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STUDIO STUDIO STUDIO STUDIO TECNOGEOTECNOGEOTECNOGEOTECNOGEO Dr. Geol. R. Triches Via Pascoli n° 53 - 41012 Carpi (MO) - Tel. 059-693491 - fax. 059/642606 - portatile 348–7442774

Modellazione Geotecnica e sismica

Inserimento POC Area “ambito T10” e area per interventi specializzati (tipo C5).

Comune di Rolo - Reggio Emilia

Committente:

Studio Tecnico Associato

FA.RO.

Fabbrico-Rolo

INDICE

PREMESSA ED INDIVIDUAZIONE CARTOGRAFICA 2

CENNI di GEOMORFOLOGIA E GEOLOGIA TERRITORIALE 2

CENNI GEOLOGICI 2

GEOMORFOLOGIA (Cenni) 3

MODELLAZIONE GEOTECNICA DEL SOTTOSUOLO 4

METODICA E CRITERI GENERALI 4

Verifica stato limite ultimo (SLU-GEO) – Modellazione GEOMECCANICA 4

Stato limite ultimo di resistenza del terreno 7

Collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno 8

Collasso per scorrimento sul piano di posa 9

Stabilità globale 10

VERIFICHE SISMICHE (NTC 14−1−08 ) 10

Caratterizzazione Sismica del Territorio 10

Indagini sismiche 11

Categorie di suolo di fondazione (Azione sismica di progetto [Vs30]) 11 Schematizzazione Modello geofisico 13

Valutazione dei fattori d’amplificazione sismica da Del. Ass. Reg 112/07 13

EFFETTI DI SITO (microzonazione di III Livello) 14

Amplificazione segnale sismico 14

Stima analitica del periodo fondamentale di un deposito 15

Suscettività alla liquefazione in condizioni sismiche 18 Verifica QUANTITATIVA liquefazione (III Livello Approfondimento Sismico) 18

CONSIDERAZIONI SULLE TIPOLOGIE FONDALI ADOTTABILI 22

Tavole

Ubicazione area Tav. 1 Planimetria ubicazione prove Tav. 2 Microzonazione sismica Tav. 3 Verifica suscettività - Potenziale liquefazione Tav. 4

Schede prove geognostiche CPT Schede prove sismiche ReMi eseguite in ott 2007 da GG service Schede verifiche suscettibilità alla liquefazione


Modellazione Geotecnica e Sismica

Area “ambito T10” e area per interventi specializzati (tipo C5). Comune di Rolo - (RE).

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PREMESSA ED INDIVIDUAZIONE CARTOGRAFICA

Lo studio geotecnico e sismico, oggetto della presente relazione è relativo al progetto di Inserimento in POC del comune di Rolo di un’area denominata “Ambito T10” al cui interno è individuata anche un area per interventi specializzati tipo C5, ubicato al margine nord dell’area industriale di completamento Campogrande, a Rolo RE. Lo studio geologico tecnico e sismico in oggetto, ottempera ai dettati delle leggi nazionali, in materia di Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni:

1) Ord. P.C.M. n. 3274/2003 e succ mod. e integrazioni 2) Delib. Ass. Lgs. Reg. Emilia-R. n. 112/07 3) DM 14-1-08 Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC) 4) Istruz. Applicaz. NTC 14-1-08 (Bozza agg. al 7-3-08) Consiglio Sup. LL PP.

Committente:

Studio Tecnico Associato Studio Tecnico Associato Studio Tecnico Associato Studio Tecnico Associato FA.RO FabbricoFabbricoFabbricoFabbrico----RoloRoloRoloRolo. L’area in analisi dal punto di vista cartografico è individuata in:

• CTR Reg. Emilia Romagna: contatto fra gli elementi Rolo n° 183114 e Cantonazzo 183113 (scala 1:5.000); L'assetto topografico dell'area in analisi presenta le seguenti caratteristiche:

- Pianeggiante, - quote medie assolute del pc naturale nei punti di esecuzione delle prove in situ 21,8-22 m slm

CENNI di GEOMORFOLOGIA E GEOLOGIA TERRITORIALE

CENNI GEOLOGICI

La zona studiata appartiene al bacino subsidente Pliocenico Quaternario della Pianura Padana costituito, nella coltre sedimentaria più recente, dai depositi alluvionali dei fiumi alpini ed appenninici. Questi ultimi, nelle passate esondazioni, hanno deposto materiali con granulometria diversa in relazione alla distanza dalle fasce pedemontane. A ciò é conseguita una differenziazione delle aree planari in settori con distinti caratteri litologico sedimentari. Quello in cui ricade il Comune di Rolo (RE), é attribuibile alla fascia di transizione tra la Media e la Bassa Pianura. Detti agenti hanno coperto le rocce del substrato pre-pliocenico. Quest’ultimo in tale zona, è caratterizzato dalla presenza della struttura positiva denominata Dorsale Ferrarese, formata da un complesso di rocce piegate e sovrascorse, intensamente tettonizzate, che determina un sensibile innalzamento del substrato. In prossimità di Novi-Camurana infatti, raggiunge la massima culminazione assiale, essendo rilevabile a circa -200÷-220 m dal piano campagna. Infatti a tali profondità, (cfr. pubblicazioni AGIP e RER Eni-Agip 98), si riscontrano orizzonti del Quaternario Continentale, che poggiano (non in continuità sedimentaria, in seguito a fenomeni di erosione per ritiro del mare da regioni precedentemente sommerse) sulle formazioni marnoso-sabbiose del Pliocene Inferiore. Queste ultime, sono seguite, dalle rocce marnoso siltose con intercalazioni arenacee del Miocene Sup. e dagli orizzonti marnosi con intercalati livelletti calcareo arenacei del Miocene Inf.

I movimenti tettonici che hanno interessato la Dorsale Ferrarese, possono essersi verificati anche in tempi recenti (denunciando quindi un'attività neotettonica), confermata dalle migrazioni verso W e N rispettivamente dei fiumi appenninici e del Po.




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GEOMORFOLOGIA (Cenni)

L'attuale assetto geomorfologico del territorio di Rolo, è diretta conseguenza delle antiche variazioni del reticolo idrografico (esondazioni naturali). Successivamente con la comparsa dell'uomo, il paesaggio è stato ulteriormente modificato dagli interventi antropici: bonifiche, canalizzazioni, urbanizzazioni, ecc. La risultante di tutte queste azioni (naturali e antropiche dell’uomo) è una conformazione del paesaggio essenzialmente pianeggiante. In alcuni settori la morfologia pianeggiante del territorio, è interrotta dalla presenza di “dossi” morfologici naturali (paleoalvei = antichi tracciati fluviali non più attivi). Tali dossi-paleoalvei nel territorio comunale si sviluppano essenzialmente in direttrice sud-ovest nord-est a nord di Rolo ed essenzialmente in direttrice circa ovest–est a meridione del capoluogo. Immediatamente a nord del bordo settentrionale dell’area in oggetto, si rileva un dosso topografico che si estende in direzione del capoluogo, inizialmente con direttrice W-E e successivamente (in prossimità dell’abitato) verso NE, formato da litotipi prevalentemente sabbiosi e sabbioso-limosi. Tale paleoalveo è correlabile ad un antico tracciato del Crostolo, che sino al Medioevo (circa 12° secolo d.C., prima della rotta del Po a Ficarolo 1152÷1192 fonte Ciabatti, 1966), passava ad E di Reggio E., proseguiva verso NE, passando tra Budrio e Cognento (in prossimità di Correggio), e proseguiva, con una deviazione verso est, circa in corrispondenza di Campagnola, Fabbrico, Rolo e Novi di Modena. Confluiva poi al Po nei pressi di Bondeno di Ferrara, dopo aver unito le proprie acque a quelle del Fiume Secchia. Quanto esposto trova riscontro nelle indagini geognostiche eseguite che evidenziano alternanze limose e limo-argillose con a luoghi presenza di strati limo-sabbiosi e sabbiosi nei primi 4-6 m di sottosuolo. Tali orizzonti sono seguiti da alternanze generalmente argillose e limose tendenzialmente a medio

grado di addensamento sino a –13÷−15 m pc. Il livello della falda freatica, misurato direttamente all’interno dei fori delle penetrometrie eseguite, (sett 2009) é risultato a –2.4÷-2.8 m dal piano campagna esistente al momento d’esecuzione delle prove cpt. L’orizzonte superficiale essenzialmente argilloso dei primi 2 m, inoltre “confina” lievemente e localmente la falda nell’area in oggetto, quindi sino a che non si raggiunge la profondità suddetta con scavi o perforazioni, con tutta probabilità non si ha risalita d’acqua all’interno dello scavo. Si segnala però che nell’ambito di analoghe indagini eseguite in precedenza nell’area di ampliamento “Campogrande” (immediatamente a sud di quella in esame) il livello idrico “stabile” della falda freatica, (in base ai risultati di saggi eseguiti in Dic 07)”, era in genere rilevabile circa fra -1÷-2 m da pc; si deve quindi considerare la possibilità di risalita del livello freatico sino a tale profondità. A tale scopo è consigliabile in fase esecutiva, eseguire saggi di prova, a varia profondità (es. 1.0, A tale scopo è consigliabile in fase esecutiva, eseguire saggi di prova, a varia profondità (es. 1.0, A tale scopo è consigliabile in fase esecutiva, eseguire saggi di prova, a varia profondità (es. 1.0, A tale scopo è consigliabile in fase esecutiva, eseguire saggi di prova, a varia profondità (es. 1.0, 2.0 2.0 2.0 2.0 e 3.0 e 3.0 e 3.0 e 3.0 m da pc), lasciando gli scavi apem da pc), lasciando gli scavi apem da pc), lasciando gli scavi apem da pc), lasciando gli scavi aperti per circa 1rti per circa 1rti per circa 1rti per circa 1----2 giorni, per consentire l’instaurarsi 2 giorni, per consentire l’instaurarsi 2 giorni, per consentire l’instaurarsi 2 giorni, per consentire l’instaurarsi della rete di flusso, verificando in modo diretto la della rete di flusso, verificando in modo diretto la della rete di flusso, verificando in modo diretto la della rete di flusso, verificando in modo diretto la quota cui si stabilizza il livello quota cui si stabilizza il livello quota cui si stabilizza il livello quota cui si stabilizza il livello d’acqua all’interno d’acqua all’interno d’acqua all’interno d’acqua all’interno di scavi, alle profondità suddette.di scavi, alle profondità suddette.di scavi, alle profondità suddette.di scavi, alle profondità suddette.




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MODELLAZIONE GEOTECNICA DEL SOTTOSUOLO

METODICA E CRITERI GENERALI

Le indagini geognostiche eseguite nel sito in analisi, hanno permesso di evidenziare gli aspetti geologico-geotecnici e di riconoscere le caratteristiche fisico-meccaniche del “volume significativo di terreno” al di sotto della costruzione in progetto; sono inoltre stati indagati i primi 30-40 m di sottosuolo dal punto di vista sismico, al fine di valutare la fattibilità globale per le strutture da realizzare. In base a quanto previsto dal testo NTC 14-1-08, dato che le strutture in progetto, da realizzare in “ambito T10” saranno destinazione prevalentemente industriale-produttivo, sono stati utilizzati i seguenti parametri: Vita Nominale (VN): ≥ 50 anni Classe d’uso (CU): II coeff. 1 Periodo riferimento azione sismica (VR): VN*CU = ≥50 anni Verifiche allo Stato limite ultimo di resistenza del terreno GEO Approccio di calcolo 2 combinazione UNICA coeff. parziali A1, M1 R3 Stato limite di esercizio previsto SLV (salvaguardia della Vita) Probabilità di superamento evento sismico (PVR) 10% Limite periodo di ritorno (TR) per SLV 475 anni Per il calcolo della capacità portante della fondazione (come previsto da NTC 14-1-08), poiché al momento non è dato sapere la tipologia strutturale che sarà scelta in fase progettuale, ed in base alla eventuale possibilità di utilizzo di fondazioni profonde, si prevede un elevato volume di terreno indisturbato coinvolto, si fa quindi riferimento a valori di picco dell’angolo di resistenza al taglio, senza trascurare il contributo della coesione efficace del terreno, prendendo in considerazione meccanismi di stato limite ultimo, sia a breve sia a lungo termine. Quando nello stato limite considerato, è coinvolto un elevato volume di terreno, è quindi verosimile la compensazione delle eterogeneità litostratigrafiche (livelli con parametri geotecnici che si discostano dalla media) ed appare giustificato fare riferimento ad appropriati valori medi dei parametri geotecnici. Si ricorda che, con la discretizzazione sopra esposta, la struttura e/o gli edifici che saranno realizzati dovranno, per la verifica dello stato limite di resistenza della struttura (verifica STR), prevedere che le azioni di progetto in fondazione derivanti da un'unica analisi strutturale, e siano calcolate mediante

l’uso dei coefficienti parziali del gruppo l’uso dei coefficienti parziali del gruppo l’uso dei coefficienti parziali del gruppo l’uso dei coefficienti parziali del gruppo A1.

Verifica stato limite ultimo (SLU-GEO) – Modellazione GEOMECCANICA

Per individuare le caratteristiche litologico meccaniche dei terreni del volume significativo al di sotto delle fondazioni delle strutture in progetto, sono state eseguite 9 prove penetrometriche CPT tipologia M (sistema di misura meccanico), sono state inoltre utilizzate altre 6 analoghe indagini penetrometriche (eseguite nel 2001-2008) a completamento di quelle eseguite in set 09. Le prove cpt sono state effettuate utilizzando un penetrometro statico di tipo olandese, conforme alla certificazione CE, da 200 KN, mod. TG63/200.

� Dispositivo di spinta: 200 kN; � Sistema acquisizione dati con cella a trasduttore di pressione e lettura digitale; � Punta con manicotto di Begemann (Friction Sleeve Cone); � Anello allargatore sulla seconda/terza asta.




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I sondaggi penetrometrici, hanno raggiunto profondità di –15÷-20 m (-23 m cpt 3-01) dal piano campagna al momento delle prove, ubicate come in tavola: Planimetria Ubicazione CPT - Tav. 2. I dati geotecnici sono rilevabili negli allegati log penetrometrici, contraddistinti da:

♦ log di destra tratto continuo = Resistenza alla punta: qc (kg/cmq). ♦ istogramma di sinistra = Resistenza unitaria ad attrito laterale: fs (kg/cmq). ♦ log di sinistra punti = Rapporto di Begemann o Indice delle Resistenze: qc/fs. In base al rapporto di Begemann che indica la componente litologica dei terreni sondati, é stato possibile riconoscere la successione litostratigrafica del sito in analisi, descritta dall'alto in basso rispetto al piano campagna delle prove cpt (pc naturale). Ogni orizzonte litologico di seguito indicato, è caratterizzato dai valori di resistenza alla punta e resistenza ad attrito laterale locali, rispettivamente: qc e fs, rappresentativi delle caratteristiche meccaniche medie dell’unità in analisi:

Dall'analisi d'insieme della successione litomeccanica presente, si rileva una discreta differenziazione dei caratteri litomeccanici dei primi 7-8 m di sottosuolo, in 2 distinte fasce. Le 2 zone a caratteri geomeccanici omogenei, sono caratterizzate dalle prove:

zona 1) area interventi specializzati (tipo c5) margine NO dell’area investigata prove cpt 2/09 e 9/09 zona 2) settore centro-meridionale dell’area ambito T10 al contatto con il capannone esistente prove 1/09 e da 3÷8/09 21÷24/08 e 3-2001.

Zona 1) cpt 2/09 e 9/09 Ad esclusione circa del primo metro di sottosuolo a composizione argillosa, rimaneggiato da pratiche agricole e/o sovraconsolidato per essiccazione superficiale, i terreni investigati possono essere raggruppati, in 5 unità geotecniche.

Unita’ n° 1 da –1,0 a –2.0 m da p.c.:

Orizzonte essenzialmente argilloso a medio grado di consistenza, continuo lateralmente. qc = 9÷13 kg/cmq. fs = 0,6÷0,7 kg/cmq.

Unita’ n° 2 da –2,0 a –4.0 m da p.c.:

Alternanze di livelli argilloso limosi e subordinate lenti limose. Il grado di consistenza si presenta discretamente continuo, lateralmente, mediamente di tipo medio con una lente a caratteristiche più scadenti fra 3-4 m. qc = 12÷14 kg/cmq, con diminuzione fra -3÷-4 m ove assumono valori di 5÷9 Kg/cmq. fs = 0,4÷0,55 kg/cmq, con valori minimi fra 3-4 m ove 0.25÷0.4 Kg/cmq.

Unita' n° 3 da –4.0 a -9 m da p.c.

Unità ad elevata variabilità sia litologica sia geomeccanica in senso laterale, sono presenti alternanze essenzialmente sabbiose e sabbioso limose con diffuse intercalazioni limose in Cpt 2/09, mentre ad analoghe profondità in Cpt 9/09 si notano alternanze argilloso limose con deboli intercalazioni limose ed un unico livelletto lenticolare con spessore 50 cm presente a -5,4 m da pc, costituito da sabbie limose. Cpt 2/09 qc = 28÷40 kg/cmq, con picchi di 50÷70 Kg/cmq. fs = 0,6÷0,7 kg/cmq, con valor minimi di 0,3÷0,4 Kg/cmq. Cpt 9/09 qc = 12÷16 kg/cmq, con livello a minor consistenza fra 6-7 m con qc= 6-7 Kg/cmq. fs = 0,3÷0,4÷0,5 kg/cmq.




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Unita' n° 4 da –9 a –12 m da p.c.

Orizzonte, costituito da termini essenzialmente argilloso limosi, saturi con presenza subordinata di livelli limosi. Il grado di compressibilità, discretamente continuo lateralmente è di tipo basso. qc = 15÷20 kg/cmq. fs = 0,6÷0.8 kg/cmq.

Unità n° 5 Prof. -12 a -16 m da p.c.

Bancata essenzialmente argilloso-limosa, presenta al tetto dell'unità medio grado di addensamento che si incrementa con la profondità. qc = 24÷40 kg/cmq. fs = 1,2÷1,6 kgf/cmq.

Zona 2) prove cpt 3/01, 20÷24/08, 1/09 e 3÷8/09. Ad esclusione circa del primo metro di sottosuolo a composizione argillosa, rimaneggiato da pratiche agricole e/o sovraconsolidato per essiccazione superficiale, si rileva che il sottosuolo può essere raggruppato, in 5 unità geotecniche.

Unita’ n° 1 da –1,0 a –2 m da p.c.:

Livelli essenzialmente argilloso limosi. Il grado di consistenza si presenta discretamente continuo lateralmente. qc = 8÷13 Kg/cmq fa eccezione al bordo est (cpt 24/08) una lente sabbioso limosa alla base dell’unità qc= 40 Kg/cmq. fs = 0,4÷0,6÷0,7 kg/cmq.

Unita' n° 2 da –2 a -6÷-7 m da p.c.:

Alternanze a litologia variabile in senso laterale, sono presenti infatti, nella porzione centrale e nord ovest dell’area di previsto ampliamento industriale (cpt 1-3-4-5-/09 e 20/08), orizzonti essenzialmente argilloso limosi con livelli lenticolari limosi e piccole sporadiche lenticelle (spessore decimetrico) limo-sabbioso fini, presenti localmente e i modo discontinuo. Nel settore meridionale e nord-est (cpt 21-22-24/08, 3-01 e 6÷8/09) ad analoghe quote si rilevano invece alternanze in prevalenza sabbioso limose con intercalati livelli coesivi limosi e limo-argillosi. La compressibilità, è variabile in senso verticale, presentando tendenzialmente un grado medio, ad eccezione delle cpt 3-4/09 ove a varie profondità, sono presenti orizzonti limoso organici, a compressibilità più pronunciata. Cpt 1-3-4-5/09 e 20/08 qc = 8÷12 kg/cmq, con picchi nei livelli a maggior consistenza pari a 14÷20 Kg/cmq; fanno eccezione i livelli a

maggior compressibilità di cpt 3-4/09 ove qc= 6-7 Kg/cmq. fsm = 0,3÷0,5 kg/cmq. Cpt 6-7-8/09, 21-22-24/08 e 3-01 qc = 10÷15÷20 kg/cmq, con picchi nei livelli sabbioso limosi addensati con qc=20÷40÷50 Kg/cmq. fs = 0,25÷0,4 kg/cmq, con valori tendenzialmente maggiori nei livelli più coesivi ove fs= 0.4÷0.6 kg/cmq.

Unita' n° 3 da –7 a –9 m da pc

Orizzonte, costituito da terreni in prevalenza argillosi e argilloso limosi, saturi, con valori di consistenza in genere in aumento con la profondità. Il grado di compressibilità, discretamente continuo lateralmente è di tipo medio basso. qc = 10÷12÷14 kg/cmq, fa eccezione cpt 1/09 e 20/08 ove alla base dell’unità qc= 7÷8 Kg/cmq ed analoghi valori

minimi si rilevano anche al tetto dell’unità in cpt 3-4/09 e 22/08. fs = 0,4÷0.6 kg/cmq.

Unita' n° 4 da –9 a –13/-15 m da p.c.

Terreni essenzialmente argillosi e argilloso limosi, con presenza subordinata di livelli limosi e limo sabbiosi. Il grado di compressibilità, discretamente continuo lateralmente è di tipo basso. qc = 18÷30÷38 kg/cmq. fs = 0,7÷1.2 kg/cmq.

Unità n° 5 Prof. -15 a -20÷-23 m da p.c

Bancata sabbiosa medio con intercalazioni di sabbie limose, ad elevato addensamento e livelli coesivi limo argillosi a




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spessore non prevalente; è sede del primo acquifero artesiano. Il grado di addensamento, in generale alto, presenta tendenziale incremento, negli strati a profondità maggiore. Fa unicamente eccezione il settore ovest dell’area di ampliamento (cpt 1/09) ove la Unità n. 4, si rileva con litotipi coesivi argillosi sino a -18 m da pc ove iniziano a comparire le sabbie dell’unità n. 5

qc = 40÷60 kg/cmq al tetto dell’unità poi procedendo più in profondità qc 90÷160÷200 kgf/cmq. fs = 0,9÷1,4 kg/cmq.

Da un’analisi delle successioni geolitlogiche sopra descritte, per l’individuazione di orizzonti granulari saturi (quindi sotto falda) con spessore tale da poter essere assoggettati alle verifiche di liquefacibilità in condizioni sismiche, si evince che le verticali di prova cpt interessate sono:

Zona 1 Cpt 2/09

Zona 2 Cpt 21-22-24/08, 3-2001 e 6-7-8/09

Stato limite ultimo di resistenza del terreno

Nella valutazione della resistenza cui corrisponde la verifica allo stato limite ultimo del terreno, deve essere rispettata la condizione:

Ed≤Rd Dove Ed = valore di progetto del azione o effetto dell’azione

Rd = valore di progetto della resistenza del sistema geotecnico. Sempre nel contesto di quanto esposto, le azioni trasmesse al sottosuolo dovranno rientrare nel campo di reazione elasto-plastico delle terre. Per la risoluzione della disequazione di progetto sopra esposta si deve tener conto che:

Ed = γE * E

e

1 Rd=---- R

γR

:

cioè: - Effetto delle azioni sono sempre espresse in funzione delle azioni di

progetto γFFK , dei parametri di progetto XK/γM e della geometria di progetto ad.

- Nella formulazione di Rd compare esplicitamente il coefficiente γR

che opera direttamente sulla resistenza del sistema.

Allo stato attuale di progetto, come sopra accennato, la verifica della suddetta condizione, deve essere effettuata impiegando, un Approccio progettuale di tipo 2 ove è prevista un’unica combinazione di gruppi di coefficienti, da adottare nelle verifiche geotecniche, cioè: Approccio 2 combinazione A1+M1+R3.

In base a quanto sopra ed alle tabelle 6.2.II e 6.4.I (cfr. NTC 14-1-08), si ottengono i seguenti coefficienti parziali (M1) da applicare ai rispettivi parametri geotecnici appropriati:

γφ'= 1.0 tangente angolo resistenza al taglio

γC’= 1.0 Coesione efficace

γcu = 1.0 Resistenza non drenata

γγ = 1.0 Peso unità di volume del terreno

coefficiente parziale R3:

γR= 2.3 capacità portante




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γR= 1.1 scorrimento Da tale elaborazione è possibile ricavare i parametri geotecnici caratteristicicaratteristicicaratteristicicaratteristici, che in fase di calcolo possono essere utilizzati nella verifiche SLU di tipo geotecnico (GEO). Come previsto da cap. 6.4.2.1 del NTC, infatti la resistenza le verifiche del complesso geotecnico, devono soddisfare degli stati limiti: 1 Collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno 2 Collasso per scorrimento sul piano di posa cioè verifica che in alcuni punti del terreno, si formino zone di

deformazioni plastiche di rifluimento laterale 3 Stabilità globale (cioè calcolare i valori degli spostamenti e delle distorsioni e confrontarne la compatibilità con i

requisiti prestazionali della struttura in elevazione, imposti dal progettista-committente, tenendo conto che queste verifiche agli stati limite di esercizio possono risultare più restrittive di quelle agli stati limite ultimi).

Collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno

A riscontro di quanto sopra indicato, si é svolta la verifica SLU GEO utilizzando i parametri caratteristici ottenuti dalla correzione con gli idonei coefficienti geotecnici parziali sopra esposti. Il valore della Resistenza di progetto R, per fondazioni dirette, si è svolto utilizzando la relazione trinomia per la valutazione della resistenza limite (Terzaghi, modificata ed aggiornata da Meyerhof, Hansen e Vesic) sotto indicata:

R = c’dN'csc Jc+ qoN'q Jq+ 0.5γBN'γsγJγ

dove: N'c, N'q, N'γ = Coefficienti di capacità portante in funzione di φ'd. Si adottano i valori N' in rapporto al tipo di compressibilità

dei litotipi riscontrati. sc, sγ = Fattori di forma funzione del rapporto B/L

Jc, Jq, Jγ Coefficienti di Nhiem funzione dell’angolo d’attrito di progetto (φ'd) e di quello d’inclinazione del carico o del piano di appoggio

qo = Peso efficace del terreno al piano d’incastro della fondazione e che contribuisce alla resistenza in relazione al carico laterale dei terreni in kg/cmq

γd = Peso di volume di progetto in kg/cmc c’d = Coesione efficace di progetto in kg/cmq B = Larghezza della fondazione in cm L = Lunghezza della fondazione in cm

L'analisi geomeccanica dei terreni, é stata svolta partendo dagli appropriati parametri geotecnici,

cioè coesione non drenata, cu, dalla relazione di Begemann e angolo d'attrito interno apparente, φ', da quella di L'Herminier, utilizzati poi per calcolare i valori geotecnici caratteristici di progetto (cud, c’d e φ’ d). Questi valori, sono stati determinati con riferimento ai valori medi di resistenza alla penetrazione (qc) relativi alla zona d’influenza della fondazione (in genere da 0,5B sopra la base, sino ad almeno 0.8-1B sotto di essa), che rappresenta lo spessore di terreno, coinvolto dal cuneo di rottura che affonda nel terreno solidalmente alla fondazione ed all'inviluppo della spirale logaritmica, delle sollecitazioni, generate dal cuneo di penetrazione delle fondazioni, nel contesto dell'insieme opera-terreno.

Qualora al di sotto di tale zona si rilevano bassi valori di consistenza del terreno, anche se l’inviluppo delle sollecitazioni di rottura al taglio, non interessa tale orizzonte, potrebbero nascere problemi legati ai cedimenti, se nei calcoli dei parametri meccanici del sottosuolo, non si utilizzano valori opportunamente ridotti.

Nell’ipotesi di realizzazione edifici industriali con fondazioni a plinti, si sono adottati, per le simulazioni




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di calcolo, i seguenti parametri, (facendo riferimento per le quote di posa delle fondazioni, al piano campagna presente al momento d’esecuzione delle cpt):

- Peso di volume del terreno (γd) = 1.8 ton/mc - Profondità falda freatica –2.0÷-2,5 m circa da piano campagna - Profondità posa delle fondazioni (D) = -2.0 m (escludendo lo strato agrario rimaneggiato D’=1.2 m)

Verifica SLU capacità portante condizioni statiche: verifica a breve termine – tensioni totali Verifica a medio termine – tensioni efficaci

φud = 0° cud = 0,3 kg/cmq φ'd = 20 c'd = cud-γdhtgφ’ d = 0,1 kg/cmq

R = cud×5,2+ γdh = R= 1.2x0,1×10 + 0,216×4 + 0.4×0,0008×250×2=

R =1.2x0,3×5,2 + (0,0018×120) R =1.2+0.864+0.16=2.1 kg/cmq Coefficiente parziale γR = 2,3

Rd =(1.872+0.216)/2,3 Rd = 2.22/2.3

Rd= 0.91 kg/cmq Rd =0.96 kg/cmq Verifica SLU capacità portante condizioni Dinamiche Poiché nell’analisi della capacità portante della fondazione , l’azione del sisma si traduce in accelerazioni nel sottosuolo e nella fondazione tali effetti possono essere portati in conto nel calcolo in condizioni dinamiche mediante l’introduzione di un coefficiente correttivo sismico, Kh in funzione dell’accelerazione max attesa al sito ed introducendo il Kh per il fattore di capacità portante Nγ, (come riportato in Bozza Consiglio sup lav pubb 7-3-08) si ottiene: verifica a breve termine – tensioni totali Verifica a medio termine – tensioni efficaci

φud = 0° cud = 0,3 kg/cmq φ'd = 20 c'd = cud-γdhtgφ’ d = 0,1 kg/cmq

R = cud×5,2+ γdh = R= 1.2x0,1×10 + 0,216×4 + 0.4×0,0008×250×0.099

R =1.2x0,3×5,2 + (0,0018×120) R =1.2+0.864+0.008=2.07 kg/cmq Coefficiente parziale γR = 2,3

Rd =(1.872+0.216)/2,3 Rd = 2.07/2.3

Rd= 0.91 kg/cmq Rd =0.90 kg/cmq

Collasso per scorrimento sul piano di posa �

La verifica del collasso allo scorrimento o pressione d’inizio delle plasticizzazioni ai bordi di fondazione, si è eseguita utilizzando la relazione di Froehlich:

( )( )φπφ

φγπσ−−

⋅+=2/ctg

ctgchrf

dove: σrf= carico critico al limite di rifluimento γd = peso di volume del terreno in kg/cmc h = profondità del piano di posa delle fondazioni φ'd = angolo d'attrito di progetto dei terreni c’d = coesione di progetto in kg/cmq

ottenendo, per:

Verifica a breve termine – tensioni totali Verifica a medio termine – tensioni efficaci φud = 0° cud = 0,3 kg/cmq φ'd = 20° c'd = cud-γdhtgφ’ d= 0.1 kg/cmq

σrf = π ⋅ cu + γh = σrf = α(γdh + c'd·ctgφ'd) σrf = (π ⋅ 0,3) + 0,216= σrf = 2,06 [0,216+0,1ctg20]=




10

σrf = 1,16 kg/cmq σrf = 1,01 kg/cmq Per un valore di resistenza di progetto pari a: Rd = 0.9 kg/cmq si ottengono i coefficienti di sicurezza:

γR = 1,16/0.9 = 1,28 γR = 1,01/0.9 = 1,12 Dato che per verifiche allo stato limite allo scorrimento, il valore del coefficiente parziale (R3) a

scorrimento richiesto dal NTC 14-1-08 è γR = 1.1, ne consegue che i terreni di sottofondazione sono verificati a fenomeni di scorrimento sul piano di fondazione e/o di rifluimento, poiché entrambi i valori ottenuti, sono superiori al valore di sicurezza richiesto dalla normativa. Il valore di progetto della resistenza del sistema geotecnico Rd, sopra indicato per fondazioni a plinti, è in ogni caso da ritenersi indicativo, dato che non essendo note le tipologie strutturali che potranno essere previste in fase progettuale esecutiva ed in considerazione della discreta variabilità stratigrafica laterale, con possibile presenza di orizzonti localizzati ma a compressibilità maggiore dei terreni all’intorno (come in prossimità delle cpt 3-4/09 e 20/08) il valore della resistenza geotecnica Rd, può essere soggetto anche a riduzioni, in relazione ai valori massimi delle componenti verticali di spostamento (cedimenti) che la progettazione-committenza assumerà come compatibili, per la struttura in progetto.

Stabilità globale �

Per effetto delle azioni trasmesse in fondazione i terreni subiscono deformazioni che provocano spostamenti del piano di posa, le componenti verticali di tali spostamenti (cedimenti) assumono valori valutabili in relazione alle dimensioni fondali e devono corrispondere ai valori fissati per le caratteristiche prestazionali, scelte per la struttura in elevazione. Al momento di redazione del presente rapporto geotecnico, questi parametri, necessari per sviluppare la verifica di stabilità globale, non sono noti, quindi la verifica degli stati limite di esercizio, con valutazione del cedimento di progetto (Sd), dovrà essere eseguita in fase esecutiva, ove di concerto con la progettazione, dovrà essere verificata la congruità fra carico strutturale di progetto (Ed), che produrrà verosimilmente un cedimento Sd (di progetto) e quest’ultimo dovrà risultare congruente alla soglia massima tollerabile (Sc) stabilita dal progettista-committente, per soddisfare le caratteristiche prestazionali attribuibili all’edificio da realizzare.

VERIFICHE SISMICHE (NTC 14−1−08 )

Caratterizzazione Sismica del Territorio

Con riferimento alla caratterizzazione sismica della zona d’intervento e del territorio comunale, si ritiene utile puntualizzare quanto segue:

♦ la nuova Ordinanza P.C.M. n° 3274 del marzo 2003, pubblicata Supl. Ord. N° 72 della G.U. n° 105 del 8/5/03, contiene le norme ed i criteri generali per la nuova classificazione sismica del territorio nazionale, con classificazione per la Regione Emilia Romagna di 105 comuni in zona 2 (di cui 16 di nuovo inserimento), 214 comuni in zona 3 (tutti di nuovo inserimento) e 22 comuni in zona 4 (tutti di nuovo inserimento).

♦ In base ad All. 1 ed alle relative “Norme Tecniche” dell’Ordinanza 3274 DPCM sono distinte 4




11

zone, caratterizzate ognuna da una propria accelerazione d’ancoraggio dello spettro sismico di risposta elastico; il comune di Rolo è stato classificato in zona 3 con accelerazione orizzontale d’ancoraggio (ag/g) pari a 0,15.

♦ dal 1-7-09 è entrato sono entrate in vigore le nuove Norme tecniche per le Costruzioni (NTC) del 14-1-08 e relativi allegati, quindi in riferimento alla caratterizzazione dell’azione sismica del sito d’intervento, si devono preliminarmente valutare:

• eventuali possibili fenomeni di instabilità e di cedimento permanenti, causati da fenomeni di liquefazione o eccessivo addensamento o fenomeni di amplificazione locale in caso di terremoto (art. 2.5 All.2 e art. 2.3 All. 4 vedi O.P.C.M. 3274/03 e O.P.C.M. 3431/05 o Delib RER n° 112/07)

• nell’ambito della valutazione dello Spettro di Risposta Elastico (art. 3.2.3 All. 2 vedi O.P.C.M. 3274/03 e O.P.C.M. 3431/05) per tutti i nuovi interventi, deve essere determinato il parametro S della nuova normativa del 2003 (a seconda del profilo stratigrafico e topografico del terreno) quindi stabilire la Categoria del suolo di fondazione (in base a quanto disposto dal art. 3.1 All. 2 vedi O.P.C.M. 3274/03 e NTC 14-1-08).

Indagini sismiche

Lo scopo dello studio, è la determinazione in sito della velocità delle onde trasversali (Onde di taglio-onde S) dei terreni in esame, per la caratterizzazione sismica dell’area in oggetto. L’indagine geofisica è stata fornita dal Committente ed è basata su indagini di sismica passiva eseguita nell’area in oggetto da GG Service sas di Torbole (TN). Tale indagine, per la cui descrizione di dettaglio si rimanda alla relativa relazione originale è impostata sull’esecuzione di 7 profili sismici ReMi (Microtremori) per il calcolo della stratigrafia sismica delle Vs30, cui sono stati associati 2 test sismici di Nakamura, da cui si ottengono informazioni sul carattere spettrale della risposta elastica del terreno. Alla presente relazione sono allegati le schede dei singoli profili eseguiti e la loro ubicazione è esposta in tav 1.

Categorie di suolo di fondazione (Azione sismica di progetto [Vs30])

Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto (come previsto da art. 3.2 del DM 14-9-05) sono stati esaminati i dati ottenuti dalle prospezioni di sismica passiva di superficie, per la caratterizzazione del sottosuolo basata sulla misura diretta dei valori della velocità media delle onde di taglio Vs. Dall’analisi dei singoli profili sismici delle Vs di ogni indagine ReMi eseguita si rileva una discreta omogeneità (vedi schede allegate) ed i relativi valori di velocità delle onde Vs, per i vari strati individuati, sono di seguito riassunti:

N° profilo ReMi Strato Profondità m da pc Spessore strato (m)

Vs (m/sec) Da A

1

1 0 3 3 150 2 3 8 5 140 3 8 20 12 317 4 20 33 13 240 5 33 55 22 270 6 55 100 45 330

2

1 0 3.5 3.5 147 2 3.5 8 4.5 138 3 8 20 12 318 4 20 33 13 240 5 33 86 53 270 6 86 100 14 308

1 0 3 3 147 2 3 8 5 138 3 8 26 18 315




12

3 4 26 34 8 240 5 34 51 17 275 6 51 100 49 320

4

1 0 6 6 170 2 6 10 4 160 3 10 26 16 317 4 26 34 8 240 5 34 51 17 270 6 51 100 49 325

5

1 0 5 5 175 2 5 10 5 160 3 10 26 16 317 4 26 34 8 240 5 34 51 17 270 6 51 100 49 295

6

1 0 5 5 175 2 5 13 8 160 3 13 26 13 315 4 26 34 8 238 5 34 51 17 270 6 51 100 49 295

7

1 0 5 5 175 2 5 14 9 160 3 14 26 12 317 4 26 33 7 240 5 33 51 18 270 6 51 100 49 295

In base a quanto sopra, la classificazione delle categorie dei suoli di fondazione, come da All. 2 (cfr. Ord. Pres. Consiglio dei Ministri 3274 del 20-3-2003 e art. 3.2.1 DM 14-9-05), ai vari strati sismostratigrafici individuati, è stato associato il valore della velocità Vs direttamente misurate, consentendo di ottenere la Vs30, cioè la velocità media di propagazione delle onde di taglio nei primi 30 m di sottosuolo, dall’espressione:

i

iNi Vs

hVs

,1

30

30

=∑=

dove

hi = spessore dello strato i-esimo

VSi = velocità onde S nello stato i-esimo

N = numero strati considerati

Ottenendo in base ai dati sopra esposti si ottiene: ReMi n° 1 Vs30= 222 m/sec ReMi n° 2 Vs30= 221 m/sec ReMi n° 3 Vs30= 230 m/sec ReMi n° 4 Vs30= 235 m/sec ReMi n° 5 Vs30= 236 m/sec ReMi n° 6 Vs30= 219 m/sec ReMi n° 7 Vs30= 215 m/sec

ne deriva una ne deriva una ne deriva una ne deriva una Vs30 media = 225 m/sec Da cui si evince un’elevata congruenza e convergenza dei dati, cui è quindi possibile associare una Categoria del suolo di fondazione di tipo C (cfr. All2 Ord. PCM 3274/03 e art. 3.2.1 DM 14-9-




13

05), poiché la classe C è per definizione caratterizzata da valori di velocità delle onde di taglio oscillanti fra 360 m/sec < Vs30 < 180 m/sec.

Schematizzazione Modello geofisico

In relazione alla litologia prevalente rilevata mediante indagini penetrometriche (anche eseguite in precedenza) ed alla caratterizzazione sismica mediante prove sismiche ReMi, sopra descritta, è possibile schematizzare il seguente modello geofisico, per valutare la profondità del bedrock sismico e valutare quindi lo spessore del “deposito di copertura”. Come indicato anche in Del. Ass. RER 112/07 (art. 4.1.2), si estende quindi il profilo Vs-profondità sino ad ottenere valori Vs≈800 m/sec (bedrock sismico), utilizzando la progressione in profondità dei valori di Vs, adottando idoneo gradiente, desumibile dall’indagine sismica (ReMi). Con tale simulazione, adottando per il caso in esame, dal grafico Vs-Profondità della scheda remi, un gradiente di progressione di tipo lineare, il bedrock sismico (Vs= 800 m/sec) è rilevabile ad una profondità variabile in media fra:

H bedrock sismico ≥ 200÷250 m

Valutazione dei fattori d’amplificazione sismica da Del. Ass. Reg 112/07

Nell’ambito delle prescrizioni contenute in Delib. Ass. reg. n° 112 del 2/5/07 (in particolare All. 1) sono state prese in considerazioni tutte le condizioni locali (topografiche o stratigrafiche) che possono determinare effetti locali (amplificazione del segnale sismico, cedimenti instabilità dei terreni rotture ecc.). Sono stati quindi valutati, eventuali effetti di amplificazione, per presenza di depositi coesivi a non alta consistenza, come previsto in Delib. 112/07 All. 1; si ricorda che tale valutazione del fattore d’amplificazione di picco o spettrale, deriva da un approccio basato su correlazioni con le velocità delle onde di taglio Vs (vedi all. A2 delib. 112-07 Regione Emilia R.). In particolare gli aspetti sismici locali, sono stati analizzati in relazione alla zona di analisi, per valutare la risposta sismica locale dei terreni, in termini di valore di Fattore di Amplificazione (FA), riferito agli effetti litologici del sito, per intervalli di periodo (t0) tra:

- 0.1÷0.5 sec. (strutture relativamente basse) - 0.5÷1.0 sec. (edifici e strutture più alte e flessibili).

Per calcolare i fattori di Amplificazione (FA) come previsto da All. 2 Delib. RER 112/07 sono stati analizzati, lo spessore dei depositi di copertura e la profondità del bedrock (come sopra determinato), unitamente alla velocità delle onde di taglio, (per lo spessore di interesse - Vs30), elencate per il sito in oggetto, nel precedente paragrafo “Categorie di suolo di fondazione (Azione sismica di progetto [Vs30]”. In relazione all’ubicazione del sito, è stata utilizzata (da all. A2.1.2 della suddetta delibera regionale) la Tab. Pianura 2, caratteristica per ambiti di pianura planiziale caratterizzati substrato profondo ≥100 m da cui si evince:

ubicazione

area Denominazione Vs30 m/sec FA-PGA FA 0.1<t0<0.5 sec FA 0.5<t0<1.0 sec

Rolo Ambito T10- inserim POC 225 1.5 1.8 2.3




14

EFFETTI DI SITO (microzonazione di III Livello)

Amplificazione segnale sismico

Da quanto sopra è possibile quindi realizzare la previsione delle modificazioni locali del moto sismico che possono essere indotte nel terreno dal passaggio delle onde sismiche. L’obiettivo è la suddivisione del territorio o dell’area in esame in sottozone, con l’indicazione delle aree sismicamente critiche durante i terremoti. In generale i siti sismicamente critici possono essere contraddistinti da aspetti scatenanti dell’amplificazione sismica dovuta a: - aspetti legati alla presenza nel sito di faglie sismogenetiche e/o faglie attive che possano mobilizzarsi in

occasione di eventi sismici e generare possibili scorrimenti e rotture del terreno in superficie

- aspetti legati al verificarsi di fenomeni di instabilità durante l’evento sismico e quindi costituire zone potenzialmente instabili per frana

- aspetti legati a possibili fenomeni d’amplificazione del moto sismico

Nel sito in esame non sono presenti, scenari correlabili ai primi 2 punti sopra indicati. L’unico aspetto da prendere in considerazione per la zonazione del sito, in relazione a possibili effetti locali d’amplificazione, sono quelli dovuti alla presenza di un deposito alluvionale stratificato che ricopre il bedrock sismico, presente in profondità nel sottosuolo. A tale scopo è possibile valutare i valori d’accelerazione massima al suolo, di ciascuna categoria (sismica) di sottosuolo cui è associato un fattore d’amplificazione denominato fattore di sottosuolo S (Soil factor - per sottosuoli da B ad E), che moltiplica l’accelerazione max su affioramento rigido (sottosuolo tipo A) indicata da EC8 come agR amax = S x agR I valori del Soil factor S sono desumibili da tabelle (Del. 112-07) e/o suddivise a seconda della

magnitudo come in EC8 (terremoti di tipo 1: M>5,5 e terremoti di tipo 2 M≤5,5), oppure possono essere calcolati analiticamente (verifiche sismiche di III Livello) come nel caso in esame ed in particolare:

S= SS x ST Dove SS = coefficiente d’amplificazione stratigrafica ST = coefficiente d’amplificazione topografica Come indicato da Tabella 3Tabella 3Tabella 3Tabella 3.2.IV (DM 14.2.IV (DM 14.2.IV (DM 14.2.IV (DM 14----1111----08)08)08)08),,,, ove in base alla morfologia, il sito in esame, è in categoria topografica T1, cui è assegnato un valore di ST = 1, quindi ininfluente nel calcolo di effetti locali di amplificazione del segnale sismico. La caratterizzazione sismica, per la definizione delle categorie di suolo di fondazione, ha evidenziato un sottosuolo di tipo C, con Vs30 media pari a 225 m/sec, quindi dalla tab 3.2V del DM 14-01-08 NTC, è possibile calcolare numericamente il parametro SS:

g

aFS g

S ⋅⋅−= 06.070.1

Ove F0= valore del fattore amplificazione spettrale




15

massima, in accelerazione orizzontale Per una determinazione numerica, del Valore di F0 è stato utilizzato un particolare simulatore (NTC Sisma), che è in grado di interpolare i dati di una maglia elementare di almeno 4 epicentri sismici all’intorno del sito d’interesse, inserendo le coordinate di latitudine e longitudine in gradi con notazione decimale del sito da analizzare. I risultati di tale elaborazione, con cui si definisce analiticamente con precisione, il valore di ag, F0 e Tc* del sito d’interesse, sono riportati in figura con indicazione: - in colore rosso il punto prescelto per il calcolo, cioè area “ambito T10” - in colore blu la località più vicina al punto di calcolo, - i 4 punti della maglia impiegata del reticolo di riferimento

Dati del sito Latitudine: 44.874491 Longitudine: 10.847386 Dati sulla costruzione Classe d'uso: 2 Vita Nominale: 50 anni Coefficiente d'uso: 1.0 Vita di riferimento: >50.0 anni Probabilità di superamento nella vita di riferiment o: 0.100000 (SLV) Periodo di ritorno: 474.561079 (anni) Punti impiegati sulla maglia di riferimento Primo punto: ID=15170 Lat.=44.856000 Long.=10.8 82000 Distanza=3.416055 Km Secondo punto: ID=15169 Lat.=44.855000 Long.=10.8 12000 Distanza=3.531974 Km Terzo punto: ID=14948 Lat.=44.906000 Long.=10.8 80000 Distanza=4.344708 Km Quarto punto: ID=14947 Lat.=44.905000 Long.=10.8 09000 Distanza=4.544564 Km Valori finali calcolati ag = 0.1380 g Fo = 2.5751 Tc*= 0.2700 sec

Il valore di ag ottenuto, è confrontato con quello indicato in Delib. RER n° 112/07 per la definizione degli effetti di sito, che per il comune di Rolo, indica accelerazione max orizzontale di picco al suolo (in frazione dell’accelerazione di gravità g), pari a 0.137 g, in accordo al valore sopra indicato, ricavato per via numerica. Da dati sopra esposti con ag = 0.1380 g ed Fo = 2.5751 si ottiene:

SSSSSSSS= 1.48= 1.48= 1.48= 1.48 leggermente inferiore (a quello indicato in Tab. all. A2.1.2 della suddetta delibera regionale pari a 1.5) ma congruente con lo stesso. Da quanto sopra, considerando cautelativamente un coefficiente d’amplificazione stratigrafico pari a

1.5, l’accelerazione max superficiale da considerare omogenea per tutta l’area d'intervento, può essere assunta pari a:

amax = 0.207 g Con tali risultati è stata realizzata la carta allegata di Microzonazione (Tav. 3).

Stima analitica del periodo fondamentale di un deposito

L’analisi dei risultati dei test di Nakamura (procedura HVSR) non ha fornito indicazioni utili, dato che la morfologia delle curve dei 2 test eseguiti, sono molto simili e sostanzialmente piatte (alcuni picchi ma correlabili a rumore antropico), indicando assenza di marcati contrasti di velocità nei materiali del sottosuolo dell’area investigata, in accordo con le indagini ReMi (Relazione GG service 2007).

La valutazione del periodo fondamentale T1,di un deposito a piccole deformazioni (γ≈10-6) è stata quindi effettuata, (Linee Guida AGI App. D 2005 – Soluzioni analitiche per il calcolo del moto sismico in superficie) mediante la relazione:




16

H

V

Tf S

41

11 ==

Validata per depositi di terreno omogeneo. Nel caso di deposito costituito da stratificazioni orizzontali, possono essere utilizzati diversi metodi:

� media pesata delle Vs, � media pesata della rigidezza e densità, � somma dei periodi (T1) di ogni strato, � approssimazione lineare della forma d’onda modale fondamentale � approccio di Rayleigh semplificato

Tra questi quello che può essere considerato il migliore (più affidabile) è l’approccio di Rayleigh (err. % < 10 e nessuna limitazione, come ad es. per contrasti di impedenza sismica come si verifica invece negli altri casi). Tale stima analitica si basa sulla formule:

ωπ /21 =T ove

∑

∑

=+

=

+

−

= n

iii

n

i Si

mi

HiXX

HiV

zH

1

21

12

2

)(

)(4

ω ed HiV

zHXX

Si

miii 21*

−+=+

Con H= spessore totale deposito

Hi= spessore strato i-esimo H-zmi= prof punto medio dello strato i-esimo

Vsi= vel. onde S dello strato i-esimo Xi= forma modale stimata alla sup. sup dello strato i-esimo *Xi= forma modale stimata alla sup inf. dello strato i-esimo Si deve comunque considerare che all’aumentare delle severità del moto sismico (aumento delle deformazioni indotte nel terreno) la stima del Periodo Fondamentale, deve essere effettuata con valori ridotti della velocità delle onde di taglio, in modo da tenere conto del comportamento non lineare del terreno. Dalle formule sopra esposte si ottiene quindi:

T1= 1.71 e quindi f= 0.58 sec

Il progettista degli interventi esecutivi, dovrà quindi considerare che, quanto più il Periodo Strutturale della costruzione, si approssima a quello del Periodo Fondamentale Del Deposito, sono possibili fenomeni di “risonanza” sismica e quindi nelle verifiche strutturali di tipo sismico, si dovrà tenere in debito conto che, la funzione d’amplificazione dell’accelerazione al suolo, possa raggiungere o superare il valore max sopra calcolato (amax= 0.207 g). Dai dati sopra ottenuti è quindi anche possibile simulare lo spettro di risposta elastico in accelerazione riferito convenzionalmente ad uno smorzamento del 5%, validi per strutture con periodo fondamentale minore o uguale a 4 sec. Per strutture con periodi fondamentali superiori lo spettro dovrà essere definito mediante apposite e particolari analisi. Per la definizione dello spettro di risposta sono stati calcolati i periodi TB, TC e TD per i quali è necessario conoscere i parametri CC (da Tab 3.2V del Dm 14-1-08) e TC* (calcolato e sopra esposto) tramite le seguenti formule: TB = TC / 3 TC= CCxTC* TD=4 x ag/g + 1.6




17

Cui corrispondono le seguenti accelerazioni spettrali SC(T): Componenti orizzontali TB≤T<TC SC(T) = ag * S * η * F0

TC≤T<TD SC(T) = ag * S * η * F0 * (TC/T)

TD≤T SC(T) = ag * S * η * F0 (TCTD/T2)

Componenti Verticali TB≤T<TC SVE(T) = ag * S * η * FV

TC≤T<TD SCVE(T) = ag * S * η * FV * (TC/T)

TD≤T SVE(T) = ag * S * η * FV (TCTD/T2)

Dove

η = fattore correzione del coefficiente smorzamento viscoso ξ (per ξ=5% η=1) per valori di smorzamento diversi da 5% η = √10/(5+ ξ) FvFvFvFv = 1.35*F0*(ag/g)

0.5 Ottenendo quindi: TB = 0.145 sec TC= 0.437 sec TD= 2.152 sec

Spettro di risposta (componente Verticale)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 1 2 3 4 5

T (sec)

acc.

spe

ttral

e no

rmal

izza

ta S

c(m

/s2)

TD TC TB

Spettro di risposta (componente orizzontale)

0

1

2

3

4

5

6

0 1 2 3 4 5

T (sec)

acc.

spe

ttral

e no

rmal

izza

ta S

c(m

/s2)

TB TC TD




18

Suscettività alla liquefazione in condizioni sismiche

Poiché il comune di Rolo (RE) è stato inserito dalla Ord. 3274 nell’elenco della nuova Classificazione Sismica dei Comuni Italiani, in ZONA 3 (ag/g 0,15), in particolare in osservanza ad Art. 2.4 di ALL: 2 e Art. 2.3 di ALL. 4 della succitata ordinanza è indispensabile eseguire verifiche alla liquefazione degli orizzonti sabbiosi sotto falda.

A tale scopo si ricorda che: - in un terreno saturo non coesivonon coesivonon coesivonon coesivo può verificarsi in caso di sisma l’aumento della pressione interstiziale, - possono quindi generarsi deformazioni permanenti significative od addirittura l’annullamento degli sforzi efficaci nel

terreno (liquefazione) - nel caso di fondazioni superficiali, la verifica alla liquefazione può essere omessa, quando:

1) il terreno sabbioso saturo è presente a prof. maggiore di 15 m 2) se ag/g ≤ 0,15 e al contempo lo strato granulare da verificare soddisfa una delle seguenti condizioni:

� contenuto in argilla > 20% ed indice di plasticità IP>10, � contenuto in limo >35% e resistenza N1(60)>20 � frazione fine trascurabile e resistenza N1(60)>25

dove N1(60) è il valore della resistenza penetrometrica Nspt normalizzato per uno sforzo efficace di confinamento (profondità) pari a 100 KPa e ad un fattore energetico di esecuzione della prova di 0,6.

In relazione alla prove effettuate ed alle sequenze litostratigrafiche descritte, come meglio dettagliato nel precedente capitolo “Modellazione Geomeccanica - Verifica allo stato limite ultimo SLU-Geo”, sono presenti, orizzonti a componenti granulari (sabbie e sabbie limose sature) con spessore significativo per la verifica a liquefacibilità nelle seguenti verticali di prova:

Zona 1 Cpt 2/09

Zona 2 Cpt 21-22-24/08, 3-2001 e 6-7-8/09

Verifica QUANTITATIVA liquefazione (III Livello Approfondimento Sismico)

Per le verticali di prova sopra dette si è eseguita la verifica NUMERICA QUANTITATIVA per la valutazione del coefficiente di sicurezza alla liquefazione. Dall’analisi dei logs penetrometrici si è calcolata la risposta dei terreni in sollecitazione dinamica, per un’accelerazione max orizzontale al suolo pari a 0.207, tale approccio quantitativo (come indicato da “Linee Guida AGI” – Aspetti Geotecnici della progettazione in zona sismica e dalle norme Nazionali sopra indicate) si basa su di una procedura che dai dati di prove CPT, consente di ottenere il fattore di sicurezza alla liquefazione. Metodo Seed-Idriss Per le lenti sabbiose e sabbioso limose, presenti nelle verticali sopra esposte, si è utilizzato il metodo originariamente sviluppato da Seed e idriss (1971) che considera un parametro chiamato “domanda di resistenza ciclica indotta dal sima CSR” e parallelamente in relazione a procedure basate su prove CPT (o eventualmente SPT) e/o sulla velocità delle onde di taglio (Vs) che stima la “capacità di resistenza del terreno alla liquefazione-CRR”. Dal rapporto fra questi parametri si ottiene un valore numerico del potenziale di liquefazione tramite il coefficiente di sicurezza FSL:

CSR

CRRFsL = x MSF




19

per profondità z ≤ 9.15 m rd= 1 – 0.00765 ·z mentre 9.15<z≤ 23 m rd= 1.174 – 0.0267 ·z (con z= prof in metri da pc)

ove MSF = fattore di scala in funzione della magnitudo attesa

Valutazione domanda di resistenza ciclica alla liquefazione CSR (Cyclic Stress Ratio) Tale metodo, sviluppato appunto inizialmente da Seed e Idriss, è stato ulteriormente perfezionato nel tempo da diversi autori (Youd e idriss-97, Youd et alii-01, Finn-02). Consiste nel valutare dallo sforzo totale ed efficace del sovraccarico dello strato di terreno alla profondità in analisi, corretto da un fattore di riduzione della sollecitazione, che diminuisce con la profondità rd, valutando il parametro CSR mediante la relazione:

dv

v

v

av rg

aCSR ⋅⋅== )

'()(65.0

' 0

0max

0 σσ

στ

dove: 0.65= fattore peso introdotto da Seed che tiene conto del numero di sforzi ciclici richiesti per produrre lo stesso aumento di pressione

dei pori per irregolare movimento del terreno durante il sisma. σv0 = tensione verticale totale σ‘ v0 = tensione verticale efficace amax = accelerazione massima alla superficie g = accelerazione di gravità (pari a 9.81 m/sec2) rd = fattore riduzione delle tensioni alla prof di calcolo

Valutazione capacità di resistenza alla liquefazione CRR (Cyclic Resistance Ratio) Sono diverse le formule per calcolare la CRR, proposte da diversi autori negli anni, fra cui anche sistemi empirici semplificati ad abachi (come proposta anche dalla recente Delib. Ass. Reg. n° 112 del 2007). La formula più classica, testata negli anni e contenuta nelle recenti norme AGI “Aspetti geotecnici della progettazione in zona sismica-Linee guida marzo 2005) associa a valori di resistenza alla penetrazione ‘normalizzata’ (da prove CPT), il valore di CRR secondo le formule di Robertson e Wride (1998) a seconda del contenuto in materiali fini e per un terremoto di magnitudo 7,5:

05.01000

)(833.0 1

5.7 +

= CSNCqCRR se (qC1N)CS<50

08.01000

)(93

3

15.7 +

= CSNCqCRR se 50≤(qC1N)CS<160

(qC1N)CS = resistenza alla punta normalizzata

A sua volta cNccsNc Kqq ⋅= 11 )( e )/(1 acqNc PqCq ⋅=

Con

Cq= (Pa/σ’ v0)n ≤ 1,7 fattore normalizzazione della resistenza alla punta

Pa= pressione atmosferica di riferimento (1 atm≈100 KPa) qc= valore resistenza penetrometrica in situ n= esponente di sforzo in funzione della litologia utilizzato anche per il calcolo del indice Ic (Robertson e Wride-88/90) Da quanto sopra, il 1° dato da ottenere è l’Indice IC e relativo esponente di sforzo (n), che si ottengono procedendo per steps successivi:

1) se IC>2,6 ed n=1 allora il terreno è classificabile coesivo quindi non liquefacibile ed il calcolo è terminato 2) se IC<2,6 il suolo può essere di natura granulare e si ripete il calcolo con n= 0,5




20

3) se dal ricalcolo del punto 2 IC< 2,6 il suolo è classificabile come non coesivo ed il valore di IC sarà utilizzato nel calcolo di qc1N

4) se dal ricalcolo del punto 2 IC> 2,6 il suolo è classificabile come limoso ed eventualmente coesivo e si dovrà ripetere il calcolo con n= 0,7 ed il valore del nuovo IC sarà utilizzato nel calcolo di qc1N

L’indice Ic è calcolato con le seguenti relazioni:

( ) ( )[ ] 5.022 log22.1log47.3 FQI C ++−= ove

( )[ ] [ ]nVaV PaPqcQ )'/(/ 00 σσ ⋅−= ( )[ ] %100/ 0 ⋅−= VqcfsF σ

e per il coefficiente KC da Robertson e Wride 98:

Per IC≤1,64 Kc= 1.0 Per IC>1,64 Kc= - 0.403·Ic4+5.581·Ic3 – 21.63·Ic2+33.75·Ic – 17.88

Inoltre il contenuto in fini (FC) può essere calcolato come FC= 1.75 x IC

3.25-3.7 Per il coefficiente di correzione MSF, poiché la magnitudo max attesa, da registrazioni di terremoti storici, è mediamente assumibile come intensità max pari a circa 5÷5.5, si è inserito nei calcoli un valore di MSF dalla formula di Idriss e Boulanger (2004; vedi Norme AGI 2005):

MSF= 6.9exp(-M/4)- 0.058 Dove M = magnitudo del terremoto atteso (5,5)

Ne consegue che in ottemperanza a quanto previsto dalla succitata Del. Ass. Reg. n° 112 del 2007, in particolare da All. A3 cap 2, se il coefficiente

- FSL>1 si possono escludere fenomeni di liquefazionesi possono escludere fenomeni di liquefazionesi possono escludere fenomeni di liquefazionesi possono escludere fenomeni di liquefazione - FSL<1 èèèè possibile che avvenganopossibile che avvenganopossibile che avvenganopossibile che avvengano fenomeni di liquefazionefenomeni di liquefazionefenomeni di liquefazionefenomeni di liquefazione.

Ottenuto il parametro FSL è possibile operare una stima probabilistica della possibilità che avvenga la liquefazione, utilizzando la seguente relazione proposta da Juang e alii (2006) particolarmente ottimizzata per dati forniti da prove CPT:

45.5)74,0/(11

SLL F

P+

=

Da cui tramite le tabelle sottostanti si ottengono correlazioni tra probabilità e suscettibilità alla liquefazione e tra probabilità e potenziale di liquefazione: Probabilità Suscettibilità

0.85≤PL Quasi certamente si ha liquefazione 0.65≤PL<0.85 Molto probabile 0.35≤PL<0.65 Liquefazione /non liquefazione stessa prob. 0.15≤PL<0.35 Non probabile PL<0.15 Quasi certamente non si ha liquefazione

Probabilità Potenziale di liquefazione

>50% ALTO 10-50% MODERATO 5-10% BASSO <5% MOLTO BASSO

Da quanto sopra sono stati ottenuti i seguenti risultati esposti in tabella, con indicazione per ogni verticale di prova, del livello granulare verificato alla liquefazione e relativa profondità, valore del coefficiente di sicurezza (FSL) e probabilità del potenziale di liquefacibilità (PL). I valori di FSL minimi registrati in ogni verticale di prova analizzata, sono evidenziati con bordo doppio e quelli eventualmente con FSL <1 a sfondo grigio:




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verticale n. Prof

m da pc

FSL PL (prob liquefazione) %

3-2001 2.6 1.507 2 4 1.121 9 5.5 1.00 16 17 1.659 1

21/08 3.5 1.271 4 5.2 1.306 4 6.7 1.17 7 10.2 1.033 13 11.2 1.175 7

22/08 3 1.498 2 5.6 1.244 5 15.5 1.023 14

24/08 2.5 1.885 0 4.4 1.315 4 5.6 1.094 10 14.8 1.179 7

2/09 5 1.858 0 6 1.067 11 7.6 1.41 2

6/09 2.6 np np 5.5 1.166 7 14.8 1.304 4

7/09 2.8 np np 4.6 1.686 1 14.5 1.243 5

8/09 4.4 1.415 2 6 1.704 1 14 1.162 7

Da tale disamina si evince che i terreni esaminati del sottosuolo dell’area denominata “ambito Da tale disamina si evince che i terreni esaminati del sottosuolo dell’area denominata “ambito Da tale disamina si evince che i terreni esaminati del sottosuolo dell’area denominata “ambito Da tale disamina si evince che i terreni esaminati del sottosuolo dell’area denominata “ambito T10” non sono classificabili “liquefacibili”; localmente possono presentare predisposizione (valori T10” non sono classificabili “liquefacibili”; localmente possono presentare predisposizione (valori T10” non sono classificabili “liquefacibili”; localmente possono presentare predisposizione (valori T10” non sono classificabili “liquefacibili”; localmente possono presentare predisposizione (valori di Fdi Fdi Fdi FSLSLSLSL che si avvicinano a 1) ma comunque con gradoche si avvicinano a 1) ma comunque con gradoche si avvicinano a 1) ma comunque con gradoche si avvicinano a 1) ma comunque con grado di probabilità potenziale di probabilità potenziale di probabilità potenziale di probabilità potenziale complessivamente complessivamente complessivamente complessivamente sempre sempre sempre sempre BASSO.BASSO.BASSO.BASSO. Il valore che indica la Probabilità/Potenziale di liquefazione (PL) è stato riportato in carta (Tav. 4), per ogni verticale esaminata, assumendo cautelativamente il valore di FSL più basso, quindi il grado di potenziale relativo maggiore, come riportato in tabella. Si ricorda inoltre, che in ogni caso il verificarsi di fenomeni di liquefazione, non necessariamente produce perdita di funzionalità o collasso delle strutture interagenti con il terreno. Quando il fenomeno di liquefazione è avvenuto, possono eventualmente verificarsi riduzioni significative di capacità portante e cedimenti rilevanti, a seconda di diversi parametri, tra cui. lo spessore e l’estensione dello strato liquefatto, lo spessore di materiale non soggetto a liquefazione che ricopre quello liquefatto, la pendenza del terreno l’eventuale prossimità della superficie libera.




22

CONSIDERAZIONI SULLE TIPOLOGIE FONDALI ADOTTABILI

In relazione alla valutazione del carico ammissibile sui terreni, si evince che quest’ultimo é funzione del tipo di variabilità verticale e laterale, del grado di compressibilità e delle diverse sollecitazioni nei litotipi sottostanti le fondazioni, funzione delle differenti tipologie fondali e dimensioni delle stesse. In relazione al piano d’incastro delle opere fondali, si ricorda che queste ultime devono sempre essere congruenti alle indicazioni sotto riportate:

� Sottostare alla max profondità del gelo del terreno � Essere più profonde di zone soggette a considerevoli variazioni di volume per fluttuazioni dell’umidità, in

superficie. � Sottostare allo strato sovraconsolidato più superficiale

E’ quindi importante che le fondazioni siano incastrate a profondità tale da non risentire delle variazioni stagionali del tenore d’umidità, perché il terreno più superficiale, a composizione essenzialmente argillosa, può essere soggetto a rigonfiamenti nella stagione autunnale invernale.

Verifiche geotecniche allo Stato limite Ultimo Collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno Dalle verifiche geotecniche svolte, risulta in via preliminare, per il presente rapporto di fattibilità generale dell’area, utilizzabile il seguente valore per la Resistenza di progetto Rd, per fondazioni dirette e relativo piano di posa:

Resistenza di progetto Piano di posa Rd =0,9 kg/cmq D = -2.0 m

da piano campagna naturale al momento delle cpt

Collasso per scorrimento sul piano di posa � Per un valore di resistenza di progetto pari a: Rd = 0.9 kg/cmq si ottengono i coefficienti di sicurezza: γR = 1,28/1,12. Ne consegue che poiché per verifiche allo stato limite allo scorrimento, il valore del parametro parziale richiesto dal NTC 14-1-08 è pari a γR = 1,1, i terreni di sottofondazione sono verificati a fenomeni di scorrimento.

Verifiche geotecniche allo Stato limite di Esercizio Stabilità globale � La determinazione dei valori di Sd (cedimenti di progetto) e Sc (soglia massima tollerabile dei cedimenti caratteristici) negli stati Limite di Esercizio e quindi del relativo carico massimo tollerabile, sono legati alle azioni trasmesse in fondazione. I terreni infatti subiscono (in base alle azioni trasmesse) deformazioni che provocano spostamenti del piano di posa; le componenti verticali di tali spostamenti (cedimenti) assumono valori valutabili in relazione alle dimensioni fondali e devono corrispondere ai valori massimi fissati (dal progetto) per le caratteristiche prestazionali, scelte per la struttura in elevazione. Poiché al momento di redazione del presente rapporto geotecnico, questi parametri, necessari per sviluppare la verifica di stabilità globale, non sono noti, la verifica degli stati limite di esercizio, potrà essere eseguita durante la fase di progettazione esecutiva delle strutture realizzabili. Qualora siano presenti strati torbosi o riporti antropici in corrispondenza del piano di posa fondale, per limitare i cedimenti differenziali che ne conseguirebbero, è necessario approfondire il piano di posa delle opere fondali, sino agli orizzonti con buone caratteristiche fisico meccaniche e adottare 2 metodologie alternative: 1. mantenere il piano di posa tradizionale e sostituire il materiale torboso asportato, con getto di

conglomerato “magro”; 2. approfondire il piano di posa delle fondazioni ed allungare i pilastri o i cordoli di fondazione. Si segnala inoltre che:




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- in base alle caratteristiche tipologiche degli edifici industriali esistenti (immediatamente a meridione) con elevati carichi localizzati (160÷>200 ton sui pilastri maggiormente caricati),

- alla presenza di lenti sabbiose, nella porzione centro meridionale ed orientale dell’area d’ampliamento industriale ed al bordo ovest dell’area per interventi specializzati, con valori del coefficiente di liquefazione FSL che in alcuni casi si avvicinano all’unità

- Per il contenimento dell’entità dei cedimenti che potrebbero essere generati da utilizzo di fondazioni superficiali a plinti isolati soggette a carichi elevati

si consigliasi consigliasi consigliasi consiglia

in alternativa a fondazioni superficiali una tecnica di consolidamento dei terreni mediante Jet Grouting, con esecuzione di colonne di consolidamento multiple del terreno, con funzione di sostegno della soletta dei plinti e trasmissione del relativo carico più in profondità alla bancata argillosa sovraconsolidata (Unità geotecnica n° 4). Nel caso vengano previsto la realizzazione d’opere d’emungimento idrico dal sottosuolo (pozzi freatici), tale operazione dovrà essere eseguita con la massima attenzione, ed opportunamente disciplinata e progettata, in ottemperanza ai dettati del D.M. 11-3-88 comma I: Emungimenti da falde idriche. accorgimenti ed attenzioni:

(a) Il valore del raggio d’azione d’eventuali sistemi drenanti captanti l’acquifero, deve essere calcolato in fase esecutiva, con raffronto alla distribuzione dei corpi di fabbrica in progetto e di quelli esistenti.

(b) non prevedere per le nuove strutture, l’utilizzo di elementi strutturali/fondali dell’edificio preesistente, presente a sud, in modo che l’evoluzione della consolidazione nei terreni di fondazione, possa svilupparsi indipendentemente dal coinvolgimento delle strutture preesistenti

(c) valutare la adeguata distanza degli impalcati strutturali (in progetto e preesistenti) per evitare effetti di “martellamento” in caso di sisma.

In base alla nuova classificazione sismica Rolo, è classificato in zona 3, a medio-basso valore di sismicità, con accelerazione orizzontale di ancoraggio [ag/g] pari a 0,15 (Ord. 3274-03 e DM 14-1-08 NTC) o come più DETTAGLIATAMENTE indicato in tab. 2 allegata a Delib. Ass. Regionale RER n° 112/07 arefg=0.137. Nel contesto della definizione dell’azione sismica di progetto (cfr. All2 Ord. 3274/03) in base alle

indagini sismiche direttamente eseguite, è possibile attribuire al sito di intervento, una Categoria del suolo di fondazione di tipo C, poiché dalle indagini svolte risulta una velocità delle onde di taglio è pari a Vs30= 225 m/sec. In base a quanto previsto da DM 14-01-08 Norme Tecniche per le Costruzioni ed in particolare da Del. Ass. Reg. n° 112-07, si evince che i terreni del sottosuolo dell’area:

� non sono soggetti a fnon sono soggetti a fnon sono soggetti a fnon sono soggetti a fenomeni di liquefazioneenomeni di liquefazioneenomeni di liquefazioneenomeni di liquefazione. � In relazione a fenomeni locali di amplificazione sismica, utilizzando la Tab. Pianura 2, (all. In relazione a fenomeni locali di amplificazione sismica, utilizzando la Tab. Pianura 2, (all. In relazione a fenomeni locali di amplificazione sismica, utilizzando la Tab. Pianura 2, (all. In relazione a fenomeni locali di amplificazione sismica, utilizzando la Tab. Pianura 2, (all.

A2.1.2 della Delib 112/07) si ottieneA2.1.2 della Delib 112/07) si ottieneA2.1.2 della Delib 112/07) si ottieneA2.1.2 della Delib 112/07) si ottiene

ubicazione area

Denominazione Vs30 m/sec FA-PGA FA 0.1<t0<0.5 sec FA 0.5<t0<1.0 sec

Rolo Ambito T10- inserim POC 225 1.5 1.8 2.3 Dalle analisi sopra esposte in dettaglio, considerando il coefficiente d’amplificazione stratigrafico, calcolato ed assumendo cautelativamente, il valore da tab. sopra esposta, pari a 1.5, l’accelerazione di picco max superficiale nell’area d’intervento, può essere assunta pari a:

amax = 0.207 g con una stima della FREQUENZA FONDAMENTALE DEL DEPOSITO pari a:




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f= 0.58 sec

In fase esecutiva si dovrà quindi considerare che, se il Periodo Strutturale della costruzione, si avvicina a quello del Periodo Fondamentale Del Deposito, sono quindi possibili fenomeni di “risonanza” sismica con possibile amplificazione dell’accelerazione al suolo, con valori amax che possono raggiungere o superare quello sopra indicato (0.207 g). In riferimento ai parametri utilizzati nelle verifiche geotecniche e sismiche in base al DM 14-1-09, sono stati considerati i seguenti valori: Vita Nominale (VN): ≥ 50 anni Classe d’uso (CU): II coeff. 1 Periodo riferimento azione sismica (VR): VN*CU = ≥50 anni Verifiche allo Stato limite ultimo di resistenza del terreno GEO Approccio di calcolo 2 combinazione UNICA coeff. parziali A1, M1 R3 Stato limite di esercizio previsto SLV (salvaguardia della Vita) Probabilità di superamento evento sismico (PVR) 10% Limite periodo di ritorno (TR) per SLV 475 anni Carpi li 11-10-09 Dr. Geol. RICCARDO TRICHESRICCARDO TRICHESRICCARDO TRICHESRICCARDO TRICHES

studio - ::: comune di rolo (re) all.f... · per il calcolo della capacità portante della...

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