Untitled - Comune di Copertino

INDICE
1
PREMESSA ....................................................................................................................... 1
2
PERFORAZIONI DI SONDAGGIO .............................................................................. 3
3
PROVE DI RESISTENZA A COMPRESSIONE........................................................ 10
4
DEFINIZIONE DEI PARAMETRI GEOTECNICI CARATTERISTICI ............... 15
5
CARATTERIZZAZIONE GEOFISICA DEL SOTTOSUOLO AI SENSI DEL D.M.
14/01/2008......................................................................................................................... 18
6
5.1
DESCRIZIONE DELLA METODOLOGIA D’INDAGINE ...................................................... 18
5.2
SPECIFICHE TECNICHE DELLA STRUMENTAZIONE ....................................................... 18
5.3
DEFINIZIONE DELLA CATEGORIA DI SUOLO AI SENSI DEL PAR. 3.2.2 DELLE NORME
TECNICHE PER LE COSTRUZIONI (D.M. 14/01/2008)................................................. 19
FONTI DOCUMENTALI E RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI.............................. 24
1
PREMESSA
La presente relazione è stata redatta a supporto del progetto di realizzazione di alcune opere
finalizzate alla mitigazione del rischio idraulico del territorio comunale di Copertino (LE).
Nel caso specifico, verranno di seguito esposti i risultati dello studio di caratterizzazione litostratigrafica, geotecnica e sismica dei terreni di fondazione delle opere da realizzare in
corrispondenza di n. 3 attraversamenti stradali che intersecano il tracciato del nuovo canale
deviatore previsto dal progetto.
I terreni interagenti con le opere di progetto sono stati caratterizzati mediante l’esecuzione
delle seguenti indagini geognostiche:
1.
n. 3 perforazioni di sondaggio a carotaggio continuo della profondità di 10 metri per la
verifica del profilo stratigrafico in corrispondenza di ogni attraversamento stradale;
2.
n. 8 prove di compressione puntuale (Point Load Test) effettuate su campioni (carote)
prelevate all’interno dei sondaggi, per la definizione dei parametri di resistenza dei terreni
di fondazione;
3.
n. 3 indagine sismiche di tipo MASW per la definizione della categoria di sottosuolo ai
sensi del D.M. 14/01/2008.
Nella Fig. 1 di seguito allegata è riportata l’ubicazione delle indagini geognostiche eseguite in
situ lungo il tracciato del canale previsto dal progetto.
1
Fig. 1 – Ubicazione delle indagini geognostiche.
2
2
PERFORAZIONI DI SONDAGGIO
In data 19 dicembre 2013, la ditta GEOPRO di Lecce ha effettuato n. 3 perforazioni di
sondaggio (v. Foto 1 ÷ 7) in corrispondenza dei punti in cui il tracciato del canale deviatore
previsto dal progetto interseca le sedi stradali presenti a nord del recapito finale.
I sondaggi, identificati con le sigle S1, S2 ed S3 (v. Fig. 1), sono stati effettuati a carotaggio
continuo, con un carotiere di diametro Ф 101 mm e sono state spinte fino alla profondità di 10
metri rispetto al p.c..
Come si evince dalle stratigrafie di seguito allegate, le successioni lito-stratigrafiche
intercettate dai tre sondaggi presentano notevoli analogie. Infatti, in tutti e tre i punti
d’indagine, l’assetto stratigrafico risulta caratterizzato dalla presenza in affioramento di
litofacies calcarenitiche a grana fine, di età presumibilmente miocenica (“Pietra Leccese”),
poggianti su rocce calcaree più tenaci.
Lo spessore della formazione calcarenitica superficiale è risultato variabile dai 4 ai 7 metri.
In particolare, nel sondaggio S2, le litofacies francamente calcarenitiche presentano uno
spessore di appena 2 metri e poggiano su un livello più cementato che presenta le
caratteristiche litologiche di un calcare detritico (v. Foto 5). Tuttavia, anche nel sondaggio S3
la parte basale della formazione calcarenitica si presenta ricementata e più tenace rispetto ai
livelli sommitali (v. Foto 7).
Il substrato calcareo è costituito da calcari microcristallini e detritici di colore prevalentemente
nocciola. Nel sondaggio S1 la formazione calcarea è risultata abbastanza integra, come
testimoniato dalla buona percentuale di recupero di carote di lunghezza maggiore di 10 cm (v.
Foto 3). Nei sondaggi S2 ed S3, i calcari sono apparsi invece diffusamente carsificati ed
alterati, facendo riscontrare bassissime percentuali di recupero.
In particolare, fatta eccezione per la parte inferiore del sondaggio S1, le percentuali di
recupero sono risultate ovunque molto basse, il che indica una generale scarsa qualità degli
ammassi rocciosi investigati.
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5
6
Foto 1 – Fase di esecuzione del sondaggio S1.
Foto 2 – Stratigrafia del sondaggio S1 (cassetta 1).
Foto 3 – Stratigrafia del sondaggio S1 (cassetta 2).
7
Foto 4 – Fase di esecuzione del sondaggio S2.
Foto 5 – Stratigrafia del sondaggio S2.
8
Foto 6 – Fase di esecuzione del sondaggio S3.
Foto 7 – Stratigrafia del sondaggio S2.
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3
PROVE DI RESISTENZA A COMPRESSIONE
Sulla base delle stratigrafie dei sondaggi, si evince che i terreni interagenti con le opere di
progetto sono costituiti dalle litofacies calcarenitiche e calcareo-detritiche mioceniche che
costituiscono i livelli più prossimi alla superficie topografica. All’interno di questi livelli sono
stati quindi prelevati n. 8 campioni di roccia (carote) su cui sono state eseguite prove di
laboratorio finalizzate a valutare la resistenza a compressione di tali materiali.
Le prove effettuate sui campioni, del tipo “Point Load Test”, vengono condotte con
strumentazione e procedure standardizzate (Bieniawski Z.T., 1975; Broch E. & Franklin I.A.,
1972; I.S.R.M., 1973) ed hanno il vantaggio di consentire (rispetto alle prove di compressione
uniassiale che richiedono provini di forma cubica) la valutazione delle caratteristiche di
resistenza anche su campioni cilindrici (come quelli che si ottengono con le perforazioni di
sondaggio) o anche del tutto informi.
Tale tipo di prova consente di ricavare l’indice di resistenza IS che equivale al rapporto tra il
carico di rottura ed il quadrato della dimensione in mm del campione posto tra le due punte
coniche. Per rendere i dati confrontabili, i valori di IS vengono sempre corretti mediante
apposite curve di correzione riportandoli a quelli standard riferiti a campioni di 50 mm di
diametro (IS50).
I dati ottenuti con il Point Load Test possono essere correlati ai valori del carico di rottura a
compressione uniassiale utilizzando un fattore di conversione K che varia in funzione delle
caratteristiche litologiche dei campioni esaminati.
Nel caso di rocce sedimentarie, si utilizza sovente un valore medio di riferimento K = 22,7
(Bieniawski Z.T., 1974) che, tuttavia, tende a sovrastimare eccessivamente i valori di
resistenza a compressione delle rocce tenere. Per tale motivo, numerosi studi e ricerche
pubblicati negli ultimi anni evidenziano la necessità di utilizzare valori di K differenti,
possibilmente riferiti alle specifiche categorie litologiche prese in esame.
In particolare, sulla base di risultati sperimentali, Cotecchia et Al. (1985) indicano, per le
calcareniti pugliesi, un valore di K = 12. Anche alcuni lavori più recenti di Cherubini (2005 e
2006) ribadiscono l’opportunità di modulare il fattore di conversione in funzione della
litologia e/o del valore numerico dell’indice di resistenza.
Nel caso in esame, le litofacies campionate nei sondaggi S1, S2 ed S3 e sottoposte a prove di
compressione puntuale sono costituite da calcareniti siltose a grana fine e da calcari detritici.
Come indicato nel certificato di prova di seguito allegato, i test di compressione puntuale
effettuati sugli otto campioni di roccia hanno fatto registrare valori dell’indice di resistenza
IS50 variabili tra 5 e 22 kg/cmq. I corrispondenti valori di resistenza a compressione uniassiale
sono stati ricavati moltiplicando l’indice di resistenza per un coefficiente numerico K = 12,
ovvero adottando la formulazione del fattore moltiplicativo proposto da Cotecchia et Al.
(1985) per le calcareniti pugliesi.
Nel complesso, le litofacies calcarenitiche (campioni C2, C3, C4, C7, C8) evidenziano valori
di resistenza a compressione compresi tra 58 e 211 kg/cmq, ovvero ricadenti nel tipico
intervallo di variabilità delle litofacies calcarenitiche mioceniche del Salento.
Le litofacies calcareo-detritiche (campioni C1, C5, C6) manifestano invece valori di resistenza
a compressione tendenzialmente più elevati, compresi tra 236 e 281 kg/cmq.
10
Campo di variabilità U.C.S. delle calcareniti
Campo di variabilità U.C.S. dei calcari detritici
Fig. 2 – Classificazione delle rocce esaminate in base alla resistenza.
Come si può osservare in Fig. 2, dove sono riportati alcuni dei principali e più accreditati
sistemi di classificazione delle rocce basati sui parametri di resistenza, sulla base dei valori di
resistenza a compressione uniassiale (U.C.S.) determinati con le prove di laboratorio, le
litofacies in esame (calcareniti e calcari detritici) possono essere classificate come rocce
tenere e di resistenza medio-bassa.
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4
DEFINIZIONE DEI PARAMETRI GEOTECNICI CARATTERISTICI
Come riportato nei capitoli precedenti, i terreni che saranno interessati dalle opere di progetto
sono costituiti da calcareniti siltose a grana fine di età miocenica, localmente affioranti o subaffioranti. Meno probabile è il reperimento di litofacies calcareo-detritiche, in quanto
quest’ultime, come si evince dalle stratigrafie dei sondaggi, si rinvengono a partire da
profondità superiori a 3 metri rispetto al p.c..
Pertanto, la caratterizzazione geotecnica dei terreni interagenti con le opere di progetto è stata
focalizzata principalmente sulle litofacies calcarenitiche.
In linea generale, la cospicua mole di dati pubblicati da Zezza (1974 e 1985), Cotecchia et Al.
(1985), GEO S.r.l. (1984), Margiotta (1992) e Cherubini et Al. (2007), ben illustrano la
variabilità delle proprietà fisico-meccaniche delle calcareniti mioceniche salentine, il cui peso
di volume può oscillare tra 1,55 e 1,90 ton/mc, mentre la resistenza a compressione uniassiale
può variare da 40 a 200 kg/cmq.
Peraltro, i valori di resistenza a compressione uniassiale ottenuti con l’esecuzione dei Point
Load Test sui campioni prettamente calcarenitici prelevati dai sondaggi, rientrano quasi
perfettamente nel range di variabilità tipico delle calcareniti mioceniche desumibile dai dati di
letteratura precedentemente citati.
Per il calcolo dei parametri geotecnici caratteristici dei terreni di fondazione, da utilizzare
nelle verifiche agli stati limite previsti dalla vigente normativa, si è quindi fatto riferimento ai
dati di resistenza a compressione ottenuti sui campioni prettamente calcarenitici, escludendo
quelli determinati su campioni di litofacies calcareo-detritiche.
Il valore caratteristico del peso di volume può essere ottenuto applicando le rette di
correlazione tra densità totale e resistenza a compressione semplice calcolate da Cotecchia et
Al. (1985) per i vari tipi di calcareniti pugliesi. Nel caso specifico, prendendo come
riferimento il valore medio di resistenza a compressione delle rocce esaminate (σ'r = 170
kg/cmq) si ottiene il seguente valore:
γk = 1,7 ton/mc
Per quanto riguarda la resistenza a compressione, si adotta invece un approccio cautelativo,
motivato dall’elevato tasso di variabilità dei valori misurati (σ'r = 58 ÷ 211 kg/cmq) e dalle
scadenti caratteristiche strutturali delle masse rocciose calcarenitiche, quest’ultime
testimoniate dalle bassissime percentuali di recupero di carote integre riscontrate nei sondaggi
S1, S2 ed S3.
Per le suddette motivazioni si assume come rappresentativo il valore più basso di resistenza a
compressione uniassiale ottenuto dalle prove di laboratorio, ovvero σ'r = 58 kg/cmq.
Ovviamente, per ottenere i parametri di resistenza al taglio caratteristici dell’ammasso
roccioso (da utilizzare per le verifiche geotecniche), è necessario rielaborare i risultati delle
prove di resistenza a compressione uniassiale, in modo da ricavare e scorporare le componenti
d’attrito e quelle di coesione (ovvero di esprimere la resistenza del terreno in termini di ϕ-c).
A tal fine, nell’ipotesi di validità del criterio di rottura di Mohr-Coulomb e tenendo presente
che una prova di resistenza a compressione uniassiale può considerarsi come un caso limite di
prova triassiale in cui la pressione di confinamento (σc) è uguale a zero (v. Fig. 3), il legame
15
tra il termine di coesione e quello di attrito del materiale integro si può esprimere in funzione
di σ'r attraverso la seguente relazione:
c' =
σ'r
2
 1 − sen φ' 
σ'r

 =
 cos φ'  2tg(45° + φ' /2)
(1)
Applicando la (1) ed assegnando alle calcareniti affioranti un valore di resistenza a
compressione uniassiale σ'r = 58 kg/cmq ed un angolo di attrito interno ϕ’ = 45° (nell’ipotesi
di roccia perfettamente integra), si ottiene un valore di coesione c’ = 12 kg/cmq.
FIGURA 3
Ovviamente, il valore di c’ così ottenuto è un valore di picco, ovvero è applicabile solo a
piccoli volumi di roccia perfettamente integra ed è molto più elevato di quello residuo che in
genere agisce lungo le discontinuità strutturali che attraversano l’ammasso roccioso e che,
nella quasi totalità dei casi, rappresentano le effettive potenziali superfici di rottura e
scorrimento.
La presenza delle discontinuità strutturali (piani di strato, giunti di frattura, vuoti di
dissoluzione carsica, ecc..) oltre ad esaltare l’anisotropia delle caratteristiche di resistenza
degli ammassi rocciosi, introduce quindi anche un fattore di scala che non consente di
applicare all’intero ammasso roccioso i valori della coesione intrinseca (c’) calcolati mediante
prove di laboratorio su campioni di piccole dimensioni.
Dovendo necessariamente tenere conto delle caratteristiche strutturali dell’ammasso roccioso,
si è quindi ritenuto opportuno adottare un modello di calcolo che esprime la coesione
dell’ammasso roccioso (cr) in funzione del numero di discontinuità per metro lineare (i) e
dell’angolo di attrito lungo le superfici dei giunti (ϕr).
Secondo i risultati delle elaborazioni statistiche effettuate da Manev e Avramova-Tacheva
(1970), il rapporto tra la coesione dell’ammasso roccioso e la coesione intrinseca del materiale
lapideo è legato al numero di discontinuità per metro lineare (i) dalla seguente relazione:
16
cr
= 0.114e −0.48(i − 2) + 0.02
c'
(2)
Sostituendo il valore di coesione ottenuto con l’equazione (1) (c’ = 12 Kg/cmq) all’interno
della (2) ed assumendo, per le calcareniti in questione, un numero di discontinuità per metro
lineare pari a 7 (tipiche di roccia stratificata e moderatamente fratturata), si ricava la coesione
globale dell’ammasso roccioso che, nel caso specifico, risulta cr = 0,35 kg/cmq.
Per quanto riguarda invece la componente d’attrito, i risultati di prove di taglio diretto su
giunto effettuati su campioni di calcareniti tenere hanno fornito valori di ϕr pari a circa 28°
(Scaglione G. et Al., 2007).
Pertanto, in base all’analisi condotta sui dati geotecnici relativi alle calcareniti mioceniche, i
valori caratteristici da utilizzare per le verifiche agli stati limite sono i seguenti:
o
peso di volume: γk = 1,7 ton/mc;
o
angolo di resistenza al taglio: ϕk = 28°;
o
coesione litoide: ck = 0,35 kg/cmq.
17
5
CARATTERIZZAZIONE GEOFISICA DEL SOTTOSUOLO AI
SENSI DEL D.M. 14/01/2008
Per la ricostruzione del modello geofisico del sito ed al fine di acquisire le informazioni
idonee a classificare i terreni di fondazione ai sensi di quanto prescritto al par. 3.2.2 delle
vigenti Norme Tecniche per le Costruzioni approvate con D.M. 14/01/2008, sono state
eseguite n. 3 prospezioni sismiche di tipo MASW, ubicate come indicato in Fig. 1.
5.1
Descrizione della metodologia d’indagine
Il metodo MASW (Multichannel Analysis of Surface Waves) è una tecnica d’indagine non
invasiva che individua il profilo di velocità delle onde di taglio verticali (Vs) basandosi sulla
misura delle onde superficiali fatta in corrispondenza di diversi sensori (geofoni) posti sulla
superficie del suolo.
Il contributo predominante alle onde superficiali è dato dalle onde di Rayleigh (onde Sh), che
viaggiano con una velocità correlata alla rigidezza della porzione di terreno interessata dalla
propagazione delle onde. In un mezzo stratificato le onde di Rayleigh sono dispersive, cioè
onde con diverse lunghezze d’onda si propagano con diverse velocità di fase. Inoltre, le onde
ad alta frequenza con lunghezza d’onda corta si propagano negli strati più superficiali, mentre
onde a bassa frequenza si propagano negli strati più profondi del sottosuolo.
Nel metodo di indagine MASW le onde superficiali generate in un punto della superficie del
suolo sono misurate da uno stendimento lineare di sensori. Attraverso questo metodo si
ottiene una velocità di fase (o curva di dispersione) sperimentale apparente nel range di
frequenze compreso tra 5 e 70 Hz, che fornisce informazioni sulla parte più superficiale del
suolo, generalmente compresa nei primi 30-50 metri, in funzione della rigidezza dei terreni
investigati e delle caratteristiche della sorgente.
Il metodo MASW consiste in 3 fasi:
1. acquisizioni multicanale dei segnali sismici lungo uno stendimento;
2. estrazione del modo fondamentale dalle curve di dispersione delle velocità di fase delle
onde superficiali di Rayleigh;
3. inversione delle curve di dispersione per ottenere il profilo verticale della velocità di
propagazione Vs delle onde di taglio.
L’affidabilità dei profili di velocità Vs ricostruiti mediante il processo d’inversione viene
verificata tramite la definizione dell’errore relativo tra le due curve. Sulla base di valutazioni
incrociate con informazioni dirette di tipo geologico, geotecnico e/o idrogeologico, è possibile
scegliere il modello ritenuto più conforme alla situazione stratigrafica presente nell’area
indagata.
5.2
Specifiche tecniche della strumentazione
L’indagine condotta presso il sito di progetto è stata effettuata con l’ausilio di un sismografo
MAE A3000-S 24 bit 16 canali, uno strumento compatto e versatile progettato e realizzato
appositamente per eseguire indagini di prospezione sismica convenzionali (cioè a rifrazione o
a riflessione) e non convenzionali, ovvero di tipo MASW (Multichannel Analysis of Surface
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Waves) e SASW (Spectral Analysis of Surface Waves).
L’acquisizione dei dati sismici è stata effettuato lungo linee di stendimento della lunghezza di
30 metri, ubicate come in Fig. 1, ovvero in corrispondenza dei tre attraversamenti stradali
previsti dal progetto.
Per l’acquisizione dei dati sono stati utilizzati n. 16 geofoni verticali con frequenza propria di
4,5 Hz posizionati con interasse di 2 metri (v. Fig. 4). L’impulso di energizzazione del terreno
è stato fornito utilizzando una massa battente di 8 Kg ed una piastra in lega di allumino.
Le tracce registrate hanno una lunghezza temporale T = 2 secondi ed un passo di
campionamento dt = 1 ms. La frequenza di campionamento è pari a 1000 Hz mentre la
frequenza massima dei segnali, ovvero la frequenza di Nyquist, è data da fNyquist = ½ dt = 500
Hz. Infine la frequenza minima dei segnali è data da fmin = 1/T = 0,5 Hz.
Per l’elaborazione dei dati acquisiti in campagna è stato utilizzato il software WinMasw 4.1
della Eliosoft Geophysical Software & Services.
MODALITA’ D’INDAGINE
0m
5m
10 m
15 m
20 m
25 m
30 m
Distanza m
2 metri
X
Y
2 metri
1
2
3
4
5
Geofoni
Punti di energizzazione (shot)
Fig. 4 – Schema di esecuzione delle indagini sismiche.
5.3
Definizione della categoria di suolo ai sensi del par. 3.2.2 delle Norme Tecniche per
le Costruzioni (D.M. 14/01/2008)
Com’è noto, le Norme Tecniche per le Costruzioni approvate con il D.M. 14/01/2008, hanno
introdotto l’adozione di un sistema di caratterizzazione geofisica e geotecnica del profilo
stratigrafico del sottosuolo basata sui parametri di velocità delle onde di taglio mediati sui
primi 30 metri di terreno (Vs30).
Coerentemente con quanto indicato nell’Eurocodice 8, le attuali norme tecniche (par. 3.2.2
N.T.C. 2008) prevedono una classificazione del sito in funzione sia della velocità delle onde
di taglio nella copertura che dello spessore della stessa. A tale scopo vengono identificate 5
tipologie di suoli (A, B, C, D ed E, più altre due speciali: S1 e S2) ad ognuna delle quali è
associato uno spettro di risposta elastico.
19
Sulla base del parametro Vs30, il suolo va dunque classificato all’interno di una delle predette
categorie, ad ognuna delle quali corrispondono specifici coefficienti per la determinazione
dello spettro elastico di risposta necessario alla definizione dell’azione sismica di progetto.
Il parametro Vs30 viene determinato, sulla base dei dati acquisiti mediante l’esecuzione di
specifiche indagini geognostiche, applicando la seguente espressione:
VS30 =
30
hi
∑
i =1, N Vi
(3)
dove hi è lo spessore in metri dello strato i-esimo, Vi è la velocità delle onde di taglio dello
strato i-esimo e N è il numero di strati.
Nel caso in esame, la velocità di propagazione delle onde di taglio (Vs) nel sottosuolo del sito
di progetto è stata misurata mediante l’esecuzione di n. 3 indagini sismiche di superficie di
tipo MASW, che hanno consentito di ricostruire il profilo delle velocità di propagazione delle
onde S nel sottosuolo delle aree investigate.
Per ognuna delle 3 prospezioni sismiche si è innanzitutto proceduto all’acquisizione e
registrazione in situ dei sismogrammi delle onde superficiali (v. Figg. 5-a, 7-a, 9-a), quindi
sono state ricostruite le curve di dispersione (ovvero i grafici della velocità di fase rispetto alla
frequenza – v. Figg. 5-b, 7-b, 9-b) ed infine, mediante procedura d’inversione, sono stati
ottenuti i profili verticali delle Vs relativi ai primi 30 metri di profondità (v. Figg. 6, 8, 10).
In tutte e tre le prospezioni, i risultati d’indagine indicano l’esistenza di vari sismo-strati, tutti
caratterizzati da valori di velocità di propagazione delle onde S progressivamente crescenti in
funzione della profondità. I valori delle Vs e lo spessore dei singoli sismo-strati sono riportati
nelle Figg. 6, 8, 10.
Sulla scorta dei risultati delle indagini espletate, i valori del parametro Vs30 e la
classificazione del sottosuolo dei tre siti d’intervento risultano essere i seguenti:
MASW 1 (attrav. S.C. S. Vito)
Vs30 = 784 m/s
[Categoria B]
MASW 2 (attrav. S.V. presso recapito finale)
Vs30 = 849 m/s
[Categoria A]
MASW 3 (attrav. S.V. S. Anastasia)
Vs30 = 859 m/s
[Categoria A]
Bari, gennaio 2014
Dott. Geol. Giuseppe CALO’
(Albo Geologi Regione Puglia n. 148)
20
a
b
Fig. 5 – MASW 1: sismogramma (a) e curva di dispersione (b).
Fig. 6 – MASW 1: profilo verticale delle Vs e calcolo del Vs30.
21
a
b
Fig. 7 – MASW 2: sismogramma (a) e curva di dispersione (b).
Fig. 8 – MASW 2: profilo verticale delle Vs e calcolo del Vs30.
22
a
b
Fig. 7 – Sismogramma (a) e curva di dispersione (b) della MASW n. 3.
Fig. 10 – Profilo verticale delle Vs e calcolo del Vs30 della MASW n. 3.
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6
FONTI DOCUMENTALI E RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI
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- Broch E. & Franklin J.A. – The Point Load Strength Test. International Journal Of Rock
Mechanics and Mining Science, vol. 9, 1972.
- Cherubini C. – Alcune considerazioni sull’uso dei sistemi di classificazione degli ammassi
rocciosi. Giornale di Geologia Applicata n. 2, 2005.
- Cherubini C. – Considerazioni sui metodi di classificazione applicati agli ammassi rocciosi
carbonatici. Atti del Convegno “Le risorse lapidee dall’antichità ad oggi in area mediterranea”.
Canosa di Puglia (BA), 25-27 settembre 2006.
- Cherubini C., Reina A., Bruno D. – Le rocce tenere del Salento: proposta di classificazione con
l’uso delle caratteristiche tecniche e meccaniche. Geologi e Territorio n. 2-2007.
- Cotecchia V., Calò G., Spilotro G. – Caratterizzazione geolitologica e tecnica delle calcareniti
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Pei S.r.l. Parma, 1985.
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- Margiotta B. – Caratteristiche geotecniche delle calcareniti e calcareniti marnose del
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Mediterranea, Ragusa 28-30 maggio 2004.
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