Fig. 4.77 – Rappresentazione in pianta delle tensioni indotte alla base delle fondazioni da parte del complesso edifico/fondazioni (da IACOPI &TEDONE, 1993 – modificato)
4.5.6.3. – Storia dell’incremento dei carichi
La costruzione del Septizodium, vista l’imponenza dell’edificio e tenuto conto dei tempi di realizzazione delle pressoché coeve Terme di Caracalla, completate in circa 5 anni tra il 212 e il 217 d.C., deve essere durata non meno di 1 anno.
L’incremento dei carichi è ovviamente avvenuto secondo fasi esecutive successive che di seguito possono venire ragionevolmente schematizzate:
Fase 1: realizzazione del blocco fondale Fase 2: realizzazione del podio
Fase 3: realizzazione I ordine in elevazione Fase 4: realizzazione del II ordine in elevazione Fase 5: realizzazione del III ordine in elevazione
Nella tabella 4.25 sono riportati le tensioni indotte alla base delle fondazioni al termine di ognuna delle 5 fasi distinte nei tre settori in cui è stato suddiviso l’edificio. Nel grafico di fig. 4.78 sono invece mostrati gli andamenti dei valori di tensione.
Tab. 4.25 –Tensioni indotte alla base delle fondazioni nei tre settori dell’edificio durante le varie fasi costruttive Tensioni alla base delle fondazioni (kPa)
FASI Monte Centrale Valle
1 255 255 255
2 360 332 298
3 443 354 308
4 417 383 321
5 585 406 332
Fig. 4.78 – Tensioni alla base fondale del Septizodium durante le varie fasi costruttive dell’edificio
4.5.6.4. – Modello geologico-tecnico per la stima dei cedimenti
Nel modello geologico la quota considerata per il piano campagna nel 203 d.C., ovvero quella di inizio scavo delle fondazioni al momento della costruzione dell’edificio è quella del basolato romano rinvenuto ad una quota posta a circa 4 m dal p.c. attuale (IACOPI &TEDONE, 1993) cioè ad
una quota di circa 17,30 m s.l.m.
In ragione della stratigrafia nella zona del Septizodium il livello della falda in epoca romana si assume collocato poco al di sotto del livello di base delle alluvioni storiche. Il livello è stato posto quindi ad una quota di 4,50 m s.l.m. cioè a 12,80 m dal p.c. romano e a 16,80 m dal p.c. attuale (vedi fig. 4.75). Poiché lo scavo della fondazione è di circa 13-14 metri si assume che in tale scavo non si siano avuti significativi problemi con la falda e relativi fenomeni di sifonamento, ma solo problemi di sostegno delle pareti. Data la presenza della falda su fondo scavo o poco superiore a questo possono essersi verificati problemi di sollevamento del fondo scavo difficili da valutare.
Tenuto conto delle assunzioni sopra esposte e della stratigrafia locale (vedi tab. 4.23) e sulla base dei dati geotecnici a disposizione, il modello geologico-tecnico messo a base delle stime dei cedimenti è riportato nella tabella 4.26.
Tab. 4.26 - Modello geologico-tecnico del sottosuolo messo a base delle stime dei cedimenti STRATIGRAFIA
(m da p.c. al 203 d.C.) UNITA’ STRATIGRAFICHE PESI DI VOLUME (calcolati saturi)
0-8,5 Riporti di epoca romana al momento
della realizzazione del Septizodium γ = 17 KN/m
3
8,5-11,0 Alluvioni storiche γ = 17,5 KN/m3
11,00 – 29,5 Alluvioni oloceniche γ = 18,0 KN/m3
> 29,5 Argille plioceniche γ = 20 KN/m3
4.5.6.5 – Calcolo dei cedimenti in base alla teoria di Terzaghi
Il calcolo dei cedimenti in questione deve tenere conto di una serie di approssimazioni legate alla tempistica dell’imposizione dei carichi, alla difficoltà di stimare la rigidità del parallelepipedo di fondazione e quindi di ipotizzare come i carichi differenziali imposti dall’edificio fossero trasmessi da questo ai terreni di fondazione e alla variabilità delle caratteristiche geotecniche dei terreni. Le fondazioni del Septizodium sono classificabili come fondazioni dirette, profonde, con il getto del conglomerato cementizio avvenuta, per la parte inferiore delle fondazioni, entro una cassaforma lignea e, nella parte superiore, entro una cassaforma formata da conci di travertino. Viste le caratteristiche del conglomerato cementizio che, in alcuni sondaggi si presenta a tratti non compatto se non decoeso, è difficile ipotizzare un comportamento completamente rigido delle fondazioni. Inoltre le discontinuità, incrostate di carbonato di calcio, riscontrate nelle carote delle perforazioni fanno presumere che in alcune zone l’integrità del parallelepipedo di fondazione sia venuta meno. In ragione delle incertezze sopra definite il calcolo dei cedimenti è stato effettuato secondo il metodo convenzionale proposto da TERZAGHI (1943) che è basato sulla teoria della consolidazione
monodimensionale (o edometrica). Tale metodo, correntemente e diffusamente utilizzato, risulta secondo la letteratura tecnica in grado di fornire risultati attendibili (COLOMBO &COLESELLI, 1974;
LANCELLOTTA, 1987)
Il calcolo è stato sviluppato in maniera automatica per ognuno dei tre settori (monte, centrale, valle) dell’edificio attraverso l’utilizzo del software Fondazioni dirette 5.0 della SGEO di Roma. Visto che ognuno dei tre settori ha una larghezza B di circa 5 metri e una lunghezza L di circa 93 metri si è fatto riferimento ad una fondazione continua, con un approfondimento di 13,5 m dal piano campagna romano. La falda è stata ipotizzata a –12,80 m dal p.c. romano (+ 4,5 m slm).
Il calcolo è stato eseguito con la seguente relazione:
δ= I H⋅ ⋅ σ E
Δ dove:
δ = cedimento calcolato alla metà dello strato H
I = Coefficiente di influenza legato all'andamento delle tensioni indotte nel terreno H = Spessore dello strato compressibile
Δσ = Tensione indotta netta dalla fondazione
La relazione è stata utilizzata nella forma generale e considerata valida sia in campo elastico (deformazioni immediate) che in campo di deformazione edometrica di consolidazione (cedimenti a lungo termine).
La valutazione dell'entità delle tensioni indotte e del Coefficiente di Influenza (I) viene sviluppata secondo la Teoria della Elasticità (terreni isotropi ed omogenei) ed aree di carico flessibili. Per le fondazioni continue il programma sopra accennato permette la valutazione del Coefficiente I sia al centro della fondazione che allo spigolo della stessa. Le relazioni utilizzate sono le seguenti:
bordo ⎢⎣⎡ ⎥⎦⎤ + ⋅ + ⋅ ⋅ 2 2 1 z B z B z B atn π centro ⎪ ⎪ ⎭ ⎪⎪ ⎬ ⎫ ⎪ ⎪ ⎩ ⎪⎪ ⎨ ⎧ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + ⋅ ⎥ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣ ⎡ ⋅ ⎟ ⎟ ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ ⋅ z B atn z B atn sin 2 2 180 180 2 2 1 π π π dove:
B = larghezza della fondazione
Z = profondità alla quale viene stimata la tensione indotta
Nel caso in questione, visto che i dati geotecnici a disposizione non permettono una suddivisione in più strati, lo strato compressibile H viene considerato unico. Corrisponde ai terreni limo-argillosi posti tra la base fondale (- 13,8 da pc romano) e il tetto delle argille del pliocene (-29,8 dal p.c romano) ed ha quindi uno spessore di 16 metri circa. Il cedimento viene di conseguenza calcolato a - 21,8 m da p.c romano.
Il coefficiente I alla profondità di 8 metri dal piano fondale (mezzeria dello strato), al centro della fondazione continua, assume un valore pari a circa 0,4. Questo significa che a tale profondità la tensione risulta pari a circa il 40% di quella indotta alla base fondale.
Il valore di Eed è stato scelto in base ai risultati delle prove edometriche effettuate attraverso la stima del carico geostatico efficace σvo' e della tensione indotta, relativi alla mezzeria dello strato considerato; in base a tali valori si individuano sulla curva e/logΔσ i valori di indice dei vuoti iniziale (e0), indice dei vuoti relativo a σvo' (e1) e l'indice dei vuoti al carico σvo'+Δσ (e2):
Eed e e e = ⋅ + − Δσ ( ) ( ) 1 0 2 1
La stima del carico geostatico efficace σvo' in epoca romana è riportata in forma grafica nella figura 4.79. Tale carico a metà dello strato H risulta pari a 292 kPa.
Fig. 4.79 – Valori ed andamento delle tensioni geostatiche prima della costruzione dell’edificio
I moduli Eed sono stati stimati in base alla curva edometrica del campione prelevato nel sondaggio n. 5 a - 21,3 m da p.c. attuale (vedi fig. 4.75), utilizzando il range fra il carico geostatico ante operam (292 kPa) ed i relativi incrementi di carico per ognuno dei tre settori dell’edificio.
Per la stima di tali moduli si sono assunti come esauriti i cedimenti indotti uniformemente dai terreni di riporto di epoca romana messi in posto prima della costruzione del Septizodium (cedimenti stimabili in circa 28 cm) e si sono considerati come trascurabili, vista la modesta differenza di densità tra materiali del blocco fondale e i terreni scavati, i cedimenti anch’essi uniformi provocati dal solo blocco fondale (circa 7 cm). Quindi per il calcolo di Eed i carichi indotti vengono considerati soltanto quelli imposti dai tre settori della struttura in elevazione (78,9 kPa, 155 kPa e 339 kPa) che, come visto in precedenza, risultano ridotti alla mezzeria dello strato compressibile a circa il 40%.
Nella figura 4.80 sulla curva edometrica del campione prelevato nel sondaggio S5 vengono mostrati i carichi ante operam e post operam.
0,4 0,42 0,44 0,46 0,48 0,5 0,52 0,54 0,56 0,58 0,6 0,62 0,64 0,66 0,68 0,7 0,72 0,74 0,76 0,78 0,8 0,82 0,84 0,86 0,88 1 10 100 1000 10000 Indi c e d e i vu ot i - e
Carico litostatico efficace (kPa)
S5 - valle (21,30 m)
Car.Litost. Ante Operam. 292 kPa e=0,685
Car.Litost. Post Operam -valle 323 kPa e = 0,665
Car. Litost. Post Operam - monte 427 kpa e = 0,645
Car.Litost. preromano 132 kPa e=0,775
Car. Litost. Post Operam - centro 354 kpa e = 0,66
Fig. 4.80 - Curva edometrica del campione prelevato nel sondaggio S5 con l’indicazione dei carichi ante operam e post
operam nei tre settori dell’edificio
Nella tabella 4.27 sono riportati i valori della tensione geostatica post operam e i corrispondenti valori del modulo edometrico.
Tab. 4.27 - Tensione geostatica post operam (kPa) e corrispondenti valori di Eed a metà dello strato H Settore Tensione geostatica post operam (kPa) Eed (kPa)
monte 135,60 5655 centrale 62,00 4161 valle 31,52 2643
In ragione delle approssimazioni citate all’inizio di questo paragrafo, legate in particolare al comportamento delle fondazioni e al trasferimento dei carichi nel sottosuolo, per semplificare il calcolo dei cedimenti sono state prese in considerazione due situazioni limite, entrambe non realistiche, che consentono però di stimare con sufficiente approssimazione in quale range si possono collocare i cedimenti differenziali:
• la prima ipotizza che non via sia nessuna influenza tra i 3 settori in cui è stato suddiviso l’edificio e che quindi il cedimento al di sotto di ognuno dei settori sia determinato solo dal carico imposto dal singolo settore. Con questa ipotesi i cedimenti differenziali sono quelli minimi possibili;
• la seconda ipotizza che l’influenza tra i 3 settori si manifesti rendendo massimo il cedimento nel settore verso il Palatino (quello con i carichi maggiori) e rendendolo minimo nel settore verso Via di San Gregorio (quello con i carichi maggiori). Con questa ipotesi i cedimenti differenziali sono quelli massimi possibili.
Nella prima ipotesi i cedimenti teorici massimi, separatamente per i 3 settori considerati come isolati e solo in funzione delle diverse tensioni indotte sono i seguenti:
- Settore Palatino (monte): 46,6 cm - Settore Intermedio: 32,2 cm
- Settore Via di San Gregorio (valle): 29,9 cm
Nel grafico di figura, che evidenzia i risultati del calcolo eseguito con il software, sono riportate anche le linee di correlazione lineare e logaritmica.
Fig. 4.81 - Cedimenti nei vari settori considerati come isolati uno dall’altro
Nel primo caso le pressioni indotte dall’edificio sarebbero state in grado di determinare un cedimento differenziale pari a 16,7 cm, corrispondente ad una inclinazione del parallelepipedo di fondazione dell’1,6 %.
Nel secondo caso, poiché in realtà i 3 settori non sono “isolati”, si considera un modello più realistico ma sempre estremizzato, con i cedimenti di ogni settore che si “aggiungono” a quelli dei settori adiacenti. Al fine di imporre le condizioni estreme, ovvero calcolare il cedimento differenziale più elevato possibile, si sono in pratica valutati i cedimenti come cumulati, partendo dal settore valle, meno tensionato, che è stato considerato tendenzialmente fisso.
I cedimenti teorici massimi, separatamente per i 3 settori considerati, sono i seguenti: - Settore Palatino (monte): 108,7 cm
- Settore Intermedio: 62,2 cm
- Settore Via di San Gregorio (valle): 29,9
Nel grafico di figura 4.82 sono riportati risultati del calcolo effettuato dal software per al seconda ipotesi.
Fig. 4.82 - Cedimenti cumulati nei vari settori
Nel secondo caso le pressioni indotte dall’edificio erano in grado di determinare un cedimento differenziale pari a 78,8 cm, corrispondente ad una inclinazione del parallelepipedo di fondazione del 7,7 %.
Occorre considerare che un comportamento completamente rigido del parallelepipedo è da escludere viste le caratteristiche del conglomerato cementizio che, come accennato in precedenza, si presenta a zone parzialmente decoeso e che risulta interessato da discontinuità.
Tali discontinuità sono con tutta probabilità da mettere in relazione alle sollecitazioni indotte sulle fondazioni dai carichi eccentrici e/o dai cedimenti differenziali.
I calcoli effettuati portano a stimare che i cedimenti teorici minimi e massimi ipotizzabili erano in grado di determinare cedimenti di tipo differenziale delle fondazioni determinando una inclinazione del parallepidepedo compresa tra l’1,6 % e il 7,7 % e quindi compatibile con quella del 5 % riscontrata per la faccia superiore del parallelepipedo negli scavi archeologici
Tenuto conto dei limiti dei dati a disposizione sull’inclinazione delle fondazioni e delle assunzioni fatte per il calcolo dei cedimenti i valori dei cedimenti ottenuti trovano una ottima corrispondenza con l’assetto geometrico rilevato per il parallelepipedo di fondazione e portano alla conclusione che l’inclinazione di quest’ultimo sia stata causata da cedimenti differenziali dovuti ai carichi eccentrici imposti dall’edificio sui terreni di fondazione. Tali terreni sono peraltro caratterizzati da livelli torbosi e quindi suscettibili a dare luogo, se sottoposti a carichi, a sensibili cedimenti per consolidazione.
Relativamente al settore di monte, maggiormente caricato, è stata sviluppata una stima dell’andamento dei cedimenti nel tempo. Tale stima è stata effettuata considerando un valore medio del Coefficiente di Consolidazione Cv = 5x10-4 cm2/sec (ricavato dalle prove edometriche).
Il percorso idraulico è impostato per l’intero spessore dei terreni compressibili, con drenaggio verso l’alto (riporti) essendo il letto dello strato costituito dalle argille plioceniche impermeabili.
Nella figura 4.83, con riferimento al cedimento cumulato nella zona a monte, viene mostrato l’andamento dei cedimenti con il tempo.
Fig. 4.83 - Andamento dei cedimenti (cm) con il tempo (anni).
L’esame della figura evidenzia come il 60% del cedimento (63,88 cm) si sia verificato entro 50 anni dalla costruzione e l’83 % (90 cm) entro 100 anni. Il fenomeno di cedimento, che si è sviluppato per vari secoli, ha avuto sostanzialmente termine dopo 400 anni dalla costruzione.
Nella figura 4.84 si mostra l’andamento dei cedimenti relazionandolo ai tempi reali, a partire dalla data di costruzione, ed alle segnalazioni storiche dei dissesti. d.C. La quasi totalità dei cedimenti sono avvenuti prima della caduta dell’impero romano di occidente (476 d.C).
Fig. 4.84 – Andamento dei cedimenti e dissesti storici dell’edificio
4.5.6.6 – Calcolo dei cedimenti agli elementi finiti
Per il calcolo agli elementi finiti dei cedimenti sono stati utilizzati i dati esposti in precedenza relativi alle tensioni indotte alla base delle fondazioni e al modello geologico e geotecnico del sottosuolo.
L’analisi dei cedimenti è stata svolta dal punto di vista numerico con l’ausilio del codice di calcolo agli elementi finiti PLAXIS v.8.2 in termini di tensioni efficaci. I risultati dell’analisi vengono di seguito descritti in forma sintetica.
Il problema è stato affrontato scegliendo quattro fasi principali, ognuna relativa alla realizzazione di altrettante fasi costruttive e riconducibili al completamento dei livelli più significativi del monumento.
In prima analisi è stato assunto un modello di comportamento per il terreno, molto diffuso e semplice, quale quello alla Mohr-Coulomb, elastico perfettamente-plastico, mentre per i paramentri geotecnici e la stratigrafia si è fatto riferimento alle prove ed indagini svolte nel sito del Septizodium. Questo approccio è subito stato abbandonato in quanto i risultati delle analisi numeriche non sono stati ritenuti soddisfacenti e confrontabili con le evidenze sperimentali.
Si è allora preso in considerazione un modello di comportamento più complesso per il terreno quale il modello iperbolico Hardening-Soil. Questo modello è un modello elastoplastico incrudente che riproduce un legame tensioni deformazioni di tipo iperbolico. L’incrudimento è funzione sia delle deformazioni distorsionali plastiche sia delle deformazioni volumetriche plastiche (fig. 4.85).
Fig. 4.85 - Curva sforzi deformazioni di tipo iperbolica del modell Hardening soil.
La caratteristica principale, che differenzia questo modello da quello Mohr-Coulomb, risiede nel fatto di utilizzare una rigidezza del terreno dipendente dal percorso di sollecitazione seguito, fase di scarico o fase di carico, e quindi anche dai diversi stati tensionali a cui è sottoposto il terreno. I valori del modulo di Young (E) risultano quindi coerenti con i livelli tensionali e con il percorso di sollecitazione del terreno; infatti il modulo di Young non rappresenta una caratteristica del terreno, ma un parametro meccanico che ne descrive il comportamento entro ben determinati limiti sia di deformazione che di tensione. Il modello, in definitiva, è più rappresentativo e tiene in conto la storia geologica del sito.
I risultati in tutte le fasi di simulazione dei carichi sono apparsi soddisfacenti nel confronto con i dati dei cedimenti riscontrati nel sito.
La difficoltà maggiore incontrata in questa analisi riguarda l’accuratezza nella scelta dei tempi di applicazione dei carichi, che ovviamente non conosciamo.
La valutazione dei cedimenti è stata condotta sulla base dei valori stimati per i carichi agenti nelle diverse fasi di costruzione del Septizodium distinti per i tre settori (monte, centrale e valle) in cui l’edificio è stato suddiviso ai fini delle analisi. In ragione del fatto che il peso delle fondazioni, essendo uniformemente distribuito, non può determinare cedimenti differenziali si è deciso di eseguire il calcolo dei cedimenti e deformazioni plastiche del terreno di fondazione solo per ognuna delle quattro fasi costruttive dell’elevato dell’edificio (podio, 1° , 2° e 3° ordine).
Nella figura 4.86 vengono rappresentati i nodi geometrici implementati nel modello e i vettori dei carichi agenti nei tre settori.
Fig. 4.86 - Schematizzazione dei nodi implementati nel modello
I valori dei principali parametri geotecnici di rigidezza dei terreni utilizzati nei calcoli FEM sono riassunti nella tabella 4.28.
Tab. 4.28 – Valori dei parametri geotecnici implementati nel modello Parametro Unità di misura Argille pliocene Alluvioni Alluvioni storiche
E50ref kN/m2 6,722E+04 2,744E+04 3,659E+04
Eedoref kN/m2 6,096E+00 2,195E+04 2,927E+04
Eurref kN/m2 3,00E+05 9,700E+04 9,700E+04
L’analisi dei cedimenti è stata condotta attivando e disattivando per la varie fasi di esecuzione dei lavori i carichi agenti. La fase di consolidazione ultima (ad consolidazione terminata) è stata valutata con la procedura “Minimum pore pressure” impostata al valore finale di 1 kN/m2.
La tabella 4.29 riassume i cedimenti calcolati al termine delle quattro fasi analizzate in rapporto all’altezza costruita e al settore. Il calcolo è stato eseguito nel punto di minimo e di massimo cedimento che corrispondono rispettivamente all’estremità lato valle e all’estremità lato monte del Septizodium, rispettivamente punto 6 e punto 7 nella figura 4.86.
Tab. 4.29 - Quadro riassuntivo dei cedimenti massimi raggiunti per ogni fase di calcolo
Fase Altezza raggiunta (m) Cedimento massimo (cm) Settore monte – punto 7 Cedimento massimo (cm) Settore valle – punto 6
Podio 5,7 11,8 7,9
1 ° ordine 14,7 34,6 14,2
2 ° ordine 23,4 62,2 21,3
3 ° ordine 30,0 94,0 30,0
Nella figura 4.87 sono rappresentate le deformazioni simulate dal modello nel momento in cui l’edificio è stato realizzato completamente. Tali deformazioni interessano sia il sottosuolo che le fondazioni.
Fig. 4.87 - Cedimenti totali simulati dal codice PLAXIS v.8.2. Il valore del cedimento nella scala verticale è esagerato di 50 volte.
L’entità dei cedimenti ottenuti, sia totali che differenziali, ci segnala che la resistenza meccanica dei terreni di fondazione sia stata totalmente mobilizzata.
Il grafico di figura 4.88 evidenzia i cedimenti verticali (non quelli totali che risultano di poco maggiori), rispettivamente del lato monte e lato valle del Septizodium, mettendo in risalto i cedimenti differenziali che raggiungono un valore massimo di circa 65 cm.
Fig. 4.88 - Cedimenti verticali massimi nei punti 6 e 7 (per l’ubicazione dei punti vedi fig. 4.86)
Tali cedimenti sarebbero stati in grado di causare una inclinazione delle fondazioni pari al 4,2 %, molto vicina a quella (5%) riscontrata negli scavi archeologici.
4.5.7 – Conclusioni
Il Septizodium ha le sue fondazioni interamente intestate nei depositi alluvionali del Fosso Labicano, caratterizzati da terreni limoso-argillosi organici nei quali si riscontrano numerosi livelli torbosi che ne fanno notevolmente aumentare i caratteri di deformabilità.
La presenza di sostanza organica e di livelli torbosi sono compatibili con un ambiente fluvio- palustre a bassa energia quale quello ipotizzabile per la zona di studio vista la sua posizione vicina allo stagno del Velabrum Maius e visto il costante apporto di acqua assicurata dalle emergenze sorgentizie.
Attualmente, considerati i carichi a cui sono stati sottoposti e la durata di imposizione di tali carichi, i terreni risultano poco suscettibili a cedimenti. Diversa era però la situazione al momento della costruzione dell’edificio quando le condizioni di suscettibilità al cedimento dei terreni alluvionali erano maggiori e presumibilmente analoghe a quelle che CAMPOLUNGHI et alii (2008) riscontrano
attualmente nelle parti terminali degli affluenti in riva sinistra del Tevere che sono state urbanizzate negli ultimi 60 anni.
Le indagini condotte dalla Soprintendenza Archeologica di Roma hanno individuato le fondazioni dell’edificio, costituite da un imponente parallelepipedo realizzato in conglomerato cementizio (Opus caementicium), rilevando che la faccia superiore di tale parallelepipedo risultava uniformemente inclinata verso il Colle Palatino.
La raccolta, analisi ed elaborazione dei dati bibliografici di natura archeologica e di quelli geologico-tecnici messi a disposizione dalla Soprintendenza Archeologica di Roma hanno permesso di comprendere che l’inclinazione delle fondazioni coinvolge l’intero parallelepipedo di fondazione e che essa è effettivamente dovuta ai cedimenti differenziali causati dai carichi eccentrici indotti dall’edificio sulle fondazioni.
Una situazione del genere non trova paragoni, almeno per le ricerche effettuate, in nessun altro monumento di epoca romana.
Il calcolo dettagliato dei pesi scaricati dall’edificio sul terreno, effettuato suddividendo in 3 parti uguali l’edificio, ha evidenziato come la pressione sulla porzione di fondazioni posta dal lato del Palatino (esattamente 1/3 di quella totale) fosse quasi il doppio di quella che insisteva sull’analoga porzione posta sul lato di via di San Gregorio
E’ stato inoltre effettuato, in base alla geometria delle fondazioni, alle caratteristiche geotecniche dei terreni e alle pressioni indotte, il calcolo dei cedimenti sotto le diverse porzioni del Septizodium. Tale stima, condotta sia usando metodi convenzionali che con modelli agli elementi finiti, ha portato a valori di cedimenti differenziali che sono compatibili con l’inclinazione che si riscontra realmente nelle fondazioni.