2 RIFERIMENTI NORMATIVI ... 3

SOMMARIO

1 PREMESSA ... 3

2 RIFERIMENTI NORMATIVI ... 3

3 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO ... 4

4 INQUADRAMENTO GEOLOGICO ... 5

4.1 I NQUADRAMENTO GEOLOGICO - STRUTTURALE ... 8

4.2 I NQUADRAMENTO IDROGRAFICO E IDROGEOLOGICO ... 10

5 INQUADRAMENTO GEOMORFOLOGICO ... 11

6 INQUADRAMENTO SISMICO ... 13

7 PIANO DELLE INDAGINI IN SITO ESEGUITE ... 15

8 PROCEDURE DI RIFERIMENTO SUI DATI PENETROMETRICI ... 17

9 ELABORAZIONE DEI DATI PENETROMETRICI ... 18

10 INTERPRETAZIONE STRATIGRAFICA ... 19

10.1 STRATIGRAFIA DA CPTE ... 19

11 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI ... 21

11.1 P ARAMETRI GEOTECNICI DA CPTE ... 21

11.2 P ARAMETRI GEOTECNICI DA PROVE DI LABORATORIO ... 23

12 CONSIDERAZIONI SULLA SCELTA DELLE OPERE FONDALI ... 24

13 PRINCIPI DELLE NTC 08 ... 25

14 STIMA ORINETATIVA CAPACITÀ PORTANTE IN CONDIZIONI STATICHE ... 28

14.1 T EORIA SULLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO R D ... 28

14.2 C ALCOLO DELLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO SLU - COND . DRENATE ... 30

14.3 C ALCOLO DELLA RESISTENZA DEL SISTEMA GEOTECNICO SLU - COND . NON DRENATE ... 31

15 CARATTERIZZAZIONE SISMICA ... 32

15.1 C LASSIFICAZIONE SISMICA DEL SITO DA PROVA SISMICA ... 32

15.1.1 Strumentazione utilizzata e modalità di acquisizione dati ... 33

15.1.2 Risultati indagine sismica MASW ... 34

15.1.3 Risultati indagine HVSR ... 36

15.2 P ARAMETRI SISMICI E SPETTRI DI RISPOSTA ELASTICI AI SENSI DELLE NTC 08 ... 37

16 STIMA ORIENTATIVA CAPACITÀ PORTANTE IN CONDIZIONI PSEUDO-STATICHE42 17 CONSIDERAZIONI SU STATO LIMITE SLE ... 44

18 ANALISI DEL RISCHIO ALLA LIQUEFAZIONE ... 44

18.1 P ROCEDURA DI CALCOLO DEL FATTORE DI SICUREZZA A LIQUEFAZIONE ... 44

18.2 R ISULTATI VERIFICA LIQUEFAZIONE ... 47

19 CONCLUSIONI ... 51

1 PREMESSA

Su incarico della Società De’ Toschi S.p.A. è stata redatta la presente relazione di caratterizzazione geologica, sismica e geotecnica nell’ambito del PUA (Piano Urbanistico Attuativo) relativo ad un’area ubicata nel comune di Ozzano dell’Emilia (BO).

Lo studio prevede la creazione di un modello geologico-geotecnico del terreno sede dell’intervento, alcune considerazioni generiche sulla capacità portante dei terreni in condizioni statiche e pseudo-statiche ed infine la determinazione dei principali parametri di classificazione sismica, richiesti dalla normativa vigente.

2 RIFERIMENTI NORMATIVI

Legge n. 109 del 11 febbraio 1994, art.16 comma 3 e 4, e ss..mm. ii.

A.G.I. “Raccomandazioni sulla programmazione ed esecuzione delle indagini” (Giugno 1977) UNI EN 1991 (Eurocodice 1): “Basi di calcolo e azioni sulle strutture”

UNI EN 1997 (Eurocodice 7): “Progettazione geotecnica”

UNI EN 1998 (Eurocodice 8): “Progettazione delle strutture per la resistenza sismica”

OPCM 3274/2003 e OPCM 3519/2006

D.M. del 14.01.2008 “Norme Tecniche per le Costruzioni”

Circolare Cons. Sup. LL. PP. N°617 del 02.02.09: ”Istruzioni per l’applicazione delle NT di cui al D.M 14.01.08”

D. Reg. 112/07 “Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia-Romagna per la pianificazione territoriale e urbanistica”, e aggiornamento DGR 2193/2015.

Linee Guida NTC08 redatto da Gruppo Interregionale Ordine dei Geologi, Luglio 2010

3 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO

L’area interessata dall’intervento in progetto è situata nel comune di Ozzano dell’Emilia (BO), al margine est del complesso residenziale circoscritto dalla Strada Provinciale 31, via Eleonora Duse e Strada Provinciale 48, in fondo a via Verdè. Il sito d’intervento è censito al Catasto comunale al Foglio 13, mappali 312, 357 e 359.

Le immagini satellitari che seguono (Figura 3.1) si riferiscono all’ubicazione dell’area di intervento rispetto al capoluogo comunale ed al sito di indagine in dettaglio; in Tavola 1 si riporta uno stralcio di planimetria catastale indicante il lotto di intervento e l’ubicazione delle prove geognostiche eseguite.

Figura 3.1. Foto aerea della zona di studio, a diverso dettaglio (fonte Google Earth)

L’area di intervento è denominata AMBITO ANS_C1.1.

L’area indagata è complessivamente pianeggiante, con il settore nord-ovest leggermente rialzato (circa 80 cm rispetto al piano campagna circostante). Tale settore è attualmente destinata ad area verde, mentre la restante porzione di area oggetto di studio è adibita a seminativo.

Sito di intervento

Ozzano dell’Emilia

Area

di intervento

4 INQUADRAMENTO GEOLOGICO

Il contesto geologico in cui si inserisce l’area in esame è stato definito mediante consultazione di cartografica esistente, in particolare della Carta Geologica di Pianura della Regione Emilia-Romagna, scala 1:250.000, di cui si riporta uno stralcio in Figura 4.1.

Tale operazione ha avuto l’intento di ricostruire, a livello generale, la disposizione delle formazioni geologiche presenti nell’area di intervento, per disporre di preliminari informazioni sulla probabile natura tessiturale dei terreni superficiali.

L’assetto geologico dell’Emilia-Romagna è il risultato dei movimenti crostali che, a partire dal Terziario, hanno coinvolto due placche continentali: il blocco sardo-corso da una parte e la microplacca Padano-Adriatica dall’altra. Questo movimento ha condotto all’orogenesi dell’Appennino Settentrionale, avvenuta nel Terziario, e alla successiva formazione dell’avanfossa padana, chiusa a nord dalla catena alpina meridionale (Sudalpino), già sollevatasi a partire dall’era Mesozoica.

Il progressivo riempimento del bacino marino, fino alle condizioni di continentalità, avviene attraverso eventi tettonico-sedimentari separati nel tempo da periodi di forte subsidenza bacinale. Queste alternanze di eventi è testimoniato da numerose superfici di discontinuità stratigrafica che “marcano” le diverse fasi ed affiorano sul margine appenninico.

La fase deposizionale di riferimento è rappresentata dal Supersintema Emiliano – Romagnolo, o Allogruppo Emiliano-Romagnolo, che viene descritta come “Depositi alluvionali, deltizi, litorali e marini organizzati in successioni cicliche di vario ordine gerarchico.

Comprende due alloformazioni (Alloformazione Emiliano-Romagnola Inferiore e Alloformazione Emiliano-Romagnola Superiore). Spessore massimo: ~ 700 m. Età: ~ 700.000 a – Attuale.

La sua componente più recente (Alloformazione Emiliano-Romagnola Superiore) è caratterizzata da “Depositi alluvionali, deltizi, litorali e marini organizzati in successioni cicliche di alcune decine di metri di spessore. Limite superiore coincidente col piano topografico”. Spessore massimo: ~ 300 m. Età: ~ 400.000 a – Attuale

La parte sommitale dell’Alloformazione Emiliano-Romagnola Superiore è denominata

Allomembro (o Subsintema) di Ravenna (AES8) e comprende “Unità costituita da ghiaie

sabbiose, sabbie e limi ricoperte da una coltre limoso argillosa discontinua, in contesti di

conoide alluvionale, canale fluviale e piana alluvionale intravalliva; da limi, limi sabbiosi e limi

argillosi, in contesti di piana inondabile; da alternanze di sabbie, limi ed argille, in contesti di

piana deltizia; da sabbie prevalenti passanti ad argille e limi e localmente a sabbie ghiaiose,

in contesti di piana litorale. Al tetto l'unità presenta spesso un suolo parzialmente

decarbonatato non molto sviluppato di colore giallo-bruno”. Spessore massimo: ~ 30 m. Età:

~ 9.000 a – Attuale

La porzione sommitale dell’’Allomembro di Ravenna è denominata Unità di Modena (AES8a), così definita: “Unità costituita da ghiaie e ghiaie sabbiose o da sabbie con livelli e lenti di ghiaie ricoperte da una coltre limoso argillosa discontinua, in contesti di conoide alluvionale, canale fluviale e piana alluvionale intravalliva; da argille e limi, in contesti di piana inondabile; da alternanze di sabbie, limi ed argille, in contesti di piana deltizia; da sabbie prevalenti passanti ad argille e limi e localmente a sabbie ghiaiose, in contesti di piana litorale. Al tetto l'unità presenta localmente un suolo calcareo poco sviluppato di colore grigio- giallastro”. Spessore massimo: ~ 5,5 m. Età: Post-Romana (IV- VI sec. d.C. – Attuale).

Figura 4.1. Estratto di carta Geologica di Pianura dell’Emilia Romagna indicante le formazioni presenti in corrispondenza e prossimità dell’area di intervento.

Sostanzialmente l’assetto litostratigrafico recente di questo settore di pianura è il risultato dei cicli di deposizioni (ed erosioni) operate dai corsi d’acqua, responsabili delle formazioni delle pianure alluvionali. Le variazioni, nel tempo, della competenza fluviale (energia di trasporto) ha consentito la deposizione di tessiture differenti, sabbiose in concomitanza di discreta energia di trasporto, limo-argillose nelle fasi di bassa energia deposizionale e argilloso-

AREA

DI INTERVENTO

organiche nelle zone interfluviali, riempitesi progressivamente in occasione degli eventi di tracimazione, con conseguente ristagno di acqua e deposizione di argille e materiale organico. Il risultato di tali dinamiche è la presenza di sequenze granulometriche differenti (sabbie, limi, argille e miscele delle tre componenti), in senso areale e verticale, rinvenibili in livelli di spessore variabile, talvolta con aspetto lenticolare.

La cartografia, riportata in Figura 4.1, mostra come il lotto oggetto di indagine sia inserito in un contesto di transizione tra la bassa pianura e il margine pedeappenninico, caratterizzato da morfologie e tessiture legate principalmente alla dinamica dei corsi d’acqua che dalle zone morfologicamente elevate fanno ingresso in pianura. L’area di intervento si colloca in particolare in corrispondenza di depositi di canale e argine indifferenziati (Litotipo 8), caratterizzati da “Limi argillosi e limi sabbiosi, subordinatamente sabbie fini e finissime in strati di spessore decimetrico; localmente sabbie lenticolari o nastriformi. Al tetto suoli a diverso grado di evoluzione”. Ulteriore documentazione cartografica consultata nello specifico è la Carta Geologica della Regione Emilia Romagna disponibile on line (Figura 4.2), per una caratterizzazione di maggior dettaglio.

Figura 4.2. Estratto di cartografia geologica da Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli della Regione Emilia- Romagna; in giallo si evidenzia l’area di indagine..

Nel dettaglio l’area d’indagine è caratterizzata da sedimenti riconducibili all’Unità di Modena

(AES8a), nei suoi termini limo-sabbiosi di piana alluvionale; in direzione sud-ovest si assiste

al passaggio con depositi associabili al Sub-Sintema di Ravenna (AES8) sempre nella frazione limo-sabbiosa di piana alluvionale. Il sottosuolo è caratterizzato anche dalla presenza delle Sabbie di Imola (IMO), caratterizzate da depositi sabbiosi e sabbioso-ghiaiosi di ambiente costiero (1° ciclo) e subordinatamente da peliti di piana alluvionale o laguna (2°

ciclo). In particolare nella zona di intervento si rinviene il membro di Castel San Pietro (IMO3), corrispondente alle sabbie di tetto del 2° ciclo.

4.1 I NQUADRAMENTO GEOLOGICO - STRUTTURALE

Il contesto geologico-strutturale in cui si inserisce l’area in esame è stato definito mediante consultazione delle note illustrative allegate alla Carta Sismotettonica della Regione Emilia Romagna (scala 1:250.000) di cui si riporta un estratto con riferimento all’area di indagine in Figura 4.3.

Dal punto di vista geologico-strutturale la pianura padana presenta, al di sotto della potente coltre sedimentaria quaternaria (riempimento di avanfossa delle catene appenninica e alpina), un complesso sistema di elementi tettonici, indice dei movimenti compressivi in direzione NNE, che a partire dal Terziario (65 Ma) hanno condotto alla formazione della catena appenninica. Il territorio dell’Emilia-Romagna è costituito dal versante padano dell’Appennino settentrionale e dalla Pianura Padana a sud del Po che, pur essendo due ambienti geomorfologici ben distinguibili, risultano essere strettamente correlati. Il fronte della catena appenninica non coincide con il limite morfologico catena-pianura (margine appenninico-padano) ma è individuabile negli archi esterni delle Pieghe Emiliane e Ferraresi sepolte dai sedimenti quaternari padani. Quindi, il vero fronte appenninico, circa all’altezza del Po, sovrascorre verso nord sulla piattaforma padano-veneta. L’analisi della sismotettonica dell’Emilia-Romagna ha messo in evidenza come parte delle strutture individuate da profili sismici che interessano il riempimento sedimentario Plio-Pleistocenico siano caratterizzate da attività molto recente ed attuale. In particolare, risultano attivi i sovrascorrimenti sepolti che danno luogo agli archi di Piacenza-Parma, Reggio Emilia e di Ferrara. A tali strutture (in particolare alla dorsale Ferrarese) possono essere associati i fenomeni di fagliazione superficiale osservati in alcune aree di Pianura Padana.

L’area di indagine, indicata in Figura 4.3, risulta essere fortemente interessata da strutture

sepolte attive e recenti tra le quali si identificano, diversi sovrascorrimenti (attivi e riattivati)

con andamento medio ONO-ESE; il settore meridionale rispetto al sito di intervento si

evidenzia la presenza di un fronte di accavallamento della successione carbonatica meso-

cenozoica con andamento SO/NE.

Figura 4.3. Estratto di Carta Sismotettonica della Regione Emilia Romagna indicante i principali elementi strutturali. In blu l’area di intervento (Immagine fuori scala)

In Figura 4.4 è riportato uno stralcio della Carta Geologica Regionale (scala 1:50.000) disponibile on line, nella quale è evidenziata a maggior dettaglio la presenza degli elementi tettonici più rilevanti citati. Si nota infatti la presenza di un sistema di “Sovrascorrimenti profondi post-tortoniani dedotti” (thrust), con sviluppo prevalentemente NO-SE, e un’ulteriore dislocazione indicata come “Faglia profonda diretta dedotte”, con andamento sub-parallelo ai citati sovrascorrimenti.

m. s.l.m.

m s.l.m.

Figura 4.4. Estratto di carta Geologica dell’Emilia-Romagna indicante gli elementi strutturali di rilievo.

In blu l’area di studio

Si precisa come la posizione degli elementi tettonici sia “dedotta”, ovvero ricavata generalmente dai risultati di prospezioni sismiche a riflessione e dall’interpolazione di stratigrafie di perforazioni profonde (pozzi Agip).

4.2 I NQUADRAMENTO IDROGRAFICO E IDROGEOLOGICO

Dal punto di vista idrogeologico si è fatto riferimento, per le indicazioni di massima, alla Carta Idrogeologica ricavata dal PSC elaborato in forma associata, in particolare nel Quadro Conoscitivo - Sistema Ambientale e Territoriale (Elaborato Oz.B.1.2a). Tale cartografia, di cui si riporta un estratto in Figura 4.5, mostra che la tavola d’acqua, in corrispondenza del sito di interesse, ha andamento pressoché tabulare (gradiente molto basso), con direzione di flusso locale SSO-NNE. La soggiacenza media, considerando un piano campagna intorno ai 42,5 m s.l.m., si attesta intorno a circa 2 m dal piano campagna, dato che trova sostanziale riscontro nelle misure eseguite in occasione dell’esecuzione delle indagini geognostiche trattate nel presente documento.

Dal punto di vista idrografico questo settore di pianura, fortemente antropizzato, ha

comportato nel tempo la necessita di regimare le acque in sistemi di canalizzazione artificiali

atti a garantire il funzionamento delle attività agricole presenti.

Poco a ovest rispetto all’area di studio scorre il Torrente Quaderna, nel suo alveo naturale fino all’altezza di Prunaro di Budrio, per poi svilupparsi canalizzato fino al raggiungimento del fiume Reno, di cui è affluente.

Figura 4.5. Estratto di carta Geologica Idrogeologica (Elaborato Oz.B.1.2a) del PSC elaborato in forma associata.

Nel cerchio magenta l’area di studio

5 INQUADRAMENTO GEOMORFOLOGICO

Il contesto geomorfologico in cui si inserisce l’area in esame è stato definito mediante consultazione di cartografia esistente.

Tale operazione ha avuto l’intento di ricostruire, a livello generale, la disposizione degli elementi geomorfologici più rilevanti in relazione all’ubicazione del sito di interesse, per disporre di preliminari informazioni sulla probabile natura tessiturale dei terreni.

La documentazione cartografica consultata nello specifico è la Carta Geomorfologica della Pianura Padana scala 1:250.000, di cui si riporta uno stralcio in Figura 5.1.

Come si può notare questo settore della pianura padana è caratterizzato dalla presenza di

dalla pianura alluvionale; tali elementi sono riconducibili prevalentemente alla dinamica fluviale storica e recente dei corsi d’acqua appenninici, che nel caso in esame sono rappresentati dal torrente Quaderna e dall’Idice.

Figura 5.1. Estratto di cartografia geomorfologica della Pianura padana. Nel cerchio blu l’area di intervento.

Figura 5.2. Estratto di cartografia geo-litologica del PSC elaborato in forma associata (Elaborato As.B.1.1 del Quadro Conoscitivo del Sistema Naturale e Ambientale)

Dosso fluviale

Conoidi

Gli elementi di spicco sono certamente le conoidi del Quaderna e dell’Idice, espressione dell’ingresso dei rispettivi torrenti appenninici in pianura. Si notano poi i dossi fluviali poco pronunciati riferiti ai tracciati, attuali o storici, dei corsi d’acqua principali.

L’area di interesse si colloca nel settore di alta pianura immediatamente a ovest della conoide del Torrente Quaderna.

La natura dei terreni superficiali indicata dalla carta (nel limite del suo dettaglio), per la zona di intervento, è di tipo coesivo (argilloso-limoso); sarà poi l’elaborazione dell’indagine in sito a definire nel dettaglio la tessitura e la sequenza stratigrafica dei depositi del sottosuolo.

Consultando inoltre la carta geolitologica (As.B.1.1) estratta dal PSC elaborato in forma associata, di cui si riporta un estratto in Figura 5.2, si nota come l’area di intervento si collochi in zona di alta pianura alluvionale (come già anticipato) e in presenza di depositi prevalentemente limosi.

6 INQUADRAMENTO SISMICO

In Figura 6.1 si riporta stralcio della zonazione sismogenetica ZS9, realizzata dall’Istituto

Nazionale di Geofisica e Vulcanologia -- Gruppo di Lavoro per la redazione della mappa di

pericolosità sismica.

Tale cartografia individua, per tutto il territorio nazionale, diversi settori con caratteri comuni in termini di sorgenti sismogenetiche, sismicità storica e strumentale. Il comune di Ozzano dell’Emilia ricade nella zona di transizione tra la zona 912 (denominata “Dorsale Ferrarese”) e la zona 913. In Figura 6.2. si riporta un dettaglio della distribuzione delle sorgenti sismogenetiche individuali, estratto dal database DISS (database of Individual Seismogenic Sources), versione 3.1.1; la cartografia tematica proposta evidenzia le sorgenti simogenetiche individuali e composite e le sorgenti macrosismiche

Per quanto riguarda la tipologia prevalente di fagliazione, nelle zone 912 e 913 è individuabile un meccanismo di tipo inverso (quindi compressivo).

Figura 6.2. Sorgenti sismogenetiche da database DISS versione 3.1.1.

Nel cerchio blu l’area di indagine.

In Figura 6.3 si riporta uno stralcio cartografico che mostra la distribuzione delle sorgenti sismogenetiche presenti nel database DISS 2.0 (Database of Potential Sources for Earthquake larger than M 5,5 in Italy, Valensise e Pantosti, 2001).

L’aspetto più interessante ai fini progettuali dedotto da tale cartografia è la magnitudo

momento (Mw) di riferimento, che viene indicata nella tabella seguente, per le zone

sismogenetiche in cui è possibile collocare il comune di Ozzano dell’Emilia.

MAGNITUDO DI RIFERIMENTO Zona sismogenetica Mw

912 6,14

913 5,91

Il valore di magnitudo momento Mw verrà impiegato nell’ambito della verifica a liquefazione.

In via cautelativa verrà utilizzata la Mw più cautelativa, ovvero Mw=6,14.

Figura 6.3. Zonazione sismogenetica ZS9 in relazione alla distribuzione delle sorgenti sismogenetiche contenute nel database DISS 2.0. nel cerchio rosso la zona indagata.

7 PIANO DELLE INDAGINI IN SITO ESEGUITE

Per la caratterizzazione della zona di studio è stato predisposto e realizzato il seguente piano di indagini:

þ n°3 prove penetrometriche statiche con punta elettrica (CPTE), nominate CPTE 1, CPTE 2 e CPTE 3, spinte a profondità variabile da 15,18 m a 16,76 m da p.c.

þ n°1 sondaggio a distruzione, nominato S1, spinto alla profondità di 3,4 m da

p.c., per prelievo campione indisturbato finalizzato alla caratterizzazione

geotecnica di laboratorio

þ n°1 prova sismica in sito attiva, tipo MASW, per la definizione della categoria di suolo

þ n°1 prova sismica in sito passiva, di tipo HVSR, per la stima della profondità del substrato sismico e della frequenza fondamentale del sito

Tali prove, ubicate come in Tavola 1, risultano essere sufficientemente profonde per l’indagine di un volume significativo di sottosuolo interessato da futura lottizzazione. Si specifica che le prove CPTE sono state spinte fino al rifiuto della macchina. Di seguito (Figura 7.1) si riporta documentazione fotografica relativa all’esecuzione delle prove geognostiche citate.

Figura 7.1. Dall’alto e da sinistra: Esecuzione prova CPTE 1, CPTE 2, CPTE 3 con sondaggio S1, prova sismica MASW e prova sismica HVSR.

Nelle tabelle che seguono si sintetizza la tipologia e numero di prove in sito e di laboratorio

realizzate.

PROVE GEOGNOSTICHE IN SITO ESEGUITE TIPOLOGIA

PROVA

NOME PROVA

PROF.

(m da p.c.) NOTE

Prova penetrometrica

statica con punta elettrica CPTE 1 16,10 -

Prova penetrometrica

statica con punta elettrica CPTE 2 16,76 -

Prova penetrometrica

statica con punta elettrica CPTE 3 15,18 -

Sondaggio stratigrafico

a distruzione S1 3,4 Prelevato n°1 campione

indisturbato Prova sismica in sito attiva MASW prof. Indagata:

» 35 m Stendimento lungo 50 m Prova sismica in sito

passiva HVSR prof. Indagata:

> 100 m -

PROVE DI LABORATORIO GEOTECNICO ESEGUITE SONDAGGIO CAMPIONE PROF.

(m-m da p.c.) PROVE

ESEGUITE PARAMETRI DERIVATI

S1 S1 C1 3,0-3,4

Umidità naturale (w) Peso di volume (g)

Taglio diretto CD

Contenuto d’acqua naturale (w) Densità naturale (g) Coesione drenata (c’) Angolo di attrito efficace (j’)

Il sondaggio stratigrafico a carotaggio continuo è stato eseguito con sonda Geoprobe 54LT, con carotiere semplice diametro 101 mm. Il campione indisturbato è stato conferito al laboratorio geotecnico incaricato (Laboratorio Geotecnico Dr. Geol. Antonio Mucchi, con sede a Gualdo di Voghiera (FE), dotato di certificazione ministeriale), per l’esecuzione delle analisi previste.

8 PROCEDURE DI RIFERIMENTO SUI DATI PENETROMETRICI

Le prove penetrometriche statiche sono state eseguite mediante penetrometro meccanico con punta elettrica modello TP CPL2IN della Tecno Penta srl, in accordo con la procedura di riferimento ISSMFE (codice RM) con attrezzatura di spinta ancorata da 15 ton. I vari parametri di prova, nella prova meccanica, sono ottenuti mediante le seguenti relazioni energetiche:

Resistenza alla punta q _c = R _p = Q _c /Ac

Resistenza unitaria di attrito laterale locale fs =Rl = Q _s /As

Rapporto della resistenza (Friction Ratio) Rf(%) = 100 fs/q c *

*(Rp, Rf misurate alla stessa profondità) dove:

Rp = forza assiale agente sul cono

Rl = forza di attrito per infiggere il manicotto Ac = area di base del cono

As = superficie laterale del manicotto

Nel caso di prova con punta elettrica (CPTE/CPTU), le resistenze vengono registrate automaticamente dal sensore interno alla punta.

La prova pentrometrica statica in generale trova applicazione per:

• rilevare l’andamento stratigrafico lungo la verticale

• individuare i tipi di terreno attraversati

• interpolare l’andamento degli strati fra verticali di sondaggio

• misurare la pressione interstiziale (solo CPTU)

I parametri desunti possono essere utilizzati con affidabilità per valutare:

• l’angolo di attrito e la compressibilità drenata dei terreni granulari

• la resistenza al taglio non drenata dei terreni coesivi.

Meno attendibile risulta la valutazione dei parametri di compressibilità drenata e non dei terreni coesivi. Da notare che la procedura di riferimento indica l’espressione di q c e f s in Pa, kPa o MPa; per una migliore comprensione dei dati si è preferito esprimere i parametri anche in kg/cm ² .

9 ELABORAZIONE DEI DATI PENETROMETRICI

Nelle tabelle e diagrammi allegati sono riportati tutti i parametri geotecnici elaborati dai dati ottenuti dalle prove CPTE effettuate (Allegato 1); in particolare, nei diagrammi sono graficati i valori di resistenza alla punta Rp e resistenza laterale locale Rf, rilevati ogni 2 cm. Questi valori sono stati ricavati moltiplicando la lettura alla punta o laterale per la costante di trasformazione Ct, la quale è legata alle caratteristiche tecniche del penetrometro impiegato.

La diretta correlazione tra il rapporto F = Rp/Rf e la granulometria dei terreni attraversati (secondo Douglas Olsen, 1981), rende possibile caratterizzare la natura dei terreni differenziandoli rispettivamente in torbe e argille organiche, argille sensitive, materiali sensitivi coesivi e incoerenti a grana fine, terreni incoerenti a grana media o grossa.

Negli allegati vengono riportati i seguenti parametri:

• valutazione litologica secondo Schmertmann ottenuta in base all’analisi dei valori di Rp e del rapporto Rf/Rp %.

• la natura dei terreni classificati come granulari o coesivi, ricavata sempre dal diagramma di Schmertmann.

• il peso per unità di volume γ’ (t/m ³ ), ottenuta dalla relazione esistente tra la densità del terreno e la sua resistenza ad essere attraversato dalla punta;

• la tensione verticale geostatica efficace σ’ vo, espressa come σ’ vo = 1,85 x z1 + 0,20 x Σ γ’ i

dove z1 è uguale alla profondità media della falda;

• la coesione non drenata Cu (Kg/cm ² ) (per i terreni di natura coesiva) ottenuto dal rapporto “Cu = Rp/a” (da Sanglerat, 1972) dove “a” è un coefficiente dipendente dalla natura del terreno, e quindi da Rp;

• l’angolo di attrito interno efficace F (per i terreni di natura granulare), anch’esso correlato alla Rp (Robertson & Campanella, 1983);

• il coefficiente di compressibilità di volume Mv ll coefficiente di compressibilità Mv viene definito come:

Mv = 1/Rp x a dove il coefficiente “a” è direttamente dipendente da Rp.

10 INTERPRETAZIONE STRATIGRAFICA 10.1 STRATIGRAFIA DA CPTE

Il modello stratigrafico, ricostruito con le prove geognostiche eseguite, segnala la prevalenza di depositi a carattere prevalentemente argilloso e argilloso-limoso, talvolta con intercalazioni limo-sabbiose. In Tavola 2 si riporta il modello stratigrafico derivante dall’elaborazione delle prove, mentre di seguito viene riportato il dettaglio dei vari orizzonti litologici intercettati (interpretazione secondo Douglas Olsen, 1981).

LIVELLI LITOLOGICI RILEVATI IN CPTE 1 PROFONDITA’

(m÷m da p.c.) LITOLOGIA (secondo Douglas Olsen, 1981) FALDA DA P.C.

(m) 0,0 - 0,5 Torba e argille organiche

2,81

2,2 - 2,6 Argille sensitive 2,6 - 3,4 Sabbie metastabili 3,4 - 4,8 Torba e argille organiche 4,8 - 6,0 Argille sensitive 6,0 - 7,4 Argille sensitive

7,4 - 8,6 Terreni coesivi e incoerenti a grana fine 8,6 - 9,7 Argille sensitive

9,7 - 12,5 Terreni coesivi e incoerenti a grana fine 12,5 - 16,10 Argille sensitive

LIVELLI LITOLOGICI RILEVATI IN CPTE 2 PROFONDITA’

(m÷m da p.c.) LITOLOGIA (secondo Douglas Olsen, 1981) FALDA DA P.C.

(m) 0,0 - 0,5 Torba e argille organiche

2,75 0,5 - 2,1 Argille sensitive

2,1 - 3,1 Argille sensitive 3,1 - 4,3 Torba e argille organiche 4,3 - 5,4 Argille sensitive 5,4 - 7,5 Argille sensitive 7,5 - 8,1 Argille sensitive 8,1- 9,9 Argille sensitive

9,9 - 11,0 Terreni coesivi e incoerenti a grana fine 11,0 - 12,8 Terreni incoerenti grana grossa e fine 12,8 - 14,2 Terreni coesivi e incoerenti a grana fine 14,2- 16,76 Argille sensitive

LIVELLI LITOLOGICI RILEVATI IN CPTU 3 PROFONDITA’

(m÷m da p.c.) LITOLOGIA (secondo Douglas Olsen, 1981) FALDA DA P.C.

(m) 0,0 - 0,5 Torba e argille organiche

2,04 0,5 - 0,9 Torba e argille organiche

0,9 - 2,0 Argille sensitive 2,0 - 3,0 Argille sensitive 3,0 - 3,7 Torba e argille organiche 3,7 - 4,9 Argille sensitive 4,9 - 6,5 Argille sensitive 6,5 - 7,7 Argille sensitive 7,7 - 8,7 Argille sensitive

8,7- 10,9 Terreni coesivi e incoerenti a grana fine

10,9 - 11,8 Terreni incoerenti grana grossa e fine

11,8 - 12,6 Argille sensitive 12,6 - 13,5 Argille sensitive 13,5- 15,18 Argille sensitive

Il livello statico della falda freatica, misurato al termine delle prove nei fori di perforazione, è stato intercettato alla profondità media di 2,8 m da p.c. locale nella zona indagata con CPTE 1 e CPTE 2 (zona sopraelevata) e a 2,0 m da p.c. nella zona indagata con CPTE 3. Si specifica infine che sono plausibili variazioni stagionali del livello della falda e conseguentemente della frangia capillare ad esso associata.

In Tavola 3 si riporta una sezione geologica risultante dall’interpolazione delle tre prove penetrometriche eseguite. La traccia si sviluppa in direzione SSO-NNE. Com’è possibile notare il modello stratigrafico risulta nel complesso omogeneo (fa eccezione la lente sabbiosa superficiale intercettata con CPTE 1, se pur di modesto spessore), con un primo orizzonte caratterizzato da argille localmente organiche, cui fa seguito un intervallo argilloso inorganico fino a circa 9,5 m da p.c., intercalato da un livello limo-sabbioso e limo-argilloso di spessore contenuto (circa 1 m). Oltre tale profondità si rinviene un orizzonte prevalentemente incoerente, di potenza pari a circa 3 m, formato da alternanze di sabbie ghiaiose e limi sabbiosi, seguito dal ritorno di materiali coesivi, fino alla massima profondità raggiunta dalle prove.

11 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI 11.1 P ARAMETRI GEOTECNICI DA CPTE

Dall’analisi condotta emerge un terreno composto nel complesso da depositi a comportamento geomeccanico prevalentemente coesivo, con locale presenza di frazione limo-sabbiosa. La consistenza dei depositi prettamente argillosi risulta media entro i primi 5,5 m circa da p.c., con valori di c u intorno ai 40 kPa, mentre risulta medio-alta nei livelli sottostanti, con valori di c _u generalmente superiori ai 60 kPa. Il grado di addensamento dei depositi con frazione limo-sabbiosa risulta basso, con valori che variano dal 9% al 57%, espresso in termini di densità relativa.

Il modello geotecnico del sottosuolo, ricavato dalle prove geognostiche eseguite, viene

schematizzato in Tavola 2. Le tabelle seguenti riassumono nel dettaglio le principali

caratteristiche meccaniche che risulteranno fondamentali ai fini delle valutazioni geotecniche

sul sito.

PARAMETRI GEOTECNICI CPTE 1 PROF.

(da mt a mt)

qc media c _u media Ed medio j

(kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (°)

0,0 - 0,5 677 6,9 33 0,34 3413 34,8 -

0,5 - 2,2 1147 11,7 57 0,58 4550 46,4 -

2,2 - 2,6 726 7,4 36 0,37 3589 36,6 -

2,6 - 3,4 5335 54,4 - - - - 28

3,4 - 4,8 628 6,4 31 0,32 3236 33,0 -

4,8 - 6,0 892 9,1 45 0,46 4070 41,5 -

6,0 - 7,4 1657 16,9 83 0,85 4639 47,3 -

7,4 - 8,6 1304 13,3 65 0,66 4707 48,0 18

8,6 - 9,7 1559 15,9 77 0,79 4717 48,1 -

9,7 - 12,5 1510 15,4 75 0,77 4737 48,3 18

12,5 - 16,10 1834 18,7 91 0,93 4393 44,8 -

PARAMETRI GEOTECNICI CPTE 2 PROF.

(da mt a mt)

qc media c u media Ed medio j

(kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (°)

0,0 - 0,5 667 6,8 33 0,34 3393 34,6 -

0,5 - 2,1 883 9,0 44 0,45 4050 41,3 -

2,1 - 3,1 628 6,4 31 0,32 3236 33,0 -

3,1 - 4,3 686 7,0 34 0,35 3442 35,1 -

4,3 - 5,4 941 9,6 47 0,48 4187 42,7 -

5,4 - 7,5 1549 15,8 77 0,79 4717 48,1 -

7,5 - 8,1 971 9,9 49 0,50 4256 43,4 -

8,1- 9,9 1461 14,9 73 0,74 4746 48,4 -

9,9 - 11,0 1363 13,9 68 0,69 4737 48,3 18

11,0 - 12,8 2922 29,8 - - - 21

12,8 - 14,2 2295 23,4 115 1,17 4580 46,7 19

14,2- 16,76 1687 17,2 84 0,86 4609 47,0 -

PARAMETRI GEOTECNICI CPTE 3 PROF.

(da mt a mt)

qc media c _u media Ed medio j

(kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (kPa) (kg/cm ² ) (°)

0,0 - 0,5 196 2,0 10 0,10 1206 12,3 -

0,5 - 0,9 549 5,6 27 0,28 2913 29,7 -

0,9 - 2,0 1236 12,6 62 0,63 4648 47,4 -

2,0 - 3,0 843 8,6 42 0,43 3932 40,1 -

3,0 - 3,7 628 6,4 31 0,32 3226 32,9 -

3,7 - 4,9 932 9,5 46 0,47 4158 42,4 -

4,9 - 6,5 1491 15,2 75 0,76 4746 48,4 -

6,5 - 7,7 1020 10,4 51 0,52 4344 44,3 -

7,7 - 8,7 2050 20,9 103 1,05 4099 41,8 -

8,7- 10,9 1952 19,9 97 0,99 4138 42,2 20

10,9 - 11,8 3472 35,4 - - - - 22

11,8 - 12,6 1687 17,2 84 0,86 4609 47,0 -

12,6 - 13,5 2324 23,7 117 1,19 4648 47,4 -

13,5- 15,18 1785 18,2 89 0,91 4472 45,6 -

Si precisa che in questa fase vengono forniti i parametri medi, mentre in fase di calcolo verranno utilizzati i parametri caratteristici degli strati interessati dal cuneo di rottura potenziale.

Si fanno inoltre notare i seguenti punti:

þ La prova CPTE 3 è stata eseguita su un terreno recentemente arato, motivo per cui i primi 50 cm risultano praticamente inconsistenti. In ogni caso, come verrà in seguito precisato, si consiglia, nel limite delle indagini eseguite in questa fase preliminare, di posare eventuali apparati fondali superficiali ad almeno 50-60 cm di profondità nella zona indagata con CPTE 1 e CPTE 2 ed almeno 70 cm nella zona indagata con CPTE 3.

þ In ogni caso entro i primi 5 m circa da p.c. sono stati rilevati locali livelli, comunque di spessore contenuto, con caratteristiche geotecniche leggermente scadenti; pertanto nelle successive fasi progettuali sarà opportuno eseguire indagini mirate per verificare la consistenza degli orizzonti più superficiali

11.2 P ARAMETRI GEOTECNICI DA PROVE DI LABORATORIO

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

c’ = 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

(o g

)

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

STR (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

(kPa) ^{= c}

Nc (-)

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