CON-SPR-PK-PD-B2.2-rev.A-geologica (5342 KB)

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REGIONE DEL VENETO Provincia di Treviso

COMUNE DI SPRESIANO

PIANO ADEGUAMENTO AL PIANO DI TUTELA DELLE ACQUE ART.39 PUNTO D

RELAZIONE GEOLOGICA CON ELEMENTI GEOTECNICI

(D.M. 14-01-2008 )

Geol. Simone Barbieri

Committente:

Data: 27 giugno 2013

La legge sui diritti d’autore (22/04/41 n° 633) e quella istitutiva dell’Ordine Professionale dei Geologi (03/02/63 n° 112) vietano la riproduzione ed utilizzazione anche parziale di questo documento, senza la preventiva autorizzazione degli autori.

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1. PREMESSE

Su incarico dell’Ing. Alberto Scaunich e per conto di Contarina spa è stata redatta la seguente relazione geologica-geotecnica a supporto del progetto di adeguamento del sistema di smaltimento delle acque meteoriche ai sensi dell’art.39 del PTA relativamente all’impianto di trattamento rifiuti situato in Via Vittorio Veneto nel Comune di Spresiano (Fig.1: Corografia alla scala 1:25.000 estratto da IGM Foglio n°38Sezione II -NO “Spresiano””).

Verificare la situazione geologica, geomorfologica e idrogeologica generale dell’area;

Analizzare le problematiche geologico-tecniche del sito in esame;

Determinare le caratteristiche meccaniche del terreno di fondazione;

Fornire al Progettista i parametri tecnici indicativi per la corretta scelta e dimensionamento delle strutture fondazionali

Fig.1

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Le indagini in sito e le valutazioni sono state effettuate in ottemperanza a quanto disposto dal D.M.

14/01/2008, recante le “Norme tecniche per le costruzioni” e della successiva Circ. Min. LL.PP.

02/02/2009 n. 617 contenente le relative istruzioni per l’applicazione.

Lo studio si è articolato nei seguenti punti:

• Analisi degli elaborati progettuali preliminari;

• Acquisizione ed esame critico della bibliografia esistente;

• Indagine geognostica in sito;

• Elaborazione e interpretazione dei dati;

• Valutazione di compatibilità geologica e geotecnica dell’intervento;

• Sintesi e prescrizioni per le opere

Per la stesura della presente relazione tecnica, oltre a riferimenti di archivio e bibliografici, sono stati utilizzati i dati sperimentali e le osservazioni derivanti dai rilevamenti e dalle prove in sito effettuati il giorno 13 giugno 2013

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2. INQUADRAMENTO GENERALE DELL’AREA 2.1- Ubicazione e caratteri geomorfologici principali

La zona in esame è situata nella porzione sud-occidentale del territorio comunale di Spresiano in località Lovadina (Fig.3:Corografia alla scala 1:10.000, estratto da CTR Elemento 105040 “Spresiano" Fig 3: Estratto da Ortofoto a colori)

Dal punto di vista morfologico, il territorio si inserisce in una zona pianeggiante con sensibile pendenza verso S, valutabile intorno al 1.5 %., ad una quota di circa 42 m.s.l.m. Localmente l’inclinazione della superficie topografica naturale è stata alterata da riporti o sterri eseguiti anche in epoca storica.

L’idrografia non è molto sviluppata a causa della natura essenzialmente permeabile del sottosuolo, inoltre la circolazione idrica superficiale, qualora presente, risulta regimata e canalizzata a scopo agricolo o industriale

Fig. 2

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L’elemento di maggior rilievo è costituito dal Canale Lancenigo che scorre con direzione N-S a circa ad Ovest dell’area investigata.

2.3- Inquadramento geologico ed idrogeologico

Dal punto di vista geologico, l’area in esame è caratterizzata dalla presenza di terreni alluvionali tipici dell’alta-media pianura trevigiana

Per l’inquadramento geologico si riporta un estratto della Carta geologica del Veneto alla scala 1:250.000 del 1990 (Fig.4). Secondo la legenda della carta, l’area in esame appare caratterizzata da 4b: “Alternanze di ghiaia e sabbia con limi ed argille”

L’assetto geologico si riflette anche nella struttura idrogeologica dell’area (vedi fig. 5), caratterizzata da un acquifero freatico molto produttivo situato nelle ghiaie della parte alta della pianura che rappresenta l’area di ricarica dell’intero “sistema multifalde” poste più a valle.

La zona di passaggio dal “sistema freatico indifferenziato” a quello multifalde è rappresentato da una porzione di territorio denominata “fascia delle risorgive”, in cui la falda si avvicina gradualmente alla superficie fino ad emergere, formando le tipiche sorgenti di pianura dette risorgive (o fontanili).

L’esame della cartografia e dei dati freatimetrici, contenuti nella pubblicazione “Carta idrogeologica dell’Alta Pianura Veneta, Dal Prà, 1983 (Fig.6) consente di stabilire che la falda freatica della zona è localizzata ad una quota di circa 28 m.s.l.m.

Fig. 3

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Fig. 5 Fig. 4

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2.3- Pericolosità idraulica

Per una visione più completa delle condizioni idrauliche e geologiche del territorio in esame per quanto riguarda la “Pericolosità idraulica” si è tenuto conto degli elaborati grafici e della relazione esplicativa della Carta Fragilità del PTCP della Provincia di Treviso (Fig.7)

Fig. 6

Fig. 7

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Dall’analisi critica degli elaborati si evince che l’area non ricade in aree a pericolosità idraulica ne caratterizzata da dissesti idrogeologici.

3. PROVE IN SITO 3.1- Premesse

Al fine di ottenere la caratterizzazione del sottosuolo interessato dalle future opere in progetto sono state eseguite alcune indagini geognostiche in sito. Più precisamente presso il sito in studio sono state effettuate :

• n°8 Prove Penetrometriche Dinamiche Superpesanti (DPSH), spinte fino alla profondità massima di 2,00 m dal piano di campagna locale al raggiungimento del rifiuto strumentale ;

n°1 Prospezioni sismiche mediante tecnica dei rapporti spettrali (HVSR) (Horizontal to Vertical Spectral Ratio) per la verifica del modello geologico, per il calcolo della frequenza di risonanza caratteristica del sito.

Le prove di campagna sono state effettuate lungo il sedime interessato dall’opera in progetto, tenendo in considerazione le condizioni logistiche e di accessibilità del sito (Fig.8 – Ubicazione delle prove in sito alla scala 1:2500)

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3.2- Descrizione della strumentazione utilizzata 3.2.1- Prova penetrometrica dinamica superpesante DPSH

Il test penetrometrico dinamico consiste nell’infiggere verticalmente nel terreno una punta conica metallica, tramite la battitura da altezza prefissata di un maglio di peso standard; durante la percussione vengono misurati i colpi necessari alla penetrazione della punta per una lunghezza prefissata. Per quanto riguarda le prove penetrometriche dinamiche è stato usato un tipo di sonda del tipo “Penetrometro Superpesante” (DPSH), che ha il maglio di massa 63.5 kg e viene misurato il numero di colpi necessario all’infissione ogni 20 cm. La strumentazione utilizzata è ampiamente standardizzata ed i risultati sono facilmente correlabili alla prova SPT (Standard Penetration Test), eseguita in foro di sondaggio e similare per modalità, da cui è possibile ricavare i parametri geotecnici necessari a caratterizzare i terreni di natura prevalentemente granulare e subordinatamente coesivi. Anche in questo caso, come per tutta l'attrezzatura geognostica utilizzata dagli scriventi, le specifiche tecniche delle

Fig.8

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strumentazioni e le modalità esecutive sono codificate da precise norme internazionali, unitamente alle modalità di interpretazione dei dati quantitativi (rif: Raccomandazioni sulla programmazione ed esecuzione delle indagini geotecniche - AGI 1977).

3.2.2- Acquisizione sismica mediante tecnica HVSR

In questo lavoro viene proposto l’impiego di una tecnica sismica passiva (tecnica dei rapporti spettrali o HVSR, Horizontal to Vertical Spectral Ratio) ai fini dell’indagine stratigrafica del sottosuolo, abbinata ad una nuova classe di strumenti portatili resi disponibili di recentemente. La tecnica è totalmente non invasiva, molto rapida, si può applicare ovunque e non necessita di nessun tipo di perforazione, né di stendimenti di cavi, né di energizzazione esterne diverse dal rumore ambientale che in natura esiste ovunque. I risultati che si possono ottenere da una registrazione di questo tipo sono:

• la frequenza caratteristica di risonanza del sito che rappresenta un parametro fondamentale per il corretto dimensionamento degli edifici in termini di risposta sismica locale in quanto si dovranno adottare adeguate precauzioni nell’edificare edifici aventi la stessa frequenza di vibrazione del terreno per evitare l’effetto di “doppia risonanza” estremamente pericolosi per la stabilità degli stessi;

• la frequenza fondamentale di risonanza di un edificio, qualora la misura venga effettuata all’interno dello stesso. In seguito sarà possibile confrontarla con quella caratteristica del sito e capire se in caso di sisma la struttura potrà essere o meno a rischio;

• la velocità media delle onde di taglio Vs tramite un apposito codice di calcolo. È necessario, per l’affidabilità del risultato, conoscere la profondità di un riflettore noto dalla stratigrafia (prova penetrometrica, sondaggio, ecc.) e riconoscibile nella curva H/V. Sarà quindi possibile calcolare la Vs30 e la relativa categoria del suolo di fondazione come esplicitamente richiesto dalle Norme Tecniche per le Costruzioni del 14 settembre 2005.

• la stratigrafia del sottosuolo con un range di indagine compreso tra 0.5 e 700 m di profondità anche se il dettaglio maggiore si ha nei primi 100 metri. Il principio su cui si basa la presente tecnica, in termini di stratigrafia del sottosuolo, è rappresentato dalla definizione di strato inteso come unità distinta da quelle sopra e sottostanti per un contrasto d’impedenza, ossia per il rapporto tra i prodotti di velocità delle onde sismiche nel mezzo e densità del mezzo stesso;

Le basi teoriche della tecnica HVSR si rifanno in parte alla sismica tradizionale (riflessione, rifrazione, diffrazione) e in parte alla teoria dei microtremori. La forma di un’onda registrata in un sito x da uno strumento dipende:

1. dalla forma dell’onda prodotta dalla sorgente s,

2. dal percorso dell’onda dalla sorgente s al sito x (attenuazioni, riflessioni, rifrazioni, incanalamenti per guide d’onda),

3. dalla risposta dello strumento.

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Possiamo scrivere questo come:

segnale registrazione al sito x =

sorgente * effetti di percorso * funzione trasferimento strumento

Il rumore sismico ambientale, presente ovunque sulla superficie terrestre, è generato dai fenomeni atmosferici (onde oceaniche, vento) e dall’attività antropica oltre che, ovviamente, dall’attività dinamica terrestre. Si chiama anche microtremore in quanto riguarda oscillazioni molto piccole, molto più piccole di quelle indotte dai terremoti. I metodi che si basano sulla sua acquisizione si dicono passivi in quanto il rumore non è generato ad hoc, come ad esempio le esplosioni della sismica passiva.

Nel tragitto dalla sorgente s al sito x le onde elastiche (sia di terremoto che microtremore) subiscono riflessioni, rifrazioni, intrappolamenti per fenomeni di guida d’onda, attenuazioni che dipendono dalla natura del sottosuolo attraversato. Questo significa che se da un lato l’informazione relativa alla sorgente viene persa e non sono più applicabili le tecniche della sismica classica, è presente comunque una parte debolmente correlata nel segnale che può essere estratta e che contiene le informazioni relative al percorso del segnale ed in particolare relative alla struttura locale vicino al sensore. Dunque, anche il debole rumore sismico, che tradizionalmente costituisce la parte di segnale scartate dalla sismologia classica, contiene informazioni. Questa informazione è però

“sepolta” all’interno del rumore casuale e può essere estratta attraverso tecniche opportune. Una di queste tecniche è la teoria dei rapporti spettrali o, semplicemente, HVSR che è in grado di fornire stime affidabili delle frequenze principali dei sottosuoli;

informazione di notevole importanza nell’ingegneria sismica.

Per l’acquisizione dei dati è stato utilizzato un tromometro digitale della ditta Micromed S.r.L modello “Tromino” che rappresenta la nuova generazione di strumenti ultra-leggeri e ultra-compatti in altra risoluzione adatti a tali misurazioni. Lo strumento racchiude al

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suo interno tre velocimetri elettrodinamici ortogonali tra loro ad alta definizione con intervallo di frequenza compreso tra 0.1 e 256 Hz. Nella figura seguente si riporta la curva di rumore di “Tromino” a confronto con i modelli standard di rumore sismico massimo (in verde) e minimo (in blu) per la Terra.

Gli spettri di potenza sono espressi in termini di accelerazione e sono relativi alla componente verticale del moto.

Per la determinazione delle velocità delle onde di taglio si utilizza un codice di calcolo appositamente creato per interpretare i rapporti spettrali (HVSR) basati sulla simulazione del campo d’onde di superficie (Rayleigh e Love) in sistemi multistrato a strati piani e paralleli secondo la teoria descritta in AKI (1964) e Ben-Menahem e Singh (1981). Operativamente si costruisce un modello teorico HVSR avente tante discontinuità sismiche quante sono le discontinuità evidenziate dalla registrazione eseguita.

Successivamente, tramite uno specifico algoritmo, si cercherà di adattare la curva teorica a quella sperimentale; in questo modo si otterranno gli spessori dei sismostrati con la relativa velocità delle onde Vs.

4. MODELLO GEOLOGICO

L'assetto stratigrafico del sottosuolo del sito di indagine è stato desunto dai risultati delle Prove Penetrometriche Dinamiche Superpesanti e dall’indagine sismica confrontate con le indicazioni ottenute dall'analisi delle fonti bibliografiche.

Dall’analisi dei diagrammi penetrometrici è possibile constatare che la zona oggetto di studio presenta una situazione nel complesso omogenea per quanto riguarda l’assetto stratigrafico.

Dalle prove effettuate si è riscontata la presenza al di sotto del terreno vegetale di ghiaia poco addensata (ghiaia in matrice limosa) ed a profondità variabili tra 0,80 (DPSH 1) e 1,40 (DPSH 5) di ghiaia addensata tale da impedire l’avanzamento della prova (ghiaia e ciottoli sabbiosa)

La prova n°6 è stata svolta su terreni rimaneggiati per la costruzione del parcheggio e la quota di rinvenimento della ghiaia “pulita” è situata ad una quota di 1,60 metri dal piano campagna locale

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La ricostruzione sismo - stratigrafica di sito ha evidenziato la presenza di un materiale poco addensato fino a circa 0,9 m dal p.c. locale caratterizzato da una Vs ≈ 120 m/s mentre per valori di profondità maggiori il grado di rigidità si stabilizza a circa 270 m/s.

Si osserva un deciso incremento della velocità di propagazione delle onde S a circa 5,4 m dal p.c. locale (Vs ≈ 450 m/s) e a circa 45 m dal p.c. locale (Vs ≈ 730 m/s).

Nello specifico, ai fini della presente relazione è stato considerato il modello geologico:

Orizzonte Profondità (m) Litologia correlata Nspt

A 0,00 – 0,40 Terreno vegetale 3

B 0,40 – 0,80-1,40 Ghiaia limosa 18

C 0,80-1,40 - … Ghiaia e ciottoli sabbiosa 35

5. MODELLO GEOTECNICO

Per la caratterizzazione geotecnica dei terreni di fondazione sono stati utilizzati i risultati delle Prove Penetrometriche Dinamiche, correlate alla Standard Penetration Test (SPT), eseguite in corrispondenza delle future opere di fondazione, secondo le modalità prima esposte. Nel caso specifico, per la determinazione delle caratteristiche meccaniche, è stata utilizzata la correlazione tra N10 del Penetrometro Dinamico Superpesante (DPSH) ed il numero di colpi equivalente dello Standard Penetration Test (Nspt), per la quale N20/Nspt vale 1,46

Relativamente ai terreni caratterizzati da natura prevalentemente granulare, per la determinazione dell'angolo di attrito φ è stato utilizzato il metodo proposto dalla JAPANESE NATIONALE RAILWAY Shioi-Fukuni 1982:

φ’= 0.3*NSPT.+ 27

Il modulo elastico (E) è stato calcolato con il metodo di Schmertmann, 1978 Il peso di volume è stato calcolato attraverso la relazione di Meyerhof

A seguire vengono riportati i parametri geotecnici dei materiali riscontrati durante l’indagine per la caratterizzazione geotecnica dell’area.

Orizzonte Litologia ΦΦ' kΦΦ (°)

E (kN/m²)

γγγγNAT k (kN/m³) A Terreni rimaneggiati – argilla? 28 10.000 18,0

B Ghiaia argillosa 32 30.000 20,0

C Ghiaia 35 50.000 21,0

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6. PROBLEMATICHE ANTISISMICHE

La frequenza di risonanza, caratterizzata da un rapporto H/V di circa 3 è risultata di ≈ 1,3 Hz per il sito indagato. La velocità delle onde S stimata risulta dell’ordine dei 380-427 m/s (cfr. relazione sismica allegata) Dalla ricostruzione del quadro geofisico emerso dal presente studio e dalle indicazioni normative si prevedere l’inserimento del sito d’indagine nella Categoria B (Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fine molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT,30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu,30 >250 kPa nei terreni a grana fina)

Dal punto topografico il sito è inquadrabile nella categoria topografica T1.

Di seguito si riportano gli spettri elastici ipotizzabili per il tipo di struttura in progetto (classe II) Sito in esame.

latitudine: 45,755038 longitudine: 12,276455 Classe: 2

Vita nominale: 50

Siti di riferimento

Sito 1 ID: 11194 Lat: 45,7788Lon: 12,2731 Distanza: 2651,985 Sito 2 ID: 11195 Lat: 45,7795Lon: 12,3446 Distanza: 5940,819 Sito 3 ID: 11417 Lat: 45,7295Lon: 12,3455 Distanza: 6064,513 Sito 4 ID: 11416 Lat: 45,7288Lon: 12,2741 Distanza: 2925,666

Parametri sismici

Categoria sottosuolo: B Categoria topografica: T1 Periodo di riferimento: 50anni Coefficiente cu: 1

Operatività (SLO):

Probabilità di superamento: 81 %

Tr: 30 [anni]

ag: 0,046 g

Fo: 2,470

Tc*: 0,236 [s]

Danno (SLD):

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Tr: 50 [anni]

ag: 0,060 g

Fo: 2,465

Tc*: 0,259 [s]

Salvaguardia della vita (SLV):

Tr: 475 [anni]

ag: 0,171 g

Fo: 2,453

Tc*: 0,329 [s]

Prevenzione dal collasso (SLC):

Tr: 975 [anni]

ag: 0,228 g

Fo: 2,496

Tc*: 0,344 [s]

Coefficienti Sismici SLO:

Ss: 1,200 Cc: 1,470 St: 1,000 Kh: 0,011 Kv: 0,006 Amax: 0,545 Beta: 0,200 SLD:

Ss: 1,200 Cc: 1,440 St: 1,000 Kh: 0,015 Kv: 0,007 Amax: 0,711

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Beta: 0,200 SLV:

Ss: 1,200 Cc: 1,370 St: 1,000 Kh: 0,049 Kv: 0,025 Amax: 2,016 Beta: 0,240 SLC:

Ss: 1,170 Cc: 1,360 St: 1,000 Kh: 0,075 Kv: 0,037 Amax: 2,618 Beta: 0,280

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7. STRUTTURE DI FONDAZIONE 7.1- Premesse

Le verifiche delle fondazioni in progetto sono state eseguite con i seguenti dati di input:

1) Impianto di depurazione

• Tipo di fondazione: Platea

• Profondità del piano di posa delle fondazioni: circa 4,5 metri da p.c.

• Incastro=0,00 m

• Lunghezza porzioni rigide = circa 23,8 metri

• Larghezza porzione rigida = 2,50 metri

• Caratteristiche del terreno interessato dalla fondazione: φk= 35°, γk=22 kN/m²

2) Vasca volano 4

• Incastro=0,00 m

3) Impianto di lavaggio

• Tipo di fondazione: Plinto

• Profondità del piano di posa delle fondazioni: circa 1 metri da p.c.

• Incastro=0,50 m

• Dimensioni plinto = 2,50 × 2,50 metri

4) Nuova palazzina

• Tipo di fondazione: Trave rovescia

• Profondità del piano di posa delle fondazioni: circa 3 metri da p.c.

• Incastro=0,40 m

• Lunghezza = circa 20 metri

• Larghezza = 0,80 metri

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5) Sollevamenti Nord-Ovest

• Incastro=0,00 m

Si ricorda che le presenti verifiche dovranno essere integrate dal progettista una volta note le azioni di progetto

7.2- Capacità Portante statica (SLU)

Per determinare la capacità portante di ogni singola fondazione è stata scelta, tra le diverse disponibili in letteratura, la formula di Brich & Hansen (1970) che può essere utilizzata per qualunque tipo di terreno.

Per determinare la capacità portante di ogni singola fondazione è stata scelta, tra le diverse disponibili in letteratura, la formula di Brich & Hansen (1970) che può essere utilizzata per qualunque tipo di terreno. Per φ>0

qlim=cNcscδcicgcβc+sq γ1DNqδqiqgqβq+0,5 γ2BNγsγδγiγβγgγ

dove:

qlim = capacità portante del terreno

c = coesione del terreno su cui poggia la fondazione γ1 = peso di volume del terreno posto sopra il piano di posa γ 2 = peso di volume del terreno posto sotto il piano di posa D = profondità di incastro

B = larghezza della fondazione

NC, NQ, NY sono fattori dimensionali di portanza e sono dati dalle seguenti espressioni:

NQ=e^(̟tgφ)tg²(45+φ/2) NC= (NQ-1) cotgφ NY=1,5 (NQ-1)tgφ sc, sq, sy sono dei fattori di forma e sono dati da:

sc= 1+(Nq B)/(Nc L) sq=1+(B/L)tgφ sy=1-0,4B/L δc, δq δy, sono fattori correttivi per tener conto della profondità del piano di posa:

δc=1+0,4k δq=1+2tgφ(1-sinφ)²k δy=1 con k=D/B se D/B≤1 e k=actgφ se D/B>1

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I fattori gc, gq, gy sono fattori correttivi per tener conto dell’inclinazione del pendio, ic, iq,iy considerano un eventuale inclinazione dei carichi, infine i coefficienti bc, bq, by servono per tenere conto dell’inclinazione della base della fondazione.

Nel caso di fondazione orizzontale, carico verticale e piano di campagna orizzontale, questi termini sono pari all’unità.

Non conoscendo l’approccio di calcolo, di cui al Paragrafo 6.4.2.1 scelto dal Progettista, sono state eseguite le verifiche delle Capacità Portante q (da cui è possibile poi derivare la R in termini di kN) , secondo:

approccio n°1 combinazione 2 = q2 approccio n°2 = q3

Approccio 1 combinazione 2 Approccio 2

q2= M2/R2 q3= M1/R3

(kN/m²) (kN/m²)

187 371

2) Vasca volano 4

q2= M2/R2 q3= M1/R3

(kN/m²) (kN/m²)

186 370

q2= M2/R2 q3= M1/R3

(kN/m²) (kN/m²)

272 490

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4) Nuova palazzina

q2= M2/R2 q3= M1/R3

(kN/m²) (kN/m²)

173 289

q2= M2/R2 q3= M1/R3

(kN/m²) (kN/m²)

144 285

Si consiglia, di provvedere, al fine di limitare eventuali assestamenti immediati, a preparare il piano di posa delle fondazioni che dovrà essere preventivamente costipato e non rimaneggiato e su cui verrà steso del calcestruzzo magro (magrone) con spessore minimo di 100 mm.

Si prescrive che il piano di posa sia realizzato in concomitanza dell’orizzonte C dotato di buone caratteristiche geotecniche e non rimaneggiato

7.3- Valutazione dei cedimenti (SLE)

Il cedimento del terreno di fondazione per il carico trasmesso dal sistema fondazione-edifcio è legato innanzitutto alla tipologia del terreno stesso; bisogna quindi considerare che nel nostro caso esisterà un cedimento di natura elastica immediato legato alla presenza di terreni poco compressibili quali ghiaie e sabbie.

Un metodo per il calcolo dei cedimenti è quello proposto da Schmertmann (1970) il quale ha correlato la variazione del bulbo delle tensioni alla deformazione. Schmertmann ha quindi proposto di considerare un diagramma delle deformazioni di forma triangolare in cui la profondità alla quale si hanno deformazioni significative è assunta pari a 4B, nel caso di fondazioni nastriformi, e pari a 2B per fondazioni quadrate o circolari.

Secondo tale approccio il cedimento si esprime attraverso la seguente espressione:

∑ ⋅∆

⋅

∆

⋅

= E

z z q I C C

w 1 2

nella quale:

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∆q rappresenta il carico netto applicato alla fondazione;

Iz è un fattore di deformazione il cui valore è nullo a profondità di 2B, per fondazione circolare o quadrata, e a profondità 4B, per fondazione nastriforme.

Il valore massimo di Iz si verifica a una profondità rispettivamente pari a:

B/2 per fondazione circolare o quadrata B per fondazioni nastriformi

e vale

5 . 0 1 '

. 0 5 .

max 0 











 ∆

⋅ +

=

vi q Iz

σ Dove:

• σ’vi rappresenta la tensione verticale efficace a profondità B/2 per fondazioni quadrate o circolari, e a profondità B per fondazioni nastriformi.

• Ei rappresenta il modulo di deformabilità del terreno in corrispondenza dello strato i-esimo considerato nel calcolo;

• σ zi rappresenta lo spessore dello strato i-esimo;

• C1 e C2 sono due coefficienti correttivi.

Il modulo E viene assunto pari a 2.5 qc per fondazioni circolari o quadrate e a 3.5 qc per fondazioni nastriformi. Nei casi intermedi, si interpola in funzione del valore di L/B.

Il termine qc che interviene nella determinazione di E rappresenta la resistenza alla punta fornita dalla prova CPT.

Le espressioni dei due coefficienti C1 e C2 sono:

5 . q 0 'v0 5 . 0 1 1

C >

∆

⋅σ

−

=

che tiene conto della profondità del piano di posa.

1 . log0 2 . 0 2 1

C = + ⋅ t

che tiene conto delle deformazioni differite nel tempo per effetto secondario.

Nell'espressione t rappresenta il tempo, espresso in anni dopo il termine della costruzione, in corrispondenza del quale si calcola il cedimento.

Per quanto riguarda l’entità dei carichi di esercizio della struttura, non essendo state fornite indicazioni precise in merito da parte della Committenza, è stato assunto un valore pari al carico di sicurezza per ogni ipotesi fondazionale calcolato nel paragrafo precedente, uniformemente distribuito sul piano fondazionale. Di seguito si indicano i cedimenti previsti assumendo i carichi SLU

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∆s (cm) ∆s (cm)

0,3 1,8

2) Vasca volano 4

∆s (cm) ∆s (cm)

0,2 1,3

∆s (cm) ∆s (cm)

<0,1 0,1

4) Nuova palazzina

∆s (cm) ∆s (cm)

0,1 0,5

∆s (cm) ∆s (cm)

0,1 0,9

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8. STABILITA’ DEI FRONTI DI SCAVO

Per la realizzazione degli interrati previsti nel progetto d’intervento sarà necessaria l’esecuzione di scavi di sbancamento fino ad una profondità massima di circa 5,70 metri dal piano campagna locale.

Si è provveduto quindi a verificare la stabilità dei fronti di scavo, indicando l’inclinazione limite in grado di garantire un sufficiente grado di sicurezza anche in condizioni sismiche

Nella verifica di stabilità per fronti di scavo in terreni prevalentemente ghiaiosi, che rimangono aperti per tempi di solito limitati è utile tenere in considerazione la presenza di una “coesione apparente”, tipica di depositi alluvionali di natura calcarea, dovuta a fenomeni di lisciviazione e successiva deposizione di carbonati cementanti i clasti.

Una valutazione dell’entità della coesione apparente è stata fatta mediante procedura di “back analysis”

partendo dall’osservazione di molte cave e scavi aperte in terreni ghiaiosi dove le pareti risultano stabili nel tempo anche con pendenze di 65-85°.

Mediante tale procedura, Previatello P., Simonini P. (Congresso internazionale di geoigegneria - Torino 1989) hanno proposta quindi la seguente formula, funzione logaritmica del decadimento nel tempo della cementazione.

c(KN/m²)= 16.0-2,8 ln t t in mesi

Per l’intervento in progetto, considerando cautelativamente, una durata dei lavori a scavi aperti di 2 anni, la “coesione apparente” può essere considerata, c=7 KN/m².

Di seguito si elencano, per diverse altezze di scavo l’inclinazione che garantisce l’equilibrio:

• Altezza scavo= 3 metri ; pendenza di sicurezza = 56° (2/3)

• Altezza scavo = 3,8 metri ; pendenza di sicurezza = 50° (2,5/3)

• Altezza scavo = 4,50 metri ; pendenza di sicurezza = 45° (3/3)

• Altezza scavo = 5,70 metri ; pendenza di sicurezza = 41° (3,5/3)

Qualora non sia possibile per motivi logistici realizzare le pendenze indicate si prescrive di utilizzare opere si sostegno provvisionali e/o definitive.

Si prescrive, che gli scavi di fondazione, rimangano aperti il tempo strettamente necessario per la realizzazione delle opere al fine di evitare periodi di esposizione agli agenti atmosferici con conseguente dilavamento e decadimento delle caratteristiche meccaniche.

Inoltre si dovranno evitare accumuli di materiale e soste di mezzi di cantiere fino a 3 metri dai cigli di scavo, specialmente nei giorni piovosi, per non compromettere la stabilità del fronte di scavo stesso.

Si consiglia, quindi, in caso di precipitazioni di una certa entità, la protezione delle scarpate mediante teli protettivi in PVC.

(27)

Concludendo si ricorda che resta comunque di stretta competenza del Sig. Progettista la scelta definitiva ed esecutiva della tipologia e del dimensionamento delle fondazioni e delle eventuali opere provvisionali

ALLEGATI 1. Documentazione fotografica;

2. Diagrammi delle prove penetrometriche 3. Indagine sismica;

4. Relazioni di calcolo fronte di scavo

(28)

ALLEGATO N°1: DOCUMENTAZIONE FOTOGRAFICA

Foto 1: Esecuzione della prova penetrometrica DPSH 8

Foto 2: Esecuzione dell’indagine sismica HVSR 1

(29)

PROVA PENETROMETRICA DINAMICA

Committente: Contarina spa Cantiere: Ecocentro Lovadina Località: Spresiano

Caratteristiche Tecniche-Strumentali Sonda: DPSH TG 63-200 PAGANI

Rif. Norme DIN 4094

Peso Massa battente 63,5 Kg Altezza di caduta libera 0,75 m Peso sistema di battuta 0,63 Kg Diametro punta conica 51,00 mm Area di base punta 20,43 cm²

Lunghezza delle aste 1 m

Peso aste a metro 6,31 Kg/m

Profondità giunzione prima asta 0,40 m

Avanzamento punta 0,20 m

Numero colpi per punta N(20) Coeff. Correlazione 1,47

Rivestimento/fanghi No

Angolo di apertura punta 90 °

(30)

Strumento utilizzato... DPSH TG 63-200 PAGANI

Prova eseguita in data 13/06/2013

Profondità prova 1,40 mt

Falda non rilevata

Tipo elaborazione Nr. Colpi: Medio

Profondità (m) Nr. Colpi Calcolo coeff.

riduzione sonda Chi

Res. dinamica ridotta (Kg/cm²)

Res. dinamica (Kg/cm²)

Pres.

ammissibile con riduzione

Herminier - Olandesi (Kg/cm²)

Pres.

ammissibile Herminier - Olandesi (Kg/cm²)

0,20 3 0,855 26,94 31,52 1,35 1,58

0,40 12 0,851 107,27 126,09 5,36 6,30

0,60 10 0,847 81,68 96,43 4,08 4,82

0,80 17 0,793 130,06 163,94 6,50 8,20

1,00 21 0,740 149,81 202,51 7,49 10,13

1,20 22 0,736 156,20 212,16 7,81 10,61

1,40 50 0,633 305,15 482,17 15,26 24,11

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay

Fraction (%)

Peso unità di volume (t/m³)

Peso unità di volume saturo (t/m³)

Tensione efficace (Kg/cm²)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizio ne

0,2 3 31,52 Incoerent

e

0 1,51 1,88 0,02 1,47 4,41 Argilla

0,8 13 128,82 Incoerent e

0 1,98 2,38 0,09 1,47 19,11 ghiaia

limosa 1,4 31 298,95 Incoerent

e

0 2,22 2,5 0,22 1,47 45,57 ghiaia

STIMA PARAMETRI GEOTECNICI PROVA Nr.1 Strato Prof.

(m)

Nspt Tipo Peso

unità di volume (t/m³)

Peso unità di volume saturo Saturo (t/m³)

Ango lo di resist enza al taglio

(°)

Coesione non drenata (Kg/cm²)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Elastico (Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

[1] - Argilla

0,2 4,41 Incoerente 1,51 1,88 28,32 -- 36,52 --- 0,34 262,23 56,7 [2] -

ghiaia limosa

0,8 19,11 Incoerente 1,98 2,38 32,73 -- 66,72 323,33 0,32 1040,64 99,7

[3] - ghiaia

1,4 45,57 Incoerente 2,22 2,50 40,67 -- 121,07 521,78 0,26 2355,44 134,92

PROVA ... Nr.2

(31)

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Pres. ammissibile con riduzione

Pres. ammissibile Herminier -

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 7 0,855 62,86 73,55 3,14 3,68

0,40 7 0,851 62,58 73,55 3,13 3,68

0,60 7 0,847 57,18 67,50 2,86 3,38

0,80 4 0,843 32,53 38,57 1,63 1,93

1,00 3 0,840 24,29 28,93 1,21 1,45

1,20 22 0,736 156,20 212,16 7,81 10,61

1,40 50 0,633 305,15 482,17 15,26 24,11

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

Peso unità di volume

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

1 5,6 56,42 Incoerente 0 1,67 1,91 0,08 1,47 8,23 ghiaia

limosa

1,4 36 347,16 Incoerente 0 2,25 2,5 0,21 1,47 52,92 ghiaia

(m)

Nspt Tipo Peso

(°)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

[1] - ghiaia limosa

1,0 8,23 Incoerente 1,67 1,91 29,47 -- 44,37 --- 0,34 471,40 86,18

[2] - ghiaia

1,4 52,92 Incoerente 2,25 2,50 42,88 -- 136,16 576,90 0,25 2710,92 140,8

PROVA ... Nr.3

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 8 0,855 71,84 84,06 3,59 4,20

0,40 3 0,851 26,82 31,52 1,34 1,58

0,60 13 0,797 99,92 125,36 5,00 6,27

0,80 13 0,793 99,46 125,36 4,97 6,27

(32)

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

0,4 5,5 57,79 Incoerente 0 1,66 1,91 0,03 1,47 8,09 terreno

vegetale

limosa

1 50 482,17 Incoerente 0 2,46 2,5 0,17 1,47 73,5 ghiaia

(m)

Nspt Tipo Peso

(°)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

[1] - terreno vegetal e

0,4 8,09 Incoerente 1,66 1,91 29,43 -- 44,08 --- 0,34 463,86 71,99

[2] - ghiaia limosa

0,8 19,11 Incoerente 1,98 2,38 32,73 -- 66,72 323,33 0,32 1040,64 103,27

[3] - ghiaia

1,0 73,50 Incoerente 2,46 2,50 49,05 -- 178,44 731,25 0,2 3691,68 140,98

PROVA ... Nr.4

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 4 0,855 35,92 42,03 1,80 2,10

0,40 4 0,851 35,76 42,03 1,79 2,10

0,60 10 0,847 81,68 96,43 4,08 4,82

0,80 15 0,793 114,76 144,65 5,74 7,23

1,00 21 0,740 149,81 202,51 7,49 10,13

1,20 14 0,786 106,15 135,01 5,31 6,75

1,40 25 0,733 176,68 241,09 8,83 12,05

1,60 30 0,730 195,03 267,33 9,75 13,37

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

(33)

limosa

1,6 22,5 211,48 Incoerente 0 2,16 2,5 0,23 1,47 33,08 ghiaia

(m)

Nspt Tipo Peso

(°)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

0,4 5,88 Incoerente 1,58 1,89 28,76 -- 39,54 --- 0,34 343,66 68,13

[2] - ghiaia limosa

0,8 18,38 Incoerente 1,96 1,97 32,51 -- 65,22 317,85 0,32 1003,22 102,57

[3] - ghiaia

1,6 33,08 Incoerente 2,16 2,50 36,92 -- 95,41 428,10 0,29 1743,03 129,8

PROVA ... Nr.5

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 4 0,855 35,92 42,03 1,80 2,10

0,40 1 0,851 8,94 10,51 0,45 0,53

0,60 3 0,847 24,50 28,93 1,23 1,45

0,80 3 0,843 24,40 28,93 1,22 1,45

1,00 15 0,790 114,24 144,65 5,71 7,23

1,20 15 0,786 113,73 144,65 5,69 7,23

1,40 15 0,783 113,24 144,65 5,66 7,23

1,60 29 0,730 188,53 258,41 9,43 12,92

1,80 38 0,676 229,01 338,61 11,45 16,93

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

0,8 2,75 27,6 Incoerente 0 1,5 1,88 0,06 1,47 4,04 terreno

vegetale

limosa

STIMA PARAMETRI GEOTECNICI PROVA Nr.5

(34)

volume (t/m³)

volume saturo Saturo (t/m³)

resist enza al taglio

(°)

drenata (Kg/cm²)

(Kg/cm²) (Kg/cm²) G

(Kg/cm²)

taglio (m/s)

0,8 4,04 Incoerente 1,50 1,88 28,21 -- 35,76 --- 0,35 241,50 72,98

[2] - ghiaia limosa

1,4 22,05 Incoerente 2,03 2,44 33,61 -- 72,76 345,38 0,31 1190,47 118,99

[3] - ghiaia

1,8 49,25 Incoerente 2,23 2,50 41,78 -- 128,63 549,38 0,26 2533,82 147

PROVA ... Nr.6

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 7 0,855 62,86 73,55 3,14 3,68

0,40 8 0,851 71,51 84,06 3,58 4,20

0,60 13 0,797 99,92 125,36 5,00 6,27

0,80 8 0,843 65,06 77,15 3,25 3,86

1,00 9 0,840 72,88 86,79 3,64 4,34

1,20 5 0,836 40,32 48,22 2,02 2,41

1,40 4 0,833 32,13 38,57 1,61 1,93

1,60 3 0,830 22,18 26,73 1,11 1,34

1,80 19 0,776 131,44 169,31 6,57 8,47

2,00 28 0,723 180,44 249,50 9,02 12,48

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

limosa

(m)

Nspt Tipo Peso

(°)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

(35)

[2] - ghiaia

2,0 34,55 Incoerente 2,17 2,50 37,36 -- 98,43 439,12 0,29 1815,74 141,43

PROVA ... Nr.7

Falda non rilevata

riduzione sonda Chi

Olandesi (Kg/cm²)

0,20 2 0,855 17,96 21,01 0,90 1,05

0,40 16 0,801 134,62 168,12 6,73 8,41

0,60 18 0,797 138,35 173,58 6,92 8,68

0,80 30 0,743 215,05 289,30 10,75 14,47

1,00 31 0,690 206,20 298,95 10,31 14,95

Prof.

Strato (m)

NPDM Rd

(Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

(t/m³)

saturo (t/m³)

Coeff. di correlaz.

con Nspt

Nspt Descrizion e

0,2 2 21,01 Incoerente 0 1,45 1,87 0,01 1,47 2,94 terreno

vegetale

limosa

(m)

Nspt Tipo Peso

(°)

Modulo Edometrico

(Kg/cm²)

Modulo Poisson

Modulo di taglio

G (Kg/cm²)

Velocità onde di

taglio (m/s)

0,2 2,94 Incoerente 1,45 1,87 27,88 -- 33,50 --- 0,35 179,13 52,86

[2] - ghiaia limosa

0,6 24,99 Incoerente 2,08 2,50 34,5 -- 78,79 367,42 0,3 1339,10 100,03

[3] - ghiaia

1,0 44,83 Incoerente 2,22 2,50 40,45 -- 119,55 516,23 0,26 2319,47 126,51

PROVA ... Nr.8