Il prelievo del campione indisturbato è stato finalizzato all’esecuzione di prove di laboratorio per la definizione dei parametri geotecnici drenati da impiegare in fase di progettazione, per la valutazione della resistenza dei terreni, in particolare in termini di capacità portante.
La tabella che segue sintetizza i risultati delle analisi eseguite; in Allegato 2 si riporta copia di
RISULTATI PROVE DI LABORATORIO GEOTECNICO SONDAGGIO CAMPIONE PROF.
(m-m da p.c.) RISULTATI
S1 S1 C1 3,0-3,4
w = 33,8%
g = 18,07 kN/m
3c’ = 43,98 kPa
j’ = 24°
12 CONSIDERAZIONI SULLA SCELTA DELLE OPERE FONDALI
Il terreno analizzato può risultare idoneo alla realizzazione di fondazioni superficiali, purché ovviamente risulti verificata la compatibilità tra le pressioni scaricate e la capacità portante del complesso opera-terreno, nonché con l’ammissibilità dei cedimenti, per ciascuna struttura che verrà realizzata sull’area. Inoltre si raccomanda, già da ora, di integrare le analisi eseguite con ulteriori indagini geognostiche specifiche, in modo da verificare la continuità litostratigrafica e meccanica del modello geologico emerso, oltre a dettagliare in maniera specifica, per ciascuna opera, le caratteristiche litologiche e geotecniche.
Per le valutazioni di massima oggetto di questo documento verranno prese in considerazione due differenti tipologie fondali, come di seguito indicato:
IPOTESI APPARATO FONDALE Trave continua
Platea
La geometria di fondazione viene usualmente impiegata in fase di calcolo della capacità portante per valutare innanzitutto l’intervallo stratigrafico di imposta del cuneo di rottura ed in secondo luogo i fattori di forma e profondità delle fondazioni. Inoltre tale aspetto risulta vincolante nell’analisi di deformabilità del sistema, poiché da essa dipende sia la profondità di influenza dei bulbi di tensione e di conseguenza l’attenuazione delle pressioni nel sottosuolo.
Nel caso in esame si intende fornire una stima orientativa della capacità portante, al netto dei
fattori incrementali dipendenti dalla geometria di fondazione.
13 PRINCIPI DELLE NTC 08
Le disposizioni formulate nell’Eurocodice 7 (UNI EN 1997-1:2005 e UNI EN 1997-2:2007) costituiscono le basi concettuali per la formulazione delle NTC 2008, nella sezione dedicata alla progettazione geotecnica (Capitolo 6 delle NTC08). In particolare vengono definiti gli stati limite di un sistema geotecnico (Stato Limite Ultimo SLU e Stato Limite di Esercizio SLE) e le verifiche di sicurezza e delle prestazioni nei confronti di questi.
Le verifiche vengono effettuate secondo un metodo semiprobabilistico basato essenzialmente su:
þ Scelta idonea del valore di ciascuna variabile in gioco nel modello geotecnico proposto (valore caratteristico);
þ Applicazione del metodo dei coefficienti parziali, i quali devono essere ripartiti con criterio e consapevolezza sulla base dell’esperienza e dell’osservazione del contesto reale di inserimento del progetto.
Traducendo il tutto in termini matematici il metodo semiprobabilistico si basa sulla seguente disequazione fondamentale:
E d ≤ R d
dove:
E d : valore di progetto dell’azione o dell’effetto dell’azione;
R d : resistenza del sistema geotecnico.
Sostanzialmente la sicurezza è garantita solo quando le resistenza del sistema è maggiore della sommatoria delle azioni che agiscono su questo. Ne deriva che ad influenzare in maniera inequivocabile la stabilità del sistema sono:
þ Entità delle azioni (permanenti, variabili, accidentali e sismiche) þ Parametri geotecnici del terreno
þ Resistenza a rottura del sistema
Si ricorda inoltre che:
E d = E [g F F K ; X K / g M ; a d ]
= R/g [g / g ]
Ovvero l’effetto delle azioni e le resistenze sono espresse in funzione delle azioni di progetto g F F K , dei parametri di progetto X K / g M e della geometria di progetto a d .
Per quanto riguarda la scelta dei parametri rappresentativi del sistema occorre fare riferimento al valore caratteristico, cioè una “stima cautelativa del parametro che influenza l’insorgere dello stato limite”. A seconda della variabilità dello stesso parametro, sarà possibile inserire o la media dell’insieme di valori del parametro calcolati (se la stima è molto precisa) o il valore per il quale, nella distribuzione gaussiana dei valori determinati, vi è una probabilità del 5% di ottenere un valore “peggiore” (se la stima è imprecisa).
I valori caratteristici così determinati subiscono una correzione attraverso i coefficienti parziali, da combinare a seconda dell’approccio analitico che si intende utilizzare.
I coefficienti parziali da utilizzare nelle verifiche allo stato limite ultimo vengono riportati nelle Tabelle inserite nelle NTC e di seguito riproposte.
Tabella 6.2.I. NTC08: Coefficienti parziali per le azioni o per gli effetti delle azioni
CARICHI EFFETTO
COEFF.
PARZIALE g
F(o g
E)
EQU STR
(A1)
GEO (A2) Permanenti Favorevole
g G1
0,9 1,0 1,0
Sfavorevole 1,1 1,3 1,0
Permanenti non strutturali
Favorevole
g G2
0,0 0,0 0,0
Sfavorevole 1,5 1,5 1,3
Variabili Favorevole
g Qi
0,0 0,0 0,0
Sfavorevole 1,5 1,5 1,3
Nota: le azioni variabili secondarie vanno inoltre corrette tramite fattore y di durata.
Tabella 6.2.II. NTC08: Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno
PARAMETRO GRANDEZZA A CUI APPLICARE IL COEFF. PARZIALE
COEFF. PARZIALE g
MSTR (M1)
GEO (M2) tg all’angolo di
resist. al taglio tan j’ k g j’ 1,0 1,25
Coesione
efficace c’ k g c’ 1,0 1,25
Resistenza non
drenata c uk g cu 1,0 1,4
Peso unità di
volume g g g 1,0 1,0
Tabella 6.4.I. NTC08: Coefficienti parziali per le verifiche agli SLU di fondazioni superficiali
VERIFICA COEFF. PARZIALE (R1) COEFF. PARZIALE (R2) COEFF. PARZIALE (R3)
Capacità portante g R = 1,0 g R = 1,8 g R = 2,3
Scorrimento g R = 1,0 g R = 1,1 g R = 1,1
Le verifiche SLU di tipo geotecnico (GEO) devono essere effettuate nei confronti sei seguenti meccanismi di rottura:
þ Collasso per carico limite dell’insieme fondazione terreno þ Collasso per scorrimento su piano di posa
þ Stabilità globale (nel caso di fondazione su pendio)
I diversi gruppi di coefficienti di sicurezza parziali sono scelti nell’ambito di due approcci progettuali distinti e alternativi:
þ Approccio 1 – Combinazione 1: A1+M1+R1
– Combinazione 2: A2+M2+R2 (M1 in caso di fondazioni su pali) þ Approccio 2 – Combinazione 1: A1+M1+R3
Nel caso in esame si intende procedere attraverso l’Approccio 2 combinazione 1 previsto
dalla normativa per la stima della Rd in ambito di capacità portante, sia in condizioni statiche
che pseudo-statiche.
14 STIMA ORINETATIVA CAPACITÀ PORTANTE IN CONDIZIONI STATICHE 14.1 T EORIA SULLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO R D
La resistenza del sistema geotecnico dell’area indagata viene calcolata a partire dalla teoria della capacità portante secondo Brinch-Hansen (1970) con l’applicazione della formula:
dove
q lim è il carico limite, corrispondente a R d (a seguito delle opportune correzioni);
B è la larghezza della fondazione;
c è la coesione;
q = g ’ D;
g ’ è il peso di volume. Per il terzo fattore della formula (dal momento che q = g ’ D) è riferito al terreno compreso tra il piano campagna e il piano di posa della fondazione, per il primo fattore della formula è riferito al terreno compreso tra il piano di posa della fondazione e la profondità alla quale può spingersi il cuneo di rottura;
D è la profondità del piano di posa della fondazione;
Nc, Nq, N g sono i fattori di capacità portante, dipendenti dall’angolo di attrito j;
s g , s c , s q : sono fattori di forma della fondazione;
i g , i c , i q : sono fattori correttivi dipendenti dall’inclinazione del carico;
b g , b c , b q : sono fattori correttivi dipendenti dall’inclinazione della base della fondazione;
g g , g c , g q : sono fattori correttivi dipendenti dall’inclinazione del piano campagna;
d c , d q : sono fattori correttivi dipendenti dalla profondità del piano di posa;
(Per l’illustrazione di tali fattori si rimanda a specifica letteratura)
Si è calcolata la capacità portante con i parametri del terreno sia in termini di tensioni efficaci che totali: quest’ultimo metodo, nel caso di terreni coesivi, pone il sistema nelle condizioni più gravose, ipotizzando un’applicazione istantanea dei carichi, con conseguente notevole incremento delle pressioni interstiziali, che non possono essere dissipate per drenaggio.
Nello specifico si individua dapprima la profondità alla quale il terreno può andare incontro a
rottura; le Raccomandazioni A.G.I. (1977) prescrivono di spingersi fino a profondità
compresa tra B e 2B a partire dal piano di posa. Successivamente si calcolano i parametri
del terreno considerando tutti quelli intercettati fino alla profondità dell’eventuale cuneo di
rottura, valore da inserire nella determinazione della R d . In ottemperanza alle nuove norme
tecniche (D.M. 14.01.08) tali parametri vanno trattati statisticamente per ottenere i corrispondenti valori caratteristici, così come definiti nell’introduzione del capitolo 13.
Capacità portante in condizioni drenate (tensioni efficaci)
Per le valutazioni in condizioni drenate occorrono i parametri di resistenza al taglio in termini di tensioni efficaci, in particolare c’ e j’; tali parametri non possono essere desunti dalle prove penetrometriche meccaniche, pertanto si è proceduto al prelievo di campioni indisturbati in foro di sondaggio, da destinare a specifiche analisi di laboratorio.
In questo modo è possibile procedere secondo la formula indicata all’inizio del presente capitolo
q lim = (Nc * c’ d s c d c i c b c g c ) + (q * Nq s q d q i q b q g q ) + (½ * g’ * B * Ng s g d g i g b g g g ) R d capacità portante = R d / g R
Capacità portante in condizioni non drenate (tensioni totali)
Effettuando i calcoli in termini di tensioni totali la formula del carico limite si riduce notevolmente e diventa indipendente dalle caratteristiche della fondazione (anche se la geometria della fondazione è necessaria per calcolare i fattori di forma e di profondità), con le motivazioni che seguono:
Nel caso di terreni coesivi l’angolo di attrito j = 0°
Da cui deriva Ng = 0 ; Nq = 1 e Nc = 5,14 ;
La formula del carico limite si semplifica notevolmente e diventa:
q lim = 5,14 c uk s c 0 d c 0 i c 0 b c 0 g c 0 + g D
e la q lim netta, cioè la capacità portante del terreno al di sotto della fondazione, senza considerare il contributo del peso del terreno ai lati di questa:
q lim netta = 5,14 c uk s c 0 d c 0 i c 0 b c 0 g c 0
Dove c uk è la coesione caratteristica non drenata, calcolata per ogni lettura in base alla
formula c u = Rp/b (Sanglerat 1972) e ridotta secondo i metodi statistici e i fattori s c 0 , d c 0 , i c 0 ,
b c 0 e g c 0 sono dipendenti dalle caratteristiche del sistema, quali la geometria e la profondità
di posa della fondazione, l’inclinazione del piano campagna e dei carichi trasmessi.
A questo punto la formula viene parzialmente corretta secondo le disposizioni attualmente in vigore, ovvero attraverso il metodo dei coefficienti parziali, riducendo il fattore c uk a c uk / g cu e dividendo inoltre la R d risultante per il coefficiente g R , come indicato di seguito:
R d = 5,14 * c uk / g cu s c 0 d c 0 i c 0 b c 0 g c 0 R d capacità portante = R d / g R
14.2 C ALCOLO DELLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO SLU - COND . DRENATE
Per la determinazione della resistenza del sistema geotecnico in condizioni drenate sono stati esaminati i risultati delle prove di laboratorio geotecnico eseguite sul campione indisturbato, ed in particolare i valori di c’ e j’ ottenuti dalla prova di taglio diretto. In questo caso di presenza di pochi dati, i valori caratteristici sono stati desunti da una riduzione arbitraria del valore ottenuto, non disponendo di un numero di campioni tale da poter operare considerazioni statistiche (in particolare avere un valore di deviazione standard, che incide in maniera sensibile sul valore caratteristico).
CAPACITA’ PORTANTE SLU – condizioni statiche - CONDIZIONI DRENATE Approccio Ipotesi
fondazione
c’ k = c’ D
(kPa) j’ k = j’ D (°)
Nc (-)
R d netta (kPa)
Approccio 2 (A1+M1+R3)
Trave continua 18 20 17 133
Platea 22 22 19 182
La determinazione di c’ k è stata ottenuta come il 50% della c’ media (corrispondente all’unico campione analizzato) per la platea e il 40% della stessa c’ media per la trave continua, gk non è stato utilizzato, mentre j k è stato ottenuto come il 90% del j medio (ovvero del campione analizzato) per la platea e come l’85% dello stesso j medio per la trave continua.
Si precisa quanto segue:
• Con c k è stato indicato il valore caratteristico, mentre con c D il valore di progetto, derivante dalla divisione del valore caratteristico per il relativo coefficiente parziale, che nel caso dell’Approccio 2 è pari a 1, portando i due valori a coincidere.
• In queste valutazioni preliminari, in assenza di geometria di fondazione, è stato
utilizzato solamente il primo termine della forma trinomia (anche al netto dei coefficienti do forma e profondità), pertanto si tratta di valori certamente sottostimati, che andranno rivisti una volta noti i progetti delle opere fondali.
14.3 C ALCOLO DELLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO SLU - COND . NON DRENATE
Per la determinazione della resistenza del sistema geotecnico sono stati esaminati e trattati statisticamente tutti i valori di c u , da cui calcolare i valori caratteristici, relativi ai livelli argillosi più penalizzanti nei quali può instaurarsi il potenziale cuneo di rottura, nel caso delle fondazioni generiche indicate.
Trattando il caso di fondazione a platea ci si trova in condizioni di compensazione strutturale, pertanto nella trattazione statistica dei dati è possibile calcolare il valore di c uk come il 5 percentile della distribuzione della media del campione.
Trattando il caso di fondazione a trave continua, supposta in reticolo non rigido, ci si trova in condizioni di non compensazione strutturale, pertanto nella trattazione statistica dei dati occorre calcolare il valore di c uk come il 5 percentile della media dell’intero campione.
Sulla base delle caratteristiche dimensionali e geotecniche del sistema esaminato si riporta il risultato dei calcoli eseguiti:
CAPACITA’ PORTANTE SLU – condizioni statiche - CONDIZIONI NON DRENATE Approccio Ipotesi
fondazione c
uk(kPa) = c
uDNc (-)
R d netta (kPa)
Approccio 2 (A1+M1+R3)
Trave continua 42 5,14 94
Platea 33 5,14 74
Anche in questo caso si precisa che:
• Con c uk è stato indicato il valore caratteristico, mentre con c uD il valore di progetto, derivante dalla divisione del valore caratteristico per il relativo coefficiente parziale, che nel caso dell’Approccio 2 è pari a 1, quindi i due valori coincidono.
• Si tratta di valori di Rd netti, ovvero senza considerare il contributo alla portanza da parte del terreno ai lati della fondazione, non essendone nota la geometria.
• La cuk nel caso di trave continua è più elevata della cuk nel caso platea poiché la cuk
per la trave è stata calcolata nell’intervallo 1-2 m da p.c., mentre quello della platea
15 CARATTERIZZAZIONE SISMICA
Le onde sismiche legate ad un evento tellurico, subiscono riflessioni e rifrazioni durante la loro propagazione, a causa delle eterogeneità crostali.
Negli strati più superficiali, dal punto di vista geotecnico, questo può causare variazioni della capacità portante, oppure dar luogo a incrementi della spinta sulle opere di sostegno, o ancora causare veri e propri fenomeni di instabilità, particolarmente nei terreni potenzialmente liquefacibili. Le onde meccaniche generate da un terremoto inducono effetti diversi in relazione al tipo di terreno, a seconda che questo abbia un comportamento stabile o instabile sotto l'effetto del moto vibratorio legato al sisma. Il terreno ha un comportamento stabile quando le sollecitazioni del sisma sono inferiori alla resistenza al taglio del terreno, quando i terreni sono costituiti da ghiaie, sabbie addensate e argille consistenti. Il terreno ha un comportamento instabile quando le sollecitazioni del sisma superano la resistenza al taglio del terreno e questo si verifica in terreni caratterizzati dalla presenza di argille molli e in terreni saturi, con effetto di degradazione legati alla pressione interstiziale.
15.1 C LASSIFICAZIONE SISMICA DEL SITO DA PROVA SISMICA
Il comune di Ozzano dell’Emilia (BO) ricade in Zona 2 ai sensi del OPCM 3519/2006, e alla zona di intervento è associata un’accelerazione (di base) massima orizzontale pari a a refg = 0,185 g (da NTC08, per analisi SLV con Tr=475 anni).
La prospezione sismica MASW (Multichannel Analysis Surface Waves) è una tecnica non invasiva di indagine del sottosuolo, che consente la determinazione di alcune caratteristiche del terreno, prima tra tutte la velocità delle onde di taglio verticali (Vs) dei singoli sismostrati, in funzione della misura delle onde di superficie (principalmente onde di Rayleigh).
L’interazione congiunta di onde P e onde S che incidono la superficie libera comportano, oltre ad una parziale riflessione delle stesse, anche il generarsi di un’ulteriore onda (di superficie), formata dalla composizione vettoriale delle due: l’onda di Rayleigh. In un mezzo solido e isotropo le particelle di superficie attraversate da questa tipologia di onde si muovono secondo elissi con piano perpendicolare alla superficie e parallelo alla direzione di propagazione. In superficie e a profondità ridotte tale moto è retrogrado (Figura 15.1).
Quando le onde di Rayleigh attraversano un corpo la cui densità varia con la profondità
diventano dispersive (per contro in un mezzo ideale, omogeneo e isotropo non presentano
dispersione). Questo significa che onde con diverse frequenze viaggiano con diversa
velocità di fase; in particolare onde ad alta frequenza si propagano nei livelli più superficiali,
mentre onde a bassa frequenza (cioè elevata lunghezza d’onda) si propagano negli orizzonti profondi.
Figura 15.1. Moto e modalità di propagazione delle onde di Rayleigh
Per ottenere le velocità di propagazione delle onde nella sequenza stratigrafica del sottosuolo (primi 30 m, per determinazione Vs30) è necessario produrre un’energizzazione in superficie, attraverso massa battente, registrando i segnali prodotti ed elaborandoli opportunamente, attraverso software dedicato, al fine di ottenere la curva di dispersione e procedere poi all’individuazione del profilo delle velocità, in maniera iterativa, intervenendo di volta in volta sui parametri velocità onde di taglio (Vs), il coefficiente di Poisson (n), densità di massa (r) e spessore (h).
15.1.1 Strumentazione utilizzata e modalità di acquisizione dati
L’indagine sismica condotta ha visto l’utilizzo di tromografo digitale Tromino Engy (prodotto da Micromed), dapprima per l’acquisizione del rumore ambientale (microtremore sismico HVSR), per passare, successivamente all’acquisizione della risposta del sito a diversi stimoli (provocati per mezzo di energizzazione apposita – indagine MASW).
L’indagine sismica di tipo HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio) è una metodologia non invasiva che sfrutta l’analisi spettrale del microtremore sismico per caratterizzare il sottosuolo, in termini di fenomeni di amplificazione, frequenze di risonanza e contrasti di competenza della sequenza stratigrafica e la velocità di propagazione al suo interno.
Anche in questo caso vengono sfruttate le onde di superficie, ed in particolare l’ellitticità delle onde di Rayleigh, che determinerebbe i picchi nella funzione H/V.
L’attività di acquisizione è consistita nella registrazione di rumore ambientale mediante Tromino Engy, per 20 minuti e con campionamento a 128 Hz.
Per quanto riguarda la prova Masw le diverse energizzazioni del substrato sono state
effettuate a livello di un geofono mobile (acquisizione a 512 Hz), connesso allo strumento,
posizionato in modo progressivo a diversi step, ad interdistanza di 5,0 metri l’uno dall’altro,
per una lunghezza complessiva di 50 metri di distanza dallo strumento (per un totale di 10 acquisizioni).
I dati raccolti per le diverse prove sono stati elaborati mediante uso del Software Grilla q ver.
6.4.2, regolarmente licenziato.
15.1.2 Risultati indagine sismica MASW
Di seguito (Figure 15.2 e 15.3) si riportano le immagini più rappresentative derivanti dall’elaborazione della prova sismica.
Figura 15.2. Segnali elaborati, con indicazione della finestra utilizzata per la determinazione della curva di dispersione (eliminazione disturbo)
Figura 15.3. Curva di dispersione sperimentale e numerica
L’indagine sismica eseguita (prova attiva Masw), considerando la sismostratigrafia fino alla
profondità di circa -35,0 metri da p.c., ha consentito la determinazione della velocità delle
V s30 (Figura 15.4), ricavata dalla formula riportata nelle NTC08 e di seguito riproposta:
dove h i e V S , i rappresentano rispettivamente lo spessore e la velocità di propagazione delle onde di taglio attraverso lo strato i-esimo entro 30 metri di profondità.
Nel caso specifico si ottiene:
Vs, 30 = 200 m/s
Tale valore associa pertanto i terreni di fondazione ad un suolo di categoria C, ovvero, come definito in tabella 3.2.II:
“Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o di terreni a grana fina mediamente consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs 30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < N SPT , 30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < c u , 30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).”
Figura 15.4. Profilo delle Vs, caratteristiche sismostrati e determinazione Vs30
15.1.3 Risultati indagine HVSR
Di seguito in Figura 15.5 si riporta lo spettro di stazionarietà dei rapporti H/V, ottenuto dopo aver eliminato le acquisizioni anomale (per effetto di disturbi antropici), rappresentate in figura dalle bande nere.
Figura 15.5. Spettro di stazionarietà dei rapporti H/V, previa eliminazione dei disturbi
A questo punto è stato possibile ottenere il grafico del trend delle componenti NS, EW e Z, in funzione della frequenza (Figura 15.6), da cui deriva, sempre in funzione della frequenza, l’andamento del rapporto H/V, riportato in Figura 15.7.
Figura 15. 6. Velocità del moto del suolo secondo le componenti N-S, E-W e Z
Dall’elaborazione dei dati risulta che il picco di H/V, e quindi la frequenza fondamentale del sito si ha per frequenze pari a circa 0,4 Hz, corrispondente ad un contrasto di impedenza a profondità intorno ai 140 m da p.c..
Discontinuità
naturale (geologica)
Figura 15.7. H/V sperimentale e sintetico
Inoltre è stato rilevato anche un picco secondario intorno a 0,6 Hz, ma con ampiezza inferiore. Non è stato applicato il criterio di verifica SESAME poiché il picco (anche per effetto del picco secondario) non forma la tipica gaussiana ma una curva asimmetrica verso sinistra (cioè verso le basse frequenze), pertanto in questo caso è sconsigliata l’applicazione del criterio citato.
15.2 P ARAMETRI SISMICI E SPETTRI DI RISPOSTA ELASTICI AI SENSI DELLE NTC 08
Secondo quanto riportato nelle prescrizioni della normativa vigente la sollecitazione sismica si traduce in un’accelerazione nelle tre direzioni (due orizzontali e una verticale), funzione delle caratteristiche del sito e della risposta delle componenti costitutive delle diverse strutture. La rappresentazione di riferimento per tali componenti è lo spettro di risposta elastico in accelerazione per uno smorzamento convenzionale del 5%. L’approccio alla quantificazione dell’azione sismica attraverso l’analisi spettrale prevede la definizione di uno spettro orizzontale e uno verticale e ha origine dalla determinazione dei seguenti parametri:
þ Categoria di suolo e categoria topografica
þ T c 0 : periodo corrispondente all’inizio del tratto a velocità costante þ a g : accelerazione orizzontale massima del sito
þ F 0 : massimo valore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale
da cui dedurre i coefficienti sismici orizzontale k h e verticale k v , rispettivamente pari a:
k h = bs * a max /g k v = 0,5 k h
Massimo contrasto
di impedenza
La caratterizzazione sismica procede con la definizione dei parametri sismici relativi al sito di riferimento. Le coordinate geografiche dell’area di intervento, espresse nel sistema di riferimento ED50, vengono riportate nella tabella seguente.
COORDINATE SITO (ED50)
Latitudine 44,466413
Longitudine 11,515699
Il sito di interesse viene localizzato all’interno del reticolo di riferimento proposto nell’Allegato B delle NTC08, compreso nei quattro nodi illustrati in Figura 15.8.
Figura 15.8. Ubicazione dell’area d’indagine all’interno dei quattro nodi del reticolo di riferimento.
I nodi vengono identificati come indicato nella tabella sottostante.
PARAMETRI DEI NODI DEL RETICOLO per Tr = 475 anni
Nodo ID a g
(m/s 2 )
F 0
(-)
T c 0
(sec)
Distanza dal sito (m)
1 16954 1,779 2,37 0,31 4479
2 16955 1,858 2,36 0,31 1105
3 17177 1,928 2,42 0,30 5442
4 17176 1,825 2,43 0,30 6961
In Figura 15.9 si riporta un’ulteriore ubicazione dei quattro nodi del reticolo, a cui viene
In Figura 15.9 si riporta un’ulteriore ubicazione dei quattro nodi del reticolo, a cui viene
Nel documento
2 RIFERIMENTI NORMATIVI ... 3
(pagine 23-0)