sforzi di trazione nella geogriglia stessa, eventualmente determinandone l’intensità. In tal senso si effettua il raffronto tra attrito sulla faccia superiore (U) e inferiore (L). Come illustrato precedentemente il valore dell’angolo d’attrito sulla faccia superiore è pari a 25°, mentre quello sulla faccia inferiore è pari a 19°. In base a ciò, si ricade nella situazione già descritta: L < U. La geogriglia è quindi in trazione e, secondo lo schema statico già illustrato, la differenza tra U e L fornisce la trazione pari a circa 5.86 kN/m in fase provvisionale. Si prevede pertanto l’utilizzo di una geogriglia tipo ENKAMAT S CD con tensione di rottura di 29 kN/m. Di seguito si riporta l’ output di calcolo. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 50/73
Tensione agente sulla geogriglia - Condizione provvisionale
Tensione Geogriglia
 (°)
CaU
CaL
 (kN/m3)
h (m)
L (m)
B (m)
t (m)
U
L
30
0
0
18
0,3
12
1,02
0,02
25
20
angolo di pendenza medio della scarpata
forza di adesione sulla superficie superiore del telo
forza di adesione sulla superficie inferiore del telo
peso di unità di volume del terreno di copertura
spessore terreno copertura
lunghezza del telo
larghezza del telo
spessore del telo
angolo d'attrito all'interfaccia superiore
angolo d'attrito all'interfaccia inferiore
 (kN/m )
292,89
T (kN/m)
5,86
Fs =
4,95
2
In condizioni sismiche le verifiche di stabilità dei manti di copertura sono state eseguite secondo le indicazioni contenute nel par. 5.5 Di seguito si riportano: 
l’accelerogramma “scalato” come detto (Figura 17); 
l’andamento nel tempo della velocità di spostamento del blocco rigido (Figura 18); 
l’evoluzione cronologica delle deformazioni permanenti indotte (Figura 19). Si può notare come gli spostamenti attesi si attestino attorno a 5 mm, valore ampiamente compatibile con la funzionalità dell’opera. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 51/73
Acelerogramma scalato per il sito
1,00E+00
8,00E‐01
6,00E‐01
a [m/s2]
4,00E‐01
2,00E‐01
0,00E+00
0
5
10
15
20
25
30
35
‐2,00E‐01
‐4,00E‐01
‐6,00E‐01
‐8,00E‐01
Figura 17; accelerogramma della stazione di Atina, terremoto Val Comino, 05/07/1984 scalato in funzione dell’accelerazione massima attesa Velocigramma
0,009
0,008
0,007
0,006
v [m/s]
0,005
0,004
0,003
0,002
0,001
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Figura 18; velocigramma della massa, kc pari a 0.06 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 52/73
Spostamenti cumulati
0,006
0,005
s [m]
0,004
0,003
0,002
0,001
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Figura 19; deformazioni permanenti indotte 5.6.1.2 CONDIZIONE DEFINITIVA La condizione provvisionale prevede un angolo di pendenza medio del versante pari a 25° A partite dalla geometria del pacchetto, le interfacce che sono state analizzate risultano nella seguente successione (partendo dall’alto): 
Terreno vegetale – Geogriglia; 
Geogriglia – Geocomposito drenante. Sono stati esclusi dalla valutazione della stabilità gli strati della barriera multistrato costituenti la prima fase di copertura in quanto già verificati per una pendenza maggiore (30°, cfr. 5.6.1.1). I valori dell’angolo di attrito residuo utilizzati nell’analisi e relativi ad ogni interfaccia sono riportati nella Tabella 17: E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 53/73
Tabella 17: Parametri di resistenza meccanici relativi alle interfacce presenti lungo la scarpata Angolo d’attrito Interfaccia ’ (°) Terreno vegetale ‐ Geogriglia 25 Geogriglia – Geocomposito drenante 22 La stabilità del versante, data la presenza della geogriglia, è stata valutata con il metodo del pendio finito con presenza di rinforzo. Tale teoria è stata già descritta nel par. 5.2. Il coefficiente di sicurezza stimato per la stabilità del versante in fase provvisionale è pari a 1.67. Di seguito si riporta l’output di calcolo. Verifica di stabilità della copertura con rinforzo
(per pendio finito con appoggio al piede) - Condizione definitiva
Terreno vegetale - Geogriglia
 (kN/m )
h (m)
L (m)
 (°)
' (°)
 (°)
Ca (kPa)
ca (kPa)
T ultima
RF
T allow
3
18
1
12
25
30
25
0
0
45
2,50
18,00
peso di unità di volume del terreno di copertura
spessore terreno copertura
lunghezza pendio all'interfaccia
angolo di pendenza medio della scarpata
angolo d'attrito terreno di copertura
angolo d'attrito interfaccia
forza di adesione terreno-geomembrana
adesione terreno-geomembrana
Tensione di rottura nel rinforzo
fattore riduttivo lungo termine
Tensione ammissibile nel rinforzo
Wa (kN)
Wp (kN)
Na (kN)
169
23,5
153,4
peso del cuneo attivo
peso del cuneo passivo
forza normale all'interfaccia cuneo attivo-geomembrana
a
b
c
20,50
-38,64
7,37
Fs =
1,67
La lunghezza di runout necessaria affinché il sistema sia stabile è pari a 1.52 m. Come si evince dagli elaborati tecnici l’ancoraggio risulta pari a circa 5.50 m e pertanto tale sistema di ancoraggio risulta E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 54/73
ampiamente verificato senza bisogno di trincee. Di seguito si riporta l’output di calcolo utilizzato per il dimensionamento della lunghezza di ancoraggio della geogriglia. DIMENSIONAMENTO RUNOUT E TRINCEA ANCORAGGIO TELI
Caratteristiche materiali
Tallow (kN/m)
 (°)
t (kN/m3)
18,00
25
18
t (°)
i (°)
30
angolo di attrito del terreno di riempimento
25
0,33
3,00
1
attrito all'interfaccia geosintetico-terreno (*)
Ka
Kp
h (m)
n (kN/m2)
18
tensione ammissibile nel telo
angolo di pendenza medio della scarpata
peso di unità di volume del terreno di copertura
dt (m)
coefficiente di spinta attiva tg2(45° - /2)
coefficiente di spinta passiva tg2(45° + /2)
altezza strato terreno di copertura del runout
Lro (m)
sforzo normale applicato sul runout
Forze agenti
Fu
FL
FLT
Pa
Pp
0
12,76
3,55
0,00
0,00
Forza di trazione nel telo
cella obbiettivo
Lro (m)
dt (m)
1,52
0,00
forza di taglio agente sulla faccia superiore del telo dovuta al peso del terreno (preferibile = 0) (**)
forza di taglio agente sulla faccia inferiore del telo dovuta al peso del terreno
forza di taglio agente sulla faccia inferiore del telo dovuta dovuta lla componente verticale di Tallow
forza orizzontale attiva del riempimento contro le pareti della trincea
forza orizzontale passiva del terreno in situ contro il riempimento della trincea
16,31
16,31
(Tallow*cos
(Fu + FL + FLT - Pa + Pp)
Lunghezza minima del runout (distanza tra il ciglio della trincea di ancoraggio e quello della sponda)
Profondità minima della trincea di ancoraggio
Garantita l’assenza di fenomeni di scivolamento lungo la geogriglia e il suo ancoraggio, risulta necessario verificare l’insorgere di sforzi di trazione nella geogriglia stessa, eventualmente determinandone l’intensità. In tal senso si effettua il raffronto tra attrito sulla faccia superiore (U) e inferiore (L). Come illustrato precedentemente il valore dell’angolo d’attrito sulla faccia superiore è pari a 25°, mentre quello sulla faccia inferiore è pari a 22°. In base a ciò, si ricade nella situazione già descritta: L < U. La geogriglia è quindi in trazione e, secondo lo schema statico già illustrato, la differenza tra U e L fornisce la trazione pari a circa 25.50 kN/m in fase provvisionale. Si prevede pertanto l’utilizzo di una geogriglia tipo ENKAMAT S MD con tensione di rottura di 45 kN/m. Di seguito si riporta l’output di calcolo. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 55/73
Tensione agente sulla geogriglia - Condizione definitiva
Tensione Geogriglia
 (°)
CaU
CaL
 (kN/m3)
h (m)
L (m)
B (m)
t (m)
U
L
25
0
0
18
1
12
1,02
0,02
28
22
angolo di pendenza medio della scarpata
forza di adesione sulla superficie superiore del telo
forza di adesione sulla superficie inferiore del telo
peso di unità di volume del terreno di copertura
spessore terreno copertura
lunghezza del telo
larghezza del telo
spessore del telo
angolo d'attrito all'interfaccia superiore
angolo d'attrito all'interfaccia inferiore
 (kN/m )
1274,77
T (kN/m)
25,50
Fs =
1,77
2
In condizioni sismiche le verifiche di stabilità dei manti di copertura sono state eseguite secondo le indicazioni contenute nel par. 5.5 Di seguito si riportano: 
l’accelerogramma “scalato” come detto (Figura 20); 
l’andamento nel tempo della velocità di spostamento del blocco rigido (Figura 21); 
l’evoluzione cronologica delle deformazioni permanenti indotte (Figura 22). Si può notare come gli spostamenti attesi si attestino attorno a 5 mm, valore ampiamente compatibile con la funzionalità dell’opera. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 56/73
Acelerogramma scalato per il sito
1,00E+00
8,00E‐01
6,00E‐01
a [m/s2]
4,00E‐01
2,00E‐01
0,00E+00
0
5
10
15
20
25
30
35
‐2,00E‐01
‐4,00E‐01
‐6,00E‐01
‐8,00E‐01
Figura 20; accelerogramma della stazione di Atina, terremoto Val Comino, 05/07/1984 scalato in funzione dell’accelerazione massima attesa Velocigramma
0,009
0,008
0,007
0,006
v [m/s]
0,005
0,004
0,003
0,002
0,001
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Figura 21; velocigramma della massa, kc pari a 0.1 E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 57/73
Spostamenti cumulati
0,005
0,0045
0,004
0,0035
s [m]
0,003
0,0025
0,002
0,0015
0,001
0,0005
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Figura 22; deformazioni permanenti indotte 5.6.2 VERIFICA COLMO SCARPATA Il colmo della scarpata presenta un pacchetto di impermeabilizzazione come riportato schematicamente in Figura 23, le eventuali instabilità del pacchetto di copertura sono state verificate a partire dallo schema riportato qui di seguito, dall’alto verso il basso: 
Terreno vegetale (spessore 50 cm); 
Argilla mediamente compattata (spessore 15 cm); 
Geocomposito bentonitico; 
Argilla mediamente compattata (spessore 15 cm); 
Geocomposito drenante 
Strato di regolarizzazione A partite dalla geometria del pacchetto, le interfacce che sono state analizzate risultano nella seguente successione (partendo dall’alto): E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 58/73

Argilla mediamente compattata – Geocomposito bentonitico; 
Geocomposito bentonitico – Argilla mediamente compattata; 
Argilla mediamente compattata – Geocomposito drenante; 
Geocomposito drenante – Strato di regolarizzazione. Figura 23: Pacchetto di impermeabilizzazione colmo discarica I valori dell’angolo di attrito residuo utilizzati nell’analisi e relativi ad ogni interfaccia sono riportati nella Tabella 18: Tabella 18: Parametri di resistenza meccanici relativi alle interfacce presenti lungo la scarpata Interfaccia Angolo d’attrito ’ (°) Argilla mediamente compattata – Geocomposito bentonitico 28 Geocomposito bentonitico – Argilla mediamente compattata 28 Argilla mediamente compattata – Geocomposito drenante 22 Geocomposito drenante – Strato di regolarizzazione 22 L’analisi di stabilità per il colmo della copertura è stata valutata con il metodo del pendio infinito, come E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 59/73
mostrato nel par. 5.2. presenta i seguenti coefficienti di sicurezza (Tabella 19) per le varie interfacce. La pendenza del colmo della copertura è pari a 6°. Tabella 19: Valori dei coefficienti di sicurezza relativi alle singole interfacce Interfaccia Fs Argilla compattata – Geocomposito bentonitico 5.06 Geocomposito bentonitico – Argilla compattata 5.06 Argilla compattata – Geocomposito drenante 3.84 Geocomposito drenante – Strato di regolarizzazione 3.84 Garantita l’assenza di fenomeni di scivolamento lungo il colmo della copertura, risulta necessario verificare l’insorgere di sforzi di trazione nei geocompositi, eventualmente determinandone l’intensità. In tal senso si effettua il raffronto tra attrito sulla faccia superiore (U) e inferiore (L). Come si evince dalla Tabella 18 in nessun geocomposito si generano sforzi di trazione poiché gli angoli d’interfaccia rimangono costanti (U=L, allora σ=0 e quindi telo scarico come mostrato nel par. 5.3). 5.6.3 VERIFICA FONDO DISCARICA La coltivazione della discarica avverrà per abbancamenti orizzontali (Figura 24), in tali condizioni i geosintetici non saranno mai soggetti a tensioni di trazione se non dovute al peso proprio e l’ancoraggio nella trincea risulterà sufficiente senza dover effettuare verifiche. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 60/73
Figura 24: Realizzazione delle scarpate. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 61/73
6
6.1
STIMA DEL CEDIMENTO DELLA DISCARICA E DEL CUMULO DI RIFIUTI PREMESSA I cedimenti della discarica possono essere studiati con modelli indipendenti separando il contributo del cedimento del piano di posa della discarica dal cedimento del corpo dei rifiuti. Nel primo caso si studiano, di fatto, sia i cedimenti immediati che i cedimenti di consolidazione che comunque sono esauriti con la costruzione e con il post‐esercizio della discarica. Nel secondo caso, invece, si riescono a stimare i cedimenti attesi sul piano di abbandono dopo il termine della coltivazione. Nel seguito si analizzeranno indipendentemente i due contributi con le relative finalità di interesse. 6.2
CEDIMENTI DEL FONDO DELLA DISCARICA Lo studio dei cedimenti del fondo della discarica è stato sviluppato al fine di garantire la continuità e le pendenze assegnate alla barriera di fondo e dunque al sistema di raccolta del percolato. Per la stima dei cedimenti del fondo scavo dopo la messa a dimora dei rifiuti si è sviluppato un modello con il codice di calcolo agli elementi finiti Plaxis 9.0. Il modello geometrico è costituito da una mesh di 497 elementi triangolari secondo la geometia riportata in Figura 25. Figura 25: mesh di calcolo. Il modello è esteso per circa 360 m per apprezzare tutto il corpo rifiuti ed è stato eseguito in corrispondenza della sezione 3 in direzione longitudinale rispetto alle linee di flusso di raccolta del percolato. Il modello è stato realizzato a partire dalla caratterizzazione geotecnica dei terreni effettuata ai punti precedenti utilizzando modelli reologici alla Mohr Coulomb per quanto concerne i terreni di imposta e utilizzando il modello elastico lineare per quanto concernente i rifiuti. Tali scelte sono state effettuate E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 62/73
partendo dalla considerazione che il cedimento sul fondo è funzione essenzialmente del peso dei rifiuti e non della loro resistenza. In tal modo si è ottenuto un modello altamente preciso e performante che ha consentito di determinare le variazioni geometriche sul fondo della vasca dovute allo scarico tensionale prima ed al carico poi. I valori dei parametri di input per i terreni sono riportati nella Tabella 20 e nella Tabella 21 quelli relativi al corpo rifiuti. Tabella 20: Parametri di input per i terreni Mohr‐Coulomb 1
2
A1 A2 Type Drained
Drained 
[kN/m³]
19,00
19,00
Eref
[kN/m²]
6500,000
6500,000 
[‐] 0,400
0,400
Gref
[kN/m²]
2321,429
2321,429 Eoed
[kN/m²]
13928,571
13928,571 cref
[kN/m²]
5,00
2,00

[°] 25,00
26,00
Tabella 21: Parametri di input per i rifiuti Linear Elastic
3
Rifiuti Type
Drained
unsat
[kN/m³]
10,00
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Linear Elastic
3
Rifiuti Eref
[kN/m²]
2000,00

[‐]
0,450
Gref
[kN/m²]
689,655
Eoed
[kN/m²]
7586,207
L’analisi è stata incentrata nel determinare i cedimenti del fondo dello scavo per indagare sulle seguenti problematiche: 
Verificare che i cedimenti massimi siano congruenti con le possibili deformazioni accettabili dagli elementi costituenti la discarica; 
Verificare che i cedimenti che si instaurano al fondo dello scavo non annullino la pendenza del fondo stesso (pendenza necessaria per la raccolta e lo smaltimento del percolato); Dalle analisi effettuate si possono ricavare alcune indicazioni: 
Il cedimento massimo si ha nella parte centrale della discarica dove il carico netto applicato risulta essere più elevato, tale cedimento ha un valore assoluto di circa 60 cm (Figura 26). Esso risulta essere ampiamente compatibile con tutti gli altri elementi costituenti la discarica e non pone quindi difficoltà o particolari prescrizioni. 
Il cedimento del fondo dello scavo va da un minimo di zero in corrispondenza del piede dello scavo, fino al cedimento massimo che si manifesta al centro. In tali condizioni la pendenza residua del fondo risulta essere sufficiente a garantire lo smaltimento delle acque percolanti (pendenza minima 0.93 %). La Figura 27 mostra come cambia il profilo del fondo scavo a seguito dei cedimenti derivanti dall’applicazione del carico. Andando a derivare la curva nei confronti dell’ascissa si ricava la pendenza residua del fondo che confrontata con quella di progetto (Figura 28) consente di valutare gli effetti del carico dei rifiuti. Grazie a tali rappresentazioni è quindi possibile dire che la pendenza decresce andando ad avvicinarsi alle sponde recuperando poi in corrispondenza del calo del carico netto dovuto alla pendenza delle sponde stesse ma mantenendo una pendenza sempre sufficiente a garantire lo smaltimento del percolato. Il cedimento totale calcolato e visualizzato nella Figura 26, pari a 1.25 m, riporta anche il cedimento dovuto E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 64/73
alla quota parte dei rifiuti che sarà nel seguito descritta più approfonditamente. In tale sede è comunque interessante notare come, assumendo un modulo di deformazione del corpo rifiuti di circa 2 MPa il cedimento atteso sia perfettamente in linea con quanto nel seguito mostrato. Figura 26: Cedimenti della discarica. Il modello qui presentato è realizzato per il calcolo dei cedimenti sul fondo non tenendo in considerazione gli effetti biologici dei cedimenti del corpo rifiuti che viene invece riortato nella sezione successiva. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 65/73
Figura 27: Profilo del fondo della discarica di progetto e dopo i cedimenti attesi Figura 28: Andamento delle pendenze del fondo di progetto e dopo l’evoluzione dei cedimenti. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 66/73
6.3
CEDIMENTI DEL CUMULO DEI RIFIUTI Lo studio dei cedimenti del corpo rifiuti ha una fondamentale importanza sia per la stabilità e la durabilità dei sistemi di tenuta idraulica, nonché di quelli di drenaggio e smaltimento superficiale dei fluidi. Gli eccessivi cedimenti, infatti, possono indurre nei teli della copertura superiore delle sollecitazioni di trazione più elevate della resistenza del materiale, con conseguente rottura e perdita di tenuta idraulica. I meccanismi che governano i cedimenti dei RSU sono molteplici e complessi da schematizzare a causa dell’estrema eterogeneità dei materiali, della deformabilità propria delle particelle, dell’elevata presenza di vuoti ed, infine, della degradazione che subiscono nel tempo. Ricordiamo, infatti, che un cumulo di rifiuti è costituito da un insieme di elementi indipendenti di diversa natura e caratteristiche, disposti in modo tale da delimitare dei vuoti, più o meno ampi e continui, riempiti di gas e liquidi. Tuttavia il fenomeno non è ancora ben conosciuto e nonostante i numerosi sforzi per cercare di comprendere le leggi (Sowers, 1973), non è ancora possibile adottare modelli di riferimento sufficientemente attendibili che non siano riconducibili a modelli osservazionali o basati quasi esclusivamente su modelli empirici. Altro aspetto di fondamentale importanza, oltre l’entità dei cedimenti, è la stima del tempo in cui tali cedimenti avverranno. Yen e Scanlon (1975), al termine di un periodo di circa dieci anni di osservazioni su alcune discariche Nord‐
Americane, hanno formulato un espressione, qui di seguito riportata, atta a valutare la velocità dei cedimenti: v  a  b  log t Dove: 
v = mm/mese; 
t = età media dei rifiuti (cioè calcolata a partire da metà costruzione del cumulo). Gli stessi Autori, inoltre, hanno mostrato come la legge sia dipendente dallo spessore del cumulo dei rifiuti. Altri Autori (Sohn e Lee, 1994) hanno riordinato i dati a disposizione ricavando delle equazioni lineari che legano lo spessore della discarica ai valori dei coefficienti a e b. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 67/73
Imponendo uguale a zero la velocità di deformazione si può stimare il tempo in cui i cedimenti si esauriscono, mentre integrando l’equazione della velocità fra l’età media corrispondente alla fine della discarica ed alla fine dei cedimenti si possono stimare i cedimenti totali attesi dalla chiusura della discarica. Nel caso in esame è stato preso a riferimento quest’ultimo metodo. L’approccio di Yen e Scanlon (1975), insieme alle modifiche apportate da Sohn e Lee (1984) consente agevolmente di stimare il cedimento previsto dalla discarica a partire dall’ultima osservazione. L’età media dei rifiuti (t) si può stimare con una crescita media lineare del cumulo di rifiuti e, pertanto essa partirà da metà del tempo teorico di costruzione oppure analizzando le velocità di crescita del cumulo sulla base di dati topografici rilevati durante la costruzione o in base alla quantità di rifiuti stoccati nel tempo. A partire da questa età e dall'altezza del cumulo di rifiuti (Hf) di fine costruzione si può porre (per rifiuti con età media > 12 mesi) (Sohn e Lee, 1994): m  a  b  log t dove : 
a = 0.95 Hf + 98 
b = 0.35 Hf + 51 con: 
m (mm/mese), 
t (mesi) 
"a" ‐ "b" calcolati interpolando dati reali principalmente su discariche della California. Se si pone m = 0, cioè si pone che la velocità dei cedimenti sia nulla, si può trovare il tempo "tf" in cui si esauriscono i cedimenti stessi (compreso il tempo di metà costruzione della discarica tc/2 in quanto tf è un età media), integrando poi questa equazione fra il tempo (noto) di fine costruzione tc e tf si possono stimare i cedimenti finali attesi con la relazione: Sf  at f  bt f log t f   t f log e   at c  bt c log t c   t c log e  L'inizio delle misurazioni é a partire dalla chiusura della discarica, per elaborare quindi i cedimenti con la legge delle velocità (che fa riferimento non ai tempi di misura ma all'età media dei rifiuti) é necessario E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 68/73
aggiungere ai tempi di misura la metà del tempo di costruzione del cumulo di rifiuti (tc/2) e mettere i tempi in scala logaritmica. Questo modello consente di stimare il tempo di esaurimento dei cedimenti ed il massimo cedimento atteso sulla base di dati bibliografici, quindi esso consente solo una stima di massima sull’ordine di grandezza di quest’ultimi. Tuttavia i dati su cui si basano gli studi riportati, fanno riferimento a discariche della California (USA) in cui il rifiuto abbancato ha caratteristiche merceologiche molto diverse dal rifiuti Italiano ed in generale Europeo, in particolare esso ha una frazione organica molto superiore che condiziona sensibilmente l’entità e la velocità dei cedimenti. Inoltre, il grado di compattazione che è possibile raggiungere con il rifiuto italiano è maggiore rispetto ad un rifiuto con componente organica più elevata. Nel caso delle discariche europee, con un grado di compattazione dei rifiuti che possa portare a circa 10 kN/m3 il peso di unità di volume, i cedimenti saranno mediamente più contenuti e si svilupperanno in tempi più brevi. Si ritiene, quindi, che pur rimanendo valide le conclusioni a cui sono giunti Yen e Scanlon (1975) e Sohn e Lee (1984) le leggi che definiscono i coefficienti “a” e “b” debbano essere studiate, quando possibile, con un approccio osservazionale, valutando, cioè, le leggi in funzione di cedimenti osservati su discariche in vera grandezza sui condizioni simili (in termini di merceologia e grado di compattazione) e con spessore del rifiuto confrontabile. In fase di gestione della post‐chiusura della discarica, monitorando i cedimenti realmente avvenuti e quindi avendo a disposizione alcuni dati sulle velocità di cedimento medie dei rifiuti, si può sfruttare lo stesso modello per interpolare i dati sperimentali e ricavare un’altra stima dei cedimenti e una valutazione dei tempi in cui essi si esauriscono. Per il nuovo lotto della discarica in località Gello nel comune di Pontedera la stima dei cedimenti è stata eseguita per le due fasi di abbancamento dei rifiuti: lotti inferiori e lotti superiori. Per quanto sopra accennato tali stime potranno a buon ragione essere considerate come un estremo superiore dei cedimenti attesi. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 69/73
Il cedimento così calcolato per il lotto inferiore risulta pari a: 0.52 m, mentre per il lotto superiore e quindi a discarica ultimata è pari a : 0.64 (cedimento lotto inferiore e cedimento lotto superiore) Di seguito sono riportati i fogli elettronici utilizzati per la stima dei cedimenti dei due lotti, superiore ed inferiore. CEDIMENTO SECONDARIO* LOTTO INFERIORE
*Yen and Scanlon (1975) - Sohn and Lee (1994)
Hf =
16 m
m = a - b log(t)
a=
b=
tc =
Altezza totale della discarica
velocità dei cedimenti secondari
25
10,7
78 Durata della coltivazione della discarica (mesi)
Età media dei rifiuti alla fine cedimenti (m = 0)
tf =
217 mesi
18 anni
Durata nei cedimenti dopo il completamento
t=
178 mesi
Cedimento finale atteso dopo la chiusura della discarica
t1 =
t2 =
Sf =
Sf =
39 eta media dei RSU da cui si iniziano a misurare i cedimenti
217 età media dei RSU a cui finiscono i cedimenti
516,0827 mm
0,52 m
Cedimento secondario atteso residuo
Cedimento secondario atteso residuo
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CEDIMENTO SECONDARIO* LOTTO SUPERIORE
*Yen and Scanlon (1975) - Sohn and Lee (1994)
Hf =
11 m
m = a - b log(t)
a=
b=
tc =
Altezza totale della discarica
velocità dei cedimenti secondari
20,25
8,95
174 Durata della coltivazione della discarica (mesi)
Età media dei rifiuti alla fine cedimenti (m = 0)
tf =
183 mesi
15 anni
Durata nei cedimenti dopo il completamento
t=
96 mesi
Cedimento finale atteso dopo la chiusura della discarica
t1 =
t2 =
Sf =
Sf =
6.4
87 eta media dei RSU da cui si iniziano a misurare i cedimenti
183 età media dei RSU a cui finiscono i cedimenti
121,797 mm
0,12 m
Cedimento secondario atteso residuo
Cedimento secondario atteso residuo
CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE SUI CEDIMENTI Come in precedenza accennato il cedimento totale atteso si ha sommando i contributi sul fondo e quelli sul cumulo dei rifiuti avendosi: fondo + rifuti = totale Considerando che il contributo dei rifiuti è pari alla somma del contributo dei due lotti si ha: rifuti = LOTTO‐I + LOTTO‐II E quindi esprimendo quantitativamente la (1) si ha: 603 + 516 + 122 = 1241 mm ovvero 1.24 m come approssimativamente calcolato con il modello FEM e riportato in Figura 26. E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 71/73
7
CONCLUSIONI Stante quanto riportato ai punti precedenti, emerge che tutte le verifiche di stabilità sia degli scavi sia del corpo rifiuti del nuovo lotto della discarica di Pontedera (PI) in località Gello presentano un coefficiente di sicurezza superiore al valore limite di normativa. Tutte le altre verifiche effettuate (stabilità pacchetti di copertura, cedimenti del fondo scavo, cedimenti del cumulo di rifiuti) mostrano un grado di sicurezza più che accettabile e tale da garantire la perfetta funzionalità di tutte le opere nel loro complesso. Il tecnico Dott. Ing. Quintilio Napoleoni E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 72/73
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ALLEGATO DI CALCOLO E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it [email protected] 73/73
Scavo provvisionale –
p
Modello di calcolo
35
14
13
30
12
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
11
25
10
20
9
Rifiuti abbancati discarica esistente
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 20 (*16.2)
15
8
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
7
2
10
6
5
2
3
16
5
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (kP ) 0 (*0)
’ (°) = 26(*20.5)
1
0
15
1
4
17
18
4
23
24
-5
10
-10
5
20
19
-15
-20
Substrato
-25
3
-30
30
-35
21
-40
-120
22
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
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40
50
60
70
Scavo provvisionale –
p
Verifica Statica
1.30
35
14
13
30
12
11
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
25
10
9
20
Rifiuti abbancati discarica esistente
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 20 (*16.2)
15
8
7
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
2
10
5
6
5
2
3
16
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (kP ) 0 (*0)
’ (°) = 26(*20.5)
1
0
15
1
18
4
24
-5
-10
17
4
23
5
20
19
-15
-20
3
Substrato
-25
-30
-35
21
-40
-120
22
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
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40
50
60
70
Scavo provvisionale –
p
Verifica Sismica
1.23
35
14
13
30
12
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
11
25
10
20
9
Rifiuti abbancati discarica esistente
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 20 (*16.2)
15
8
7
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
2
10
6
5
2
3
16
5
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (kP ) 0 (*0)
’ (°) = 26(*20.5)
1
0
15
1
17
4
18
4
23
24
-5
-10
5
20
19
-15
-20
3
Substrato
-25
-30
-35
21
-40
-120
22
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
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E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it
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50
60
70
25
1.28
27
26
Corpo rifiuti lotto esistente –
p
Verifica Statica
Rifiuti abbancati discarica esistente
 (kN/m3) = 10;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 20 (*16.2)
30
14
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
( )
(
);
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 26(*20.5)
13
12
11
10
20
9
8
2
10
7
6
5
2
3
16
1
0
15
1
4
17
18
4
23
24
5
-10
20
-20
19
Substrato
3
-30
21
-40
-120-110-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
22
10 20 30 40 50 60 70
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25
27
1.18
26
Corpo rifiuti lotto esistente –
p
Verifica Sismica
Rifiuti abbancati discarica esistente
 (kN/m3) = 10;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 20 (*16.2)
30
14
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
( )
(
);
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 26(*20.5)
13
12
11
10
20
9
8
2
10
7
6
5
2
3
16
1
0
15
1
4
17
18
4
23
24
5
-10
20
-20
19
Substrato
3
-30
21
-40
-120-110-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0
22
10 20 30 40 50 60 70
E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it
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Corpo rifiuti –
p
Modello di calcolo
25
12
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) ) = 19;
19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
13
14
20
15
15
16
10
Rifiuti abbancati
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 30(*24.8)
5
0
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 26(*20.5)
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
17
18
19
3
20
21
10
2
3
2
-5
4
5
22
1
4
-10
-15
15
11
24
23
5
7
6
-20
-25
1
Substrato
-30
9
-35
-130
8
-120
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
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-20
-10
0
10
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20
30
40
Corpo rifiuti –
p
Verifica Statica
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 26(*20.5)
1.65
25
12
13
14
20
15
15
16
Rifiuti abbancati
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 30(*24.8)
10
5
0
Rilevato in argilla compattata
Rilevato
in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
17
18
19
3
20
21
10
2
3
2
-5
4
5
22
1
4
-10
-15
15
11
24
23
5
7
6
-20
-25
1
Substrato
-30
9
-35
-130
8
-120
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
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20
30
40
Corpo rifiuti –
p
Verifica Sismica
Argilla con intercalazioni torbose
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 0 (*0);
’ (°) = 26(*20.5)
1.51
25
12
13
14
20
15
15
16
Rifiuti abbancati
 (kN/m3) = 10;
( )
( );
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 30(*24.8)
10
5
0
17
Rilevato in argilla compattata
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 30 (*24);
’ (°) = 25 (*18.8)
18
Limo argilloso
 (kN/m3) = 19;
c’ (kPa) = 5 (*4);
’ (°) = 25 (*18.8)
19
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20
21
10
2
3
2
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22
1
4
-10
15
-15
11
24
23
5
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6
-20
-25
1
Substrato
-30
9
-35
-130
8
-120
-110
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
E&G – Via dell’Amba Aradam, 24 ‐ 00184 Roma ‐ Tel. 06 97 27 91 56/7 ‐ Fax 06 99 93 86 42 www.eandg.it
[email protected]
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