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COMUNE DI MODENAPROVINCIA DI MODENA
ZONA ELEMENTARE 891 – AREA 13AREA "EX OFFICINE RIZZI"VIA MANFREDO FANTI, 90
PIANO URBANISTICO ATTUATIVODI INIZIATIVA PRIVATAPER LA FORMAZIONE
DI UNA NUOVA AREA A PARCHEGGIO
PROPRIETA’
Serenissima SGR S.p.A.Via Fermi, 237135 VeronaP.IVA. / C.F. 03402260230
IL CONSULENTE SPECIALISTA PROGETTISTA
Geo Group S.r.l.41123 Modena – Via Costa, 182Telefono 059 3967169 – Fax 059 5332019C.F. e P. IVA 02981500362www.geogroupmodena.itDott. Pieluigi DallariIscritto all’Ordine dei Geologi dell’Emilia Romagna
INRESIstituto NazionaleConsulenza Progettazione IngegneriaSocietà Cooperativa50019 Sesto Fiorentino (FI) – Via Tevere, 60Telefono 055 33671 – Fax 055 3367333C.F. e P. IVA 00515250488E-mail: inres@inres.coop.itIng. Fortunato Della GuerraIscritto all’Ordine degli Ingegneri di Firenzeal numero 5361
ELABORATO DATA NUMERO
RELAZIONE GEOLOGICAE GEOTECNICA
Marzo
2016
Studio geologico,geotecnico e sismicoa supporto
di un Piano Urbanistico Attuativo PUA, di iniziativa privata,
zona elementare n. 891,Area 13, tra strada nazionale Canaletto sud e
via Manfredo Fanti Gennaio 2016
Rif. 744/15
P.IVA e C.F. 02981500362
www.geogroupmodena.it
Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019
E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.Via C. Costa, 182 - 41123 MODENA
EO GROUP s r l...GASSOCIAZIONE
ANALISTI AMBIENTALI
AGI
ASSOCIATO
ASSOCIAZIONE GEOTECNICA ITALIANA
Provincia di ModenaRELAZIONE GEOLOGICA inerente le indagini eseguite, la caratterizzazione e modellazione geologica del sito (6.2.1. DM
14/01/08)
RELAZIONE GEOTECNICA basata sulle indagini geognostiche effettuate, al fine della caratterizzazione e modellazione del volume significativo di terreno del sito (6.2.2. DM 14/01/08)
Relazione concernente la “RISPOSTA SISMICA DEL SITO” (D.M. 14/01/08 - NNTC), la verifica a possibili fenomeni di liquefazione (D.M. 14 /01/2008) e studi di MICROZONAZIONE SISMICA dell'area (Delibera di Assemblea Legislativa Regionale
n.112/2007)
Dott. Geol. Pierluigi Dallari
Comune di Modena
Relazione geologico, geotecnica e sismica a supporto di un Piano Urbanistico Attuativo PUA , di iniziativa privata - zona elementare 891 area 13 - sita tra la Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Manfredo Fanti, in Comune di Modena (MO) – Rif. 744/2015
GEO GROUP S.R.L. Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche via C. Costa 182 - 41100 Modena -Tel.059/39.67.169 - fax 059/53.32.019 – E-mail:geo.group@libero.it
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Relazione Tecnica comprendente:
RELAZIONE GEOLOGICA inerente le indagini geognostiche eseguite, la
definizione delle unità litotecniche, gli eventuali processi geomorfici al fine della
modellazione geologica del sito (6.2.1. DM 14/01/08)
RELAZIONE GEOTECNICA basata sulle indagini eseguite, fornisce tutti i dati
geotecnici necessari per il progetto e la caratterizzazione e la modellazione del
volume significativo di terreno interessato (6.2.2. DM 14/01/08)
Relazione concernente la “RISPOSTA SISMICA DEL SITO” (ai sensi del D. M.
14/01/2008 NNTC), la Verifica agli Stati Limite Ultimi (SLU) (par. 6.4 del D.M.
14/01/08) e la verifica a possibili fenomeni di liquefazione
MICROZONAZIONE SISMICA dell’area, ai sensi della Delibera di Assemblea
Legislativa n.112/2007, art. 16 – c.1 “Indirizzi per gli studi di microzonazione
sismica in Emilia Romagna per la pianificazione territoriale ed urbanistica”
Oggetto:
Studio geologico, geotecnico e sismico a supporto di un Piano Urbanistico Attuativo PUA
zona elementare 891 area 13, tra la Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Manfredo Fanti,
nel Comune di Modena (MO)
Relazione geologico, geotecnica e sismica a supporto di un Piano Urbanistico Attuativo PUA di iniziativa privata - zona elementare 891 area 13 - sita tra la Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Manfredo Fanti, in Comune di Modena (MO) – Rif. 744/2015
GEO GROUP S.R.L. Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche via C. Costa 182 - 41100 Modena -Tel.059/39.67.169 - fax 059/53.32.019 – E-mail:geo.group@libero.it
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Indice del contenuto 1. Premesse .......................................................................................................................................... pag. 3 1.1. Inquadramento geografico ................................................................................................................. pag. 5 1.2. Notizie storiche del sito ..................................................................................................................... pag. 5 2. Relazione geologica ......................................................................................................................... pag. 6 2.1 .Geologia e geomorfologia del sito ...................................................................................................... pag. 6 2.2. Indagini geognostiche ........................................................................................................................ pag. 7 2.2.1 Prove penetrometriche statiche CPT .............................................................................................. pag. 7 2.2.2. Prove penetrometriche statiche CPTU ........................................................................................... pag. 10 2.3. Caratteristiche geotecniche e litostratigrafiche .................................................................................. pag. 14 3. Relazione geotecnica ....................................................................................................................... pag. 18 3.1. Modello geotecnico del sottosuolo ..................................................................................................... pag. 18 3.2. Stima della portanza e Cedimenti ...................................................................................................... pag. 19 3.3. Modulo di sottofondo ......................................................................................................................... pag. 24 3.4. Verifica di stabilità del fronte di scavo ................................................................................................ pag. 25 4. Caratterizzazione sismica del sottosuolo ....................................................................................... pag. 29 4.1. Sismicità dell’area .............................................................................................................................. pag. 29 4.2. Indagini geofisiche ............................................................................................................................. pag. 31 4.2.1 Indagine sismica MASW .................................................................................................................. pag. 32 4.2.2 Indagine sismica Re.Mi. ................................................................................................................... pag. 33 4.2.2 Indagine sismica ESAC. .................................................................................................................. pag. 36 4.2.3 Indagini sismiche HVSR .................................................................................................................. pag. 37 4.3. Studi di microzonazione sismica ........................................................................................................ pag. 38 4.3.1. Approfondimenti di primo livello ...................................................................................................... pag. 40 4.3.2. Approfondimenti di secondo livello .................................................................................................. pag. 40 4.4. Approfondimenti di terzo livello .......................................................................................................... pag. 41 4.5. Cedimenti post sismici ....................................................................................................................... pag. 49 4.6. Verifica a liquefazione ....................................................................................................................... pag. 52 5. Considerazioni conclusive ............................................................................................................... pag. 57
Tavole
Tav. n. 1: “Carta Corografica” scala 1: 25.000 Tav. n. 2: “Carta Topografica” scala 1: 10.000 Tav. n. 3: “Ripresa fotografica generale dell’area di interesse” scala grafica Tav. n. 4: “Carta della litologia di superficie” scala 1: 5.000 Tav. n. 5a: “Indagini geotecniche” scala grafica Tav. n. 5b: “Indagini geofisiche” scala grafica Tav. n. 6: “Carta dei depositi del sottosuolo che influenzano il moto sismico in superficie” scala grafica Tav. n. 7: “Rischio sismico: carta delle aree soggette ad effetti locali” scala grafica Tav. n. 8: “Carta delle aree potenzialmente suscettibili di effetti locali per eventi sismici” scala grafica Tav. n. 9: “Carta di microzonazione sismica” scala grafica Tav. n. 10: “Sezione Litostratigrafica A-A’ ” scala grafica Tav. n. 11: “Sezione Litostratigrafica B-B’ ” scala grafica
Allegati
ALL. n. 1 Prove penetrometriche statiche CPT e CPTU corredate di interpretazione geotecnica; ALL. n. 2 Verifiche geotecniche; ALL. n. 3 Indagini sismiche; ALL. n. 4 Verifiche alla liquefazione; ALL. n. 5 Verifica di stabilità dei fronti di scavo
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1 PREMESSE
Nei mesi di Dicembre 2015 e Gennaio 2016 su incarico di Coop Alleanza 3.0 e in accordi
con il progettista e calcolatore delle strutture è stato eseguito il presente elaborato
geologico, geotecnico e sismico a supporto di un Piano Urbanistico Attuativo PUA di
iniziativa privata - zona elementare n. 891, Area 13 - da eseguirsi tra la Strada Nazionale
del Canaletto Sud e via Manfredo Fanti, in Comune di Modena (MO).
Fig. 1.1: Ripresa aerea dell’area di interesse, tratta da Google Maps
Fig. 1.2: Ripresa aerea di dettaglio dell’area di interesse, tratta da Google Maps.
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Fig. 1.3: Stralcio della tavola di progetto dell’area in oggetto.
Fig. 1.4: Stralcio della planimetria catastale dell’area oggetto di studio.
Per ottemperare alle richieste del D.M. 14/01/2008 il presente studio verrà suddiviso
nelle seguenti sezioni:
1) RELAZIONE GEOLOGICA riguardante le indagini geognostiche eseguite, la
caratterizzazione e modellazione geologica del sito (6.2.1. DM 14/01/08);
2) RELAZIONE GEOTECNICA basata sulle indagini eseguite, fornisce la
caratterizzazione e la modellazione del volume significativo di terreno interessato (6.2.2.
DM 14/01/08);
3) Relazione concernente la “RISPOSTA SISMICA DEL SITO” (ai sensi del D. M.
14/01/2008 NNTC) , la verifica dello Stato Limite Ultimo (SLU) (par. 6.4 del D.M.
14/01/08) e la verifica a possibili fenomeni di liquefazione (D.M. 14 /01/2008).
4) MICROZONAZIONE SISMICA DELL’AREA ai sensi della Delibera Assemblea
Legislativa (DAL) n. 112/2007 Art. 16 c.1 ”indirizzi per gli studi di microzonazione sismica
in Emilia-Romagna per la pianificazione territoriale e urbanistica”.
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1.1 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO
L’area in esame è sita nella porzione nord del comune di Modena (MO), tra via Canaletto
e via Manfredo Fanti, come illustrato nella “Carta corografica”, alla scala 1: 25.000 (tav. n. 1), tavola CTR n. 201_SE, nella “Carta topografica” alla scala 1: 10.000, sezione CTR
n. 201120 “Modena Nord Est (tav. n. 2) e nella “Ripresa fotografica generale” (tav. n. 3
e fig. 1.1),
Le coordinate geografiche relative al sito in oggetto, calcolate mediante apposito
software ed utilizzando la maglia di punti riportata in figura 1.3 sono le seguenti:
Fig. 1.3: Maglia di punti che identificano l’area di interesse
1.2 NOTIZIE STORICHE DEL SITO
Sono state analizzate alcune foto aeree dell’area tratte dal “Geoportale Emilia Romagna e
dal Geoportale Nazionale” dall’anno 1943 all’anno 2006 per vedere l’evoluzione della zona
oggetto di studi nel tempo.
Figura n.1-FOTO RAF (Royal Air Force) 1943-1944 (REGIONE EMILIA ROMAGNA) sono evidenti nella ripresa fotografica le zone in cui sono esplose le bombe.
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Figura n.2-FOTO RAF di dettaglio(Royal Air Force) 1943-1944 (REGIONE EMILIA ROMAGNA) sono evidenti nella ripresa fotografica le zone in cui sono esplose le bombe.
Come si evince dalle foto aeree sopra esposte, si nota che l’area dal 1943 e’ sempre stata
sede delle Officine Rizzi che sono state demolite a partire dal 2000.
2 RELAZIONE GEOLOGICA
2.1 GEOLOGIA e GEOMORFOLOGIA del sito
L’area oggetto di studi si colloca tra Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Manfredo
Fanti, nella parte nord della città di Modena, a sud dell’ex mercato bestiame. La zona si
trova ad una quota topografica media di 33.0 m s.l.m..
Dal punto di vista geologico nell’area affiorano i depositi di seguito illustrati e riportati
nella “Carta della litologia di superficie” (tav. n. 4) a scala 1:5.000, tratta dal “Progetto
cartografia della Regione Emilia Romagna “ CARG:
- AES8a Unità di Modena Depositi ghiaiosi passanti a sabbie e limi di terrazzo alluvionale. Limi prevalenti nelle
fasce pedecollinari di interconoide. Unità definita dalla presenza di un suolo a
bassissimo grado di alterazione, con profilo.potente meno di 100 cm, calcareo, grigio-
giallastro o bruno grigiastro. Nella pianura ricopre resti archeologici di età romana del VI
secolo d.C.. Potenza massima di alcuni metri (< 10 m).
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Post-VI secolo d.C.
Nell’area mancano evidenze geomorfologiche degne di nota, la zona è completamente
pianeggiante con una leggera inclinazione verso nord-nord est in concordanza con
l’andamento generale della Pianura Padana. Siamo in un’area modificata in modo
rilevante dall’azione antropica.
2.2 INDAGINI GEOGNOSTICHE
In relazione alla litologia presente nell’area e in base alla tipologia dello studio in oggetto
relativo ad un Piano Urbanistico Attuativo PUA, zona elementare n. 891, Area 13, tra
Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Manfredo Fanti, comune di Modena, si sono
eseguite le seguenti indagini geognostiche:
o N. 3 PROVE PENETROMETRICHE STATICHE CON PUNTA MECCANICA CPT; o N. 2 PROVE PENETROMETRICHE STATICHE CON PUNTA ELETTRICA CPTU; o N. 1 INDAGINE SISMICA MASW; o N. 1 INDAGINE SISMICA RE.MI.; o N. 1 INDAGINE SISMICA ESAC; o N. 2 INDAGINI SISMICHE PASSIVE HVSR.
L’ubicazione di tutte le indagini eseguite è illustrata nella tav. n. 5, riportata in allegato,
mentre i diagrammi relativi alle CPT e CPTU eseguite, dotati d’interpretazione
geotecnica, sono presenti nell’allegato n. 1; in allegato n. 3 sono visibili i grafici e i
risultati delle indagini sismiche MASW, Re.Mi., ESAC e HVSR.
2.2.1 Prove penetrometriche statiche con punta meccanica CPT
Nell’area di interesse sono state eseguite, in data 29/12/2015 e 30/12/2015, n. 3 prove penetrometriche statiche CPT, spinte rispettivamente fino alla profondità di – 23.20 m
da p.c. (CPT n. 1) , – 22.60 m da p.c. (CPT n. 2) e – 23.00 m da p.c. (CPT n. 3).
Nell’Allegato n. 1 sono riportati i grafici e le tabelle riguardanti le prove eseguite,
corredate dell'elaborazione geotecnica e litostratigrafica.
Le caratteristiche tecniche dello strumento impiegato (Gouda da 20 ton.) sono le
seguenti:
Punta meccanica Begemann Spinta 200 kN Intervalli di misura 20 cm Parametri registrati Rp (resistenza alla punta) Rl (resistenza attrito laterale) Area punta 10 cm2
Angolo alla punta 60°
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La prova penetrometrica statica CPT (Cone Penetration Test) viene realizzata infiggendo
nel terreno, alla velocità di 2 cm/sec, la punta meccanica Begemann (fig. 2.2). La punta
presenta alla sua estremità inferiore un cono avente un angolo al vertice di 60°, un
diametro alla base di 36 mm e quindi un area di base di 10 cm2. Esso supporta lungo il
suo stelo un manicotto d’attrito, la cui superficie laterale è di 150 cm2. I valori degli sforzi
di reazione che il suolo oppone alla penetrazione della punta, allo scorrimento del
manicotto laterale e l’avanzamento dell’insieme punta più aste, verranno registrati ogni
20 cm di avanzamento in profondità.
L’esecuzione della prova avviene tramite il seguente schema di avanzamento (fig. 2.2):
1) posizione di riposo con punta completamente chiusa;
2) spinta esercitata sulle aste interne con avanzamento di 4 cm del solo cono;
visualizzazione dello sforzo di punta (Rp);
3) spinta esercitata sulle aste interne con avanzamento di 4 cm di cono + manicotto;
visualizzazione dello sforzo di punta + attrito laterale (Rl);
4) spinta esercitata sulle aste esterne con avanzamento di 12 cm e ritorno alla
posizione di riposo con punta completamente chiusa; visualizzazione dello sforzo di
punta + attrito + attrito della batteria di aste (Rt).
Nella fase d’avanzamento in cui viene letta la resistenza alla punta, il display restituisce
automaticamente il carico unitario di resistenza (Rp) tenuto conto della superficie di
infissione di circa 10 cm2. Nella fase di avanzamento in cui viene letta la somma delle
resistenze alla punta ed al manicotto di frizione il display visualizza il carico assoluto
espresso in kg diviso per 10 (Rl).
Ad ogni profondità di misura (x), i valori reali della resistenza alla penetrazione della
punta “qc” e dell’attrito laterale locale “fs” possono essere calcolati tramite le seguenti
formule:
Punta Begemann (a) e schema di avanzamento (b)
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qc (x) = Rp (x) [kg/cm2]
dove:
AP (Area Punta) = 10 cm2
AM (Area Manicotto Laterale) = 150 cm2
fS (X) = (Rl(x+1) – Rp(x+1)) · (AP/AM) = (Rl(x+1) – Rp(x+1)) / 15
La particolare punta utilizzata per la perforazione Friction Jacket Cone è servita a
determinare, oltre al carico di rottura, anche la litologia dei terreni investigati: dal
rapporto tra la resistenza penetrometrica alla punta e la resistenza laterale locale è infatti
possibile risalire, attraverso l’esperienza di Begemann, modificata da Schmertmann (di
seguito descritti), alla granulometria, e di conseguenza alla litologia, dei terreni
attraversati dall’indagine.
Metodo di Begemann: Il metodo di BEGEMANN considera il rapporto tra Rp e Rl come parametro indicativo
delle variazioni litologiche. In particolare l’Autore suggerisce le seguenti correlazioni:
Va ricordato che tali correlazioni sono valide solo per terreni immersi in falda.
Metodo di Schmertmann: Il metodo di SCHMERTMANN considera come indicativo della litologia della verticale
indagata il rapporto delle resistenze Fr (con Fr%=100 Rl/Rp), secondo il grafico
seguente:
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2.2.2 Prove penetrometriche statiche con piezocono CPTU
Nell’area in oggetto, per la realizzazione del PUA in progetto sono state eseguite anche
n. 2 prove penetrometriche statiche CPTU, spinte alle profondità di -23.71 m (CPTU 1), e
-21.01 m (CPTU 2) da piano campagna attuale.
Il penetrometro utilizzato per realizzare le prove statiche è stato, come già detto un
Gouda da 200 kN di spinta, montato su autocarro gommato a trazione integrale.
La prova penetrometrica statica con punta elettrica (CPTE/U), consiste essenzialmente
nella misura della resistenza alla penetrazione di una punta conica standard, connessa
all’estremità inferiore di una batteria di aste cave, che viene infissa a pressione e velocità
costante nel terreno tramite un dispositivo di spinta idraulico che agisce alla sommità
delle aste.
Fig. 2.4.1: Attrezzatura di prova utilizzata.
La punta elettrica è strumentata con sensori elettrici e un sistema di trasmissione dei dati
in superficie via cavo, che permette l’acquisizione e la registrazione dei dati quasi in
continuo, ogni centimetro. I dati misurati durante la prova sono la resistenza totale alla
penetrazione Qt, la resistenza alla penetrazione della punta Qc e la resistenza laterale
del manicotto Fs; è possibile inoltre monitorare, durante l’esecuzione della prova, alcuni
parametri di controllo quali l’inclinazione rispetto alla verticalità e la velocità di
penetrazione del cono.
Una punta elettrica particolare, detta “piezocono”, è dotata anche di un dispositivo di
misura della pressione, attraverso il quale viene misurata la pressione dell’acqua nei pori
del terreno u (CPTU). La pressione che viene misurata è la pressione u = u0 + Δu, dove
u0 è la pressione dovuta al livello idrostatico e Δu quella generata dallo sforzo alla
penetrazione nel terreno.
Il piezocono da Noi utilizzato è un Pagani, con sistema di acquisizione TGAS07 ed è
dotato di un dispositivo di misura della pressione costituito da un cilindro metallico
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saturato con grasso, situato poco al di sopra della punta conica. Si riportano, di seguito,
la composizione dell’attrezzatura di prova ed il collegamento con il sistema di
acquisizione dei dati digitale TGAS07 (Fig.2.2) e le caratteristiche del piezocono (Fig.
2.3):
Fig. 2.4.2: Attrezzatura di prova e collegamento con il sistema di acquisizione digitale.
Fig. 2.4.3: Caratteristiche del Piezocono Pagani.
I dati acquisiti sono stati elaborati con software CPeT – IT v. 1.7.4.13 prodotto da
GeoLogisMiki – Geotechnical Software. I report, in cui sono riportati su grafici i dati di
resistenza e pressione interstiziale misurati ed illustrata l’interpretazione litostratigrafica e
geotecnica delle prove, sono riportati in Allegato n. 1.
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La caratterizzazione litostratigrafica del terreno è stata effettuata in funzione delle carte
proposte da Robertson, in cui il tipo di comportamento del terreno è definito da tre
parametri: qt, resistenza alla punta corretta, Rf, Bq, nella prima carta (1986) e con i
parametri normalizzati nella seconda (1990).
La ricerca e la disponibilità di numerosi dati ottenuti in camera di calibrazione e in
campagna ha prodotto numerose correlazioni tra i dati misurati in sito e il valore dei
parametri geotecnici caratteristici dei terreni. Il software utilizzato per l’elaborazione delle
prove utilizza le correlazioni riportate nello schema seguente.
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Fig. 2.4.4: Correlazioni utilizzate per la stima dei parametri geotecnici.
Foto. 2.4.5: Ripresa fotografica CPT1.
Foto. 2.4.6: Ripresa fotografica CPT2.
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Foto. 2.4.7: Ripresa fotografica CPT3.
2.3 CARATTERISTICHE LITOSTRATIGRAFICHE E GEOTECNICHE DEL TERRENO DI FONDAZIONE
Sulla base dei dati emersi dall’elaborazione geotecnica e litostratigrafica delle prove
penetrometriche da Noi eseguite in sito e illustrate nell’allegato n. 1, si può riassumere
quanto segue:
Le n. 3 prove penetrometriche CPT da Noi eseguite in sito in data 29/12/2015 e
30/12/2015 hanno rilevato una buona omogeneità litostratigrafica sia in senso
verticale che orizzontale;
Per quanto riguarda il grado di consolidazione dei materiali coesivi, è stata
rinvenuta in tutte le CPT la presenza di terreni sovraconsolidati SC (con OCR > 4) fino a profondità comprese tra - 10.00 m e - 12.00 m da p.c., seguiti da terreni
leggermente consolidati LC (2 < OCR < 4) fino a fondo foro.
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CPT 1 CPT 2 CPT 3 CPTU 1 CPTU 2 LITOLOGIA
-4.80 m da piano
campagna
-4.00 m da piano
campagna
-5.00 m da piano
campagna
-5.40 m da piano
campagna
-5.00 m da piano
campagna
Al di sotto di un primo strato di terreno di riporto, superato tramite prefori eseguiti mediante trivella meccanica, è stato individuato un livello argilloso limoso a scarsa consistenza con una resistenza alla punta del penetrometro statico compresa mediamente tra 0.50 e 0.80 Mpa nelle varie prove.
-6.60 m -6.40 m -5.60 m
Di seguito è presente un strato costituito da argille limose mediamente consistenti con una resistenza alla punta del penetrometro statico media compresa tra 1.10 e 1.50 Mpa nelle prove con punta meccanica.
-11.00 m -12.60 m -10.20 m -10.40 m -11.00 m
Livello di argille limose consistenti con rare intercalazioni limose, con una resistenza alla punta del penetrometro statico media compresa tra 2.30 e 2.70 Mpa nelle CPT e tra 1.30 e 1.50 MPa nelle CPTU.
-19.00 m -19.40 m -19.00 m -19.40 m -18.00 m
Argille amedia consistenza, con una resistenza media compresa tra 1.30 e 1.50 Mpa nelle CPT e tra 1.00 e 1.20 MPa nelle CPTU.
-22.00 m -22.20 m -22.20 m -23.40 m -21.00 m
Argille amedio elevata consistenza, con una resistenza media compresa tra 2.00 e 2.50 Mpa nelle CPT e tra 1.50 e 1.70 MPa nelle CPTU.
-23.20 m -22.60 m -23.00 m -23.60 m Ghiaie sabbiose addensate, densità relativa pari a 70%.
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Dall’esecuzione delle prove penetrometriche statiche con piezocono CPTU, la cui
elaborazione è riportata sempre in allegato n.1, sono stati rilevati i parametri geotecnici
e la litostratigrafia del sottosuolo, visibili nello stesso allegato e di seguito (fig. 2.2.4.1)
illustrati.
Fig. 2.3.1: Schema rappresentativo della litostratigrafia ricavata dalla prova penetrometrica statica con punta elettrica e piezocono CPTU1.
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Fig. 2.3.2: Schema rappresentativo della litostratigrafia ricavata dalla prova penetrometrica statica con punta elettrica e piezocono CPTU2.
Al termine delle prove penetrometriche è stata rilevata la soggiacenza della falda freatica
all’interno dei fori di sondaggio. La quota si attesta alla profondità pari a:
N. PROVE Soggiacenza falda freatica in m da p.c. 29/12/2015 e 30/12/2015
CPT n. 1 - 0.55 m
CPT n. 2 - 0.70 m
CPT n. 3 - 0.30 m
CPTU n. 1 - 0.30 m
CPTU n. 2 - 0.30 m
Dalla consultazione della “Carta del tetto delle ghiaie “ della provincia di Modena redatta
nell’ anno 2000 si evince che nell’area in studio il tetto del primo livello ghiaioso-sabbioso
addensato si attesta ad una profondità variabile da – 20.00 m a – 23.00 m da p.c.. Tale
dato conferma i risultati da Noi ottenuti dall’ elaborazione delle prove penetrometriche
statiche CPT/CPTU eseguite.
Figura 2.3.1 - Estratto della carta del tetto delle ghiaie della Provincia di Modena (2000),
l’area in studio è racchiusa nel cerchio verde.
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3 RELAZIONE GEOTECNICA
3.1 MODELLO GEOTECNICO DEL SOTTOSUOLO
In relazione alla litologia presente nell’area e in base all’intervento proposto che consiste
nella realizzazione di un Piano Urbanistico Attuativo PUA in via Canaletto a Modena,
tenendo delle indagini geognostiche eseguite, si riporta, di seguito, un modello
geotecnico medio schematico del terreno investigato, finalizzato a fornire tutti i dati
geotecnici necessari per i futuri interventi edificatori.
Modello geotecnico schematico medio
Strato Profondità Falda da p.c. Litotipo Parametri geotecnici
1 0.00 – 5.40 m da p.c.
-0.30 m
Argilla limosa a scarsa consistenza
1750 kg/cm3 ≈ 17.50 kN/m3 da p.c. ’ 2050 kg/cm3 ≈ 20.50 kN/m3
Cuk 0.40 kg/cm2 ≈ 40.0 kN/m2 C’k 0.08kg/cm2 ≈ 8.0 kN/m2 M0 30.0 kg/cm2 ≈ 3000 kN/m2 k 20° ν 0.50 Es 56.0 kg/cm2 ≈ 5600 kN/m2
2 5.40 – 6.60 m da p.c. Argilla limosa
media consistenza
1800 kg/cm3 ≈ 18.00 kN/m3 ’ 2100 kg/cm3 ≈ 21.00 kN/m3
Cuk 0.50 kg/cm2 ≈ 50.0 kN/m2 C’k 0.10 kg/cm2 ≈ 10.0 kN/m2 M0 40.0 kg/cm2 ≈ 4000 kN/m2
k 23° ν 0.40
Es 70.0 kg/cm2 ≈ 7000 kN/m2
3 6.60 – 10.50 m da p.c. Argilla limosa
consistente
1850 kg/cm3 ≈ 18.50 kN/m3 ’ 2150 kg/cm3 ≈ 21.50 kN/m3
Cuk 0.90 kg/cm2 ≈ 90.0 kN/m2 C’k 0.18kg/cm2 ≈ 18.0 kN/m2 M0 70.0 kg/cm2 ≈ 7000 kN/m2 Es 126.0 kg/cm2 ≈ 12600 kN/m2
k 25° ν 0.35
4 10.50 – 17.60 m da p.c. Argilla limosa
media consistenza
1800 kg/cm3 ≈ 18.00 kN/m3 ’ 2100 kg/cm3 ≈ 21.00 kN/m3
Cuk 0.60 kg/cm2 ≈ 60.0 kN/m2 C’k 0.12 kg/cm2 ≈ 12.0 kN/m2 M0 45.0 kg/cm2 ≈ 4500 kN/m2
k 23° ν 0.40
Es 84.0 kg/cm2 ≈ 8400 kN/m2
5 17.60 – 22.20 m da p.c. Argilla limosa
consistente
1850 kg/cm3 ≈ 18.50 kN/m3 ’ 2150 kg/cm3 ≈ 21.50 kN/m3
Cuk 0.90 kg/cm2 ≈ 90.0 kN/m2
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19
C’k 0.18 kg/cm2 ≈ 18.0 kN/m2 M0 60.0 kg/cm2 ≈ 6000 kN/m2
k 25° ν 0.35
Es 126.0 kg/cm2 ≈ 12600 kN/m2
6 22.20 – 25.00 m da p.c. Ghiaia con sabbia
addensata
1900 kg/cm3 ≈ 19.00 kN/m3 ’ 2200 kg/cm3 ≈ 22.00 kN/m3
Dr% 70 Es 700.0 kg/cm2 ≈ 70000 kN/m2
k 34° ν 0.30
Si riportano di seguito le referenze bibliografiche e le correlazioni utilizzate per la determinazione dei parametri geotecnici sopra riportati: ' = peso dell'unità di volume (efficace) del terreno [Terzaghi & Peck 1967 - Bowles 1982]
Cuk = coesione non drenata (terreni coesivi) [Formula di Lunne & Eide] Dr = densità relativa (terreni granulari) [Schmertmann 1976] M0 = modulo di deformazione edometrico (terreni coesivi e granulari) [Sanglerat 1972 - Mitchell & Gardner 1975 - Ricceri et al. 1974 - Holden 1973] Es = modulo elastico (terreni coesivi) [Trofimemkov 1974]
k = angolo di attrito interno efficace (terreni granulari) [Meyerhof 1956/1976, sabbie limose] k = angolo di attrito interno efficace (terreni coesivi) [prove di laboratorio CID da Noi eseguite su
analoghi litotipi presso Nostro laboratorio certificato dal “Ministero delle infrastrutture e dei trasporti n.1845"per l'esecuzione e certificazione di prove su terre e rocce, categoria A]
3.2 STIMA DELLA PORTANZA DEL TERRENO DI FONDAZIONE e CEDIMENTI
Sono state eseguite verifiche di portanza del terreno ipotizzando varie tipologie di
fondazione, relative ai vari futuri interventi edificatori. Si sono ipotizzate delle fondazioni
dirette superficiali nastriformi impostate a D= -1.00 m da p.c., per l’intervento sul
LOTTO A, delle fondazioni a platea con quota di imposta pari a Dw = - 3.50 m da
piano campagna attuale, in considerazione della realizzazione di un piano interrato, per
l’intervento sul LOTTO B e fondazioni profonde su pali trivellati o CFA, immersi e
approfonditi nel livello ghiaioso con sabbia addensato, rinvenuto a partire da circa 22.20
m da p.c. attuale per quanto riguarda la realizzazione di una passerella pedonale. Il
calcolo della portanza è stato fatto solamente per i primi due casi relativi a fondazioni
dirette superficiali, ed è stato effettuato mediante software CARL12.0 (vers.12.01a) di
Aztec Informatica S.r.l., utilizzando i parametri geotecnici del terreno emersi
dall’elaborazione delle prove geognostiche eseguite in sito e riportati nel § 3.2.
Il calcolo della capacità portante del terreno di fondazione è stato effettuato
relativamente ad una fondazione diretta superficiale nastriforme e a platea, con quota di
imposta rispettivamente a D = -1.00 m da p.c. e D = -3.50 m da p.c.. Si richiamano di
seguito brevemente i metodi utilizzati.
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Verifica al carico limite
Il rapporto fra il carico limite in fondazione e la componente normale della risultante dei carichi trasmessi sul terreno di fondazione deve essere superiore a q. Cioè, detto Qu, il carico limite ed R la risultante verticale dei carichi in fondazione, deve essere:
Qu / R >= q
Terzaghi ha proposto la seguente espressione per il calcolo della capacità portante di una fondazione superficiale.
qu = cNcsc + qNq + 0.5B N s
La simbologia adottata è la seguente: c coesione del terreno in fondazione; angolo di attrito del terreno in fondazione; peso di volume del terreno in fondazione;
B larghezza della fondazione; D profondità del piano di posa; q pressione geostatica alla quota del piano di posa. I fattori di capacità portante sono espressi dalle seguenti relazioni: e2(0.75 - /2)tg( ) Nq = ––––––––––––––––– 2cos2(45 + /2) Nc = (Nq - 1)ctg tg Kp N = ––––– ( ––––––––– - 1 ) 2 cos2 I fattori di forma sc e s che compaiono nella espressione di qu dipendono dalla forma della fondazione. In particolare valgono 1 per fondazioni nastriformi o rettangolari allungate e valgono rispettivamente 1.3 e 0.8 per fondazioni quadrate. Il termine Kp che compare nell'espressione di N non ha un'espressione analitica. Pertanto si assume per N l'espressione proposta da Vesic N = 2(Nq + 1)tg
Calcolo delle tensioni indotte
Metodo di Boussinesq Il metodo di Boussinesq considera il terreno come un mezzo omogeneo elastico ed isotropo. Dato un carico concentrato Q, applicato in superficie, la relazione di Boussinesq fornisce la seguente espressione della tensione verticale indotta in un punto P(x,y,z) posto alla profondità z:
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3Qz3 qv = –––––––
2 R5
dove: R = (x2 + y2 + z2)1/2; Per ottenere la pressione indotta da un carico distribuito occorre integrare tale espressione su tutta l'area di carico, considerando il carico Q come un carico infinitesimo agente su una areola dA. L'integrazione analitica di questa espressione si presenta estremamente complessa specialmente nel caso di carichi distribuiti in modo non uniforme. Pertanto si ricorre a metodi di soluzione numerica. Dato il carico agente sulla fondazione, si calcola il diagramma delle pressioni indotto sul piano di posa della fondazione. Si divide l'area di carico in un elevato numero di areole rettangolari a ciascuna delle quali compete un carico dQ: la tensione indotta in un punto P(x,y,z), posto alla profondità z, si otterrà sommando i contributi di tutte le areole di carico calcolati come nella formula di Boussinesq.
Il calcolo, effettuato secondo l’ l’Approccio 1 - combinazione (A1+M1+R2) nelle due
condizioni non drenate e drenate, ha fornito i seguenti risultati:
Cmb Indice della combinazione Fnd Indice della fondazione PF Rottura per punzonamento in presenza di falda qu Portanza ultima, espressa in [kg/cmq] qd Portanza di progetto, espressa in [kg/cmq] Pu Portanza ultima, espressa in [kg] Pd Portanza di progetto, espressa in [kg] V Carico ortogonale al piano di posa, espresso in [kg] Fattore di sicurezza a carico limite ( =Pd/V)
FONDAZIONE NASTRIFORME
CONDIZIONI NON DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 1,61 0,89 120557 66976
CONDIZIONI DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 1,04 0,58 77832 43240
Il calcolo, effettuato secondo l’ l’Approccio 2 - combinazione (A1+M1+R3) nelle due
condizioni non drenate e drenate, ha fornito i seguenti risultati:
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CONDIZIONI NON DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 2,17 0,94 162900 70826
CONDIZIONI DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 1,46 0,64 109768 47725
PLATEA
CONDIZIONI NON DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 2,83 1,57 5651286 3139603
CONDIZIONI DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 2,25 1,25 4503817 2502120
Il calcolo, effettuato secondo l’ l’Approccio 2 - combinazione (A1+M1+R3) nelle due
condizioni non drenate e drenate, ha fornito i seguenti risultati:
CONDIZIONI NON DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 3,67 1,60 7345000 3193478
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CONDIZIONI DRENATE
Cmb
Fnd PF qu qd Pu Pd
[kg/cmq] [kg/cmq] [kg] [kg] 1 1 NO 3,66 1,59 7310675 3178554
Le verifiche sono riportate con maggior dettaglio in allegato n. 2.
CEDIMENTI DELLA FONDAZIONE
Cedimenti della fondazione Metodo Edometrico Il metodo edometrico è il classico procedimento per il calcolo dei cedimenti in terreni a grana fina, proposto da Terzaghi negli anni '20. L'ipotesi edometrica è verificata con approssimazione tanto migliore quanto più ridotto è il valore del rapporto tra lo spessore dello strato compressibile e la dimensione in pianta della fondazione. Tuttavia il metodo risulta dotato di ottima approssimazione anche nei casi di strati deformabili di grande spessore. L'implementazione del metodo è espressa secondo la seguente espressione:
n i
H = ––––––– zi i=1 Eed,i
dove:
è la tensione indotta nel terreno, alla profondità z, dalla pressione di contatto della fondazione; Eed è il modulo elastico determinato attraverso la prova edometrica e relativa allo strato i-esimo; z rappresenta lo spessore dello strato i-esimo in cui è stato suddiviso lo strato
compressibile e per il quale si conosce il modulo elastico. È stata eseguita una stima dei cedimenti della fondazione, ipotizzando che trasmetta un
carico al terreno di fondazione pari a ΔP = 0.80 kg/cm2. E’ stato calcolato il seguente
cedimento Δw:
FONDAZIONE NASTRIFORME
Strato
Terreno H w
[m] [cm] 1 AL SCARSA
CONSISTENZA 3,10 4,0050
3,10 4,0050
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PLATEA
Strato
Terreno H w
[m] [cm] 1 AL SCARSA
CONSISTENZA 1,90 2,5917
2 AL MEDIA C 1,20 1,1792 3 AL CONSISTENTE 1,60 0,8239 4,70 4,5948
3.3 MODULO DI SOTTOFONDO
Il modello di Winkler considera il terreno come formato da una distribuzione di vincoli
semplici bilaterali elastici. La relazione che ne regola il comportamento è di tipo lineare
tra il cedimento (w) e la pressione di contatto (p): p = kw.
k (kN/mc) = 40 *Qlim effettivamente applicato*Fc,
dove Fc = 2.54/cedimento della fondazione (cm), e dove Qlim effettivamente applicato
è = 3 x ΔP (incremento di carico effettivamente applicato sul terreno, nel nostro caso pari
a 0.80 kg/cm2 80 kN/m2), quindi si avrà nel nostro caso Qlim = 3 x 0.80 kg/cm2 3 x
80 kN/m2 = 2.40 kg/cm2 240 kN/m2. Considerando inoltre un cedimento S = 4.00 cm il
modulo di sottofondo o costante di Winkler è risultato pari a:
FONDAZIONE NASTRIFORME
Modulo di sottofondo
Cedimento di riferimento Incremento di carico sul terreno Costante di Winkler S = 4.00 cm ΔP = 0.80 kg/cm2 80 kN/m2 0.61 kg/cm3 ≈ 6100 kN/m3
PLATEA
Modulo di sottofondo
Cedimento di riferimento Incremento di carico sul terreno Costante di Winkler S = 4.60 cm ΔP = 0.80 kg/cm2 80 kN/m2 0.53 kg/cm3 ≈ 5300 kN/m3
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3.4 VERIFICA DI STABILITA’ DEL FRONTE DI SCAVO
Dal momento che per l’esecuzione del fabbricato dotato di piano interrato (LOTTO B), si
dovrà eseguire uno scavo approfondito a D = – 3.50 m da p.c. attuale, e, tenendo conto
del fatto che la soggiacenza della falda è stata rinvenuta a Dw = - 0.30/0.70 m da p.c. attuale, dovendo abbassare il livello di falda si dovrà procedere nel seguente modo:
- si farà uno scavo nel terreno tenendo una pendenza dei fronti di scavo di 45°. Lo
scavo dovrà essere attrezzato sul fondo con pompe per eliminare l’acqua presente e
previa asciugatura permettere il getto di calcestruzzo della platea di fondazione.
Per poter far ciò, si è ritenuto opportuno procedere ad eseguire una verifica di stabilità
dei fronti di scavo in progetto con quota d’imposta a – 3.50 m dal p.c. attuale inclinati
a α = 45°. E’ stata analiticamente eseguita una verifica di stabilità (mediante software di
calcolo STAP FULL 11.0 - versione 11.03a prodotto da Aztec Informatica) (Allegato n. 5).
La verifica di stabilità del fronte di scavo è stata effettuata in accordo con quanto
prescritto dal D.M. 14/01/2008 – Nuove Norme Tecniche sulle Costruzioni (N.N.T.C.), sulla base dei parametri geotecnici emersi dall’elaborazione delle indagini geognostiche.
Riferimenti normativi
Le verifiche di stabilità del fronte di scavo sono state eseguite in accordo con quanto
prescritto dal D.M. 14/01/2008 – Nuove Norme Tecniche sulle Costruzioni (N.T.C.). Le N.T.C. 2008 si basano sul concetto dei coefficienti di sicurezza parziali e considera
due tipi di combinazioni (indicate come A1-M1 e A2-M2), nel caso in esame si è eseguita
la modalità:
- caso A2-M2: in questo tipo di combinazioni vengono incrementati i carichi variabili e
vengono ridotte le caratteristiche di resistenza del terreno (tg(Φ) o c) secondo i
coefficienti parziali definiti nella finestra Coefficienti di sicurezza.
Per la stabilità dei fronti di scavo le Norme indicano che le verifiche devono essere
effettuate secondo l’Approccio 1:
Combinazione 2 (A2 + M2 + R2) con fattore di sicurezza R2 = 1.1
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Si precisa che le analisi di stabilità del fronte di scavo sono state condotte considerando
la falda freatica a Dw = - 0.30 m da p.c. attuale (caso peggiore più cautelativo) come
rilevato dalle indagini geognostiche eseguite in sito.
I coefficienti di sicurezza parziali utilizzati per le analisi sono i seguenti:
Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole Gfav 1,00 1,00 Permanenti Sfavorevole Gsfav 1,30 1,00 Variabili Favorevole Qfav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole
Qsfav 1,50 1,30 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan ' 1,00 1,25 Coesione efficace c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale qu 1,00 1,60 Peso dell'unità di volume
q
1,00 1,00 Coefficienti di partecipazione caso sismico Coefficienti parziali per le azioni o per l'effetto delle azioni: Carichi Effetto A1 A2 Permanenti Favorevole Gfav 1,00 1,00 Permanenti Sfavorevole Gsfav 1,00 1,00 Variabili Favorevole Qfav 0,00 0,00 Variabili Sfavorevole
Qsfav 1,00 1,00 Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno: Parametri M1 M2 Tangente dell'angolo di attrito tan ' 1,00 1,25 Coesione efficace c' 1,00 1,25 Resistenza non drenata cu 1,00 1,40 Resistenza a compressione uniassiale qu 1,00 1,60 Peso dell'unità di volume
1,00 1,00 Coefficiente di sicurezza richiesto 1.10 Le superfici sono state analizzate per i casi: [PC] [A2M2] Analisi condotta in termini di tensioni totali
Si ricorda che, in accordo con il DM 14/01/2008, il coefficiente di sicurezza richiesto è Fs = 1.10.
L’analisi è stata condotta solo in condizioni non drenate (breve termine senza effetti
sismici) in termini di tensioni totali.
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Risultati ottenuti con i metodi di calcolo Janbu e Bishop semplificati
Al fine di modellizzare e caratterizzare il più realisticamente possibile le condizioni di
stabilità del fronte di scavo in oggetto, sono state analiticamente calcolate n.2 verifiche di
stabilità mediante software di calcolo STAP FULL versione 11.0 prodotto da AZTEC. Tali
verifiche di stabilità sono state effettuate considerando la base dello scavo ubicata a D =
– 3.50 m da p.c. con un’inclinazione del fronte di scavo pari a = 45°. Le verifiche di
stabilità sono state eseguite con il metodo Janbu, e il metodo Bishop semplificato, come illustrato nell’allegato “Verifiche di Stabilità” allegato n. 5. Si precisa che tali verifiche sono state eseguite “in condizioni transitorie”, cioè a scavo
eseguito con le pareti di scavo libere prive di opere di sostegno.
Per la verifica è stato considerato un modello a tre strati. I parametri geotecnici utilizzati,
desunti dalla prova penetrometrica eseguita, sono illustrati nella tabelle seguente:
STRATO N. 1 – ARGILLA LIMOSA A SCARSA CONSISTENZA Coesione non drenata Cu = 0.40 kg/cm2 40 kN/m2 Coesione efficace C’= 0.08 kg/cm2 8,0 kN/m2 Peso di volume naturale = 1750 kg/m3 17,50 kN/m3 Peso di volume saturo = 1950 kg/m3 19,50 kN/m3 Angolo di attrito φ = 20°
STRATO N. 2 – ARGILLA LIMOSA MEDIAMENTE CONSISTENTE Coesione non drenata Cu = 0.50 kg/cm2 50 kN/m2 Coesione efficace C’= 0.10kg/cm2 10.0 kN/m2 Peso di volume naturale = 1800 kg/m3 18,00 kN/m3 Peso di volume saturo = 2100 kg/m3 21,00 kN/m3 Angolo di attrito φ = 23°
STRATO N. 3 – ARGILLA LIMOSA CONSISTENTE Coesione non drenata Cu = 0.90 kg/cm2 90 kN/m2 Coesione efficace C’= 0.18 kg/cm2 18.0 kN/m2 Peso di volume naturale = 1850 kg/m3 18,50 kN/m3 Peso di volume saturo = 2150 kg/m3 21,50 kN/m3 Angolo di attrito φ = 25°
Di seguito si riportano i grafici e i valori dei fattori di sicurezza minimi ottenuti con il
metodo di Bishop semplificato e Janbu. Ulteriori informazioni sono riportate in
allegato n. 5.
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Programma di calcolo: STAP FULL 11.0 TENSIONI TOTALI – BREVE TERMINE (Condizioni non drenate) Metodo Janbu
TRANSITORIO: SCAVO APERTO
Fs = 2.427
Metodo Bishop semplificato Fs = 2.368
Come si può notare nella condizione transitoria (scavo aperto) nei calcoli
sopradescritti, l’analisi di stabilità eseguita evidenzia che i fronti di scavo, se verranno
realizzati con una pendenza massima delle pareti di scavo di = 45°, si possono
considerare stabili con entrambi i metodi di calcolo utilizzati, a breve termine. Infatti il
fattore di sicurezza calcolato è risultato sempre superiore al valore minimo imposto dal
D.M. 14/01/2008 (Fs = 1.10, in condizioni sismiche).
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Gli scavi dovranno comunque essere eseguiti in idonea stagione asciutta e dovranno essere lasciati aperti il minor tempo possibile.
4 CLASSIFICAZIONE e CARATTERIZZAZIONE SISMICA DEL SOTTOSUOLO
4.1 SISMICITÀ DELL’AREA
Con l’entrata in vigore del D.M. 14/01/2008 recante “Nuove Norme tecniche per le
costruzioni”, il Comune di Modena (MO) è stato classificato in classe di sismicità 3.
Fig. 4.1: Classificazione sismica vigente dei comuni della regione Emilia-Romagna ed ubicazione del
territorio comunale di Modena(MO).
Sulla base della nuova normativa sismica per gli edifici, sopracitata, secondo le indagini
geofisiche eseguite in sito si classifica il terreno di fondazione come appartenente alla
categoria C, corrispondente a depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati
o terreni a grana fine di media consistenza con spessori superiori a 30 metri,
caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità
e da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a
grana grossa e 70 < cu30 < 250 KPa nei terreni a grana fine).
Per l’area in oggetto, secondo quanto indicatoci dall’ing. Bruni, si è considerata, per i
futuri fabbricati una classe d’uso II identificata dalle seguenti coordinate geografiche
(Sistema di riferimento ED50): Latitudine: 44.656180°, Longitudine 10.933622°, in
relazione ad un periodo di riferimento TR stimato di 475 anni (classe II), ed è stato
definito un parametro di accelerazione massima attesa ag pari a ag attesa= 0.163g .
CLASSE d’Uso II, Tr = 475 anni
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Tabelle 4.1.1 – Tabelle dei parametri sismici desunti dal programma “Parametri Sismici” di GEO STRU.
L’accelerazione orizzontale di picco attesa ag è definita in condizioni di campo libero su
sito di riferimento rigido (suolo categoria A) e con superficie topografica orizzontale.
L’accelerazione ag rappresenta uno dei parametri principali che definisce la pericolosità sismica di base, insieme ai parametri che F0 e Tc* dello spettro di risposta elastico,
desumibili nelle tabelle riportate sopra.
Ai fini della definizione dell’azione sismica, determinata la pericolosità sismica di base,
occorre valutare gli effetti di sito mediante specifiche analisi di risposta sismica locale.
Si ricava quindi il fattore stratigrafico Ss, caratteristico del sito secondo le N.N.T.C. -
D.M. 14/01/2008, mediante la seguente relazione, valida suoli in classe C:
1.00 Ss = 1.70 - (0.60 Fo ag/g) 1.50
(4.1.1)
dove:
Fo = fattore che quantifica l’amplificazione spettrale massima, su sito di riferimento rigido
orizzontale, ed ha valore minimo pari a 2.2; per il sito oggetto di studio tale valore,
calcolato mediante l’utilizzo di apposito software, risulta pari a 2.436;
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ag/g = accelerazione orizzontale del sito, con tempo di ritorno pari a 475
anni/accelerazione di gravità;
SS = coefficiente di amplificazione stratigrafica o fattore stratigrafico, calcolato tramite la
relazione 4.1.1; per il sito oggetto di studio risulta pari a 1.46 (classe II);
Successivamente, sulla base delle condizioni topografiche del sito studiato, si calcola il
fattore topografico ST dalla seguente tabella:
Categoria topografica Caratteristiche della superficie topografica Fattore topografico ST
T1 Superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i ≤ 15°
1.0
T2 Pendii con inclinazione media i > 15° 1.2
T3 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media 15° ≤ i ≤ 30°
1.2
T4 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media i > 30°
1.4
Per l’area studiata, sita, come suddetto in una zona di pianura e appartenente, quindi
alla categoria topografica T1, si ottiene un fattore topografico ST pari a 1.0.
In base a tali valori del fattore stratigrafico SS e del fattore topografico ST si procede al
calcolo dell’ accelerazione massima orizzontale Amax:
Amax = SS ST ag= 1.46 1.0 0.163g = 0.238 g Classe II (475 anni)
4.2 INDAGINI GEOFISICHE
Per la classificazione sismica dell’area in studio, interessata da realizzazione PUA, zona
elementare n. 891 Area 13, tra Strada Nazionale del Canaletto Sud e via Fanti nel
comune di Modena sono state eseguite in sito, come già precedentemente enunciato le
seguenti indagini geofisiche:
o N. 1 INDAGINE SISMICA MASW o N. 1 INDAGINE SISMICA RE.MI. o N. 1 INDAGINE SISMICA ESAC o N. 2 INDAGINI SISMICHE PASSIVE HVSR
L’ubicazione delle indagini eseguite è riportata nella Tav. n. 5, mentre in Allegato n. 3
sono presenti i grafici relativi ai risultati ottenuti dall’elaborazione delle indagini sismiche.
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4.2.1 Indagini sismiche – tecnica MASW
Per potere classificare con precisione l’area da un punto di vista sismico, è stata
eseguita nell’area in oggetto n. 1 indagine sismica con metodo MASW, ubicata come
riportato nella tav. n. 5 e i cui risultati sono riportati in Allegato n. 3.
Per misurare le velocità delle onde di taglio si possono eseguire prospezioni sismiche
mediante stendimenti superficiali, utilizzando geofoni verticali da 4,5 Hz ed acquisendo
attivamente i segnali delle onde rifratte alla superficie mediante una sorgente
artificialmetne provocata. Questa tecnica, nota con la sigla MASW (Multichannel
Analysis of Surface Waves), permette di ricostruire il profilo verticale delle Vs con
procedimenti di modellazione diretta delle velocità di fase delle onde, rifratte alla
superficie. Partendo dal sismogramma registrato mediante sorgente energizzante in
asse con lo stendimento, viene eseguita un’analisi spettrale che ha consentito di
elaborare un’immagine della distribuzione del segnale di velocità sismica in funzione
delle diverse frequenze che lo compongono. Da tale elaborazione, tramite una fase di
“picking” del segnale ad elevata intensità è stata ottenuta la “curva di dispersione”,
dalla cui inversione è stato calcolato il modello sismo-stratigrafico espresso in termini
di velocità delle onde di taglio (Vs). I dati sono stati registrati mediante un sismografo
Geode Geometrics 24 bit con filtri disinseriti, velocità di campionamento (sample rate) di
0.2 millisecondi e lunghezza delle acquisizioni di 1 secondo. Si effettuano battute poste
ad offset diversi (es. 10.00 m da geofono 1 e 15.00 m da geofono 1) mediante grave da
8,0 kg di massa.
Fig. 4.2.1: Schema di Array lineare e punto energizzante.
Il calcolo del profilo delle velocità delle onde di Rayleigh, V(fase)/freq., può essere
convertito nel profilo Vs/profondità. Tale metodo non è univoco e quindi il modello che ne
scaturisce è un modello teorico; per questo motivo è preferibile operare in presenza di
dati di taratura (come nel caso specifico) onde ricavare il modello reale.
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Le indagini eseguite hanno permesso la determinazione dell’andamento della velocità
delle Vs fino a circa 35 m di profondità. Dalle indagini realizzate è stata ricavata la Vs30
desunta dalla formula:
I valori ottenuti, nell’area indagata, per la classificazione sismica dei terreni di fondazione
seguendo le indicazioni del D.M. 14/01/2008, sono risultati pari a:
MASW Vs30 = 200 m/s categoria C
Pertanto secondo la classificazione del suolo, si definisce, sulla base dei dati ottenuti da
tutte le indagini MASW eseguite, il terreno di fondazione dell’area studiata come
appartenente alla categoria C, corrispondente a depositi di terreni a grana grossa
mediamente addensati o 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 VS30 compresi tra 180 e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).
Foto 4.2.1- Apparecchiatura di registrazione per le indagini sismiche
4.2.2 Indagine sismica passiva con metodo dei microtremori (Re.Mi)
La caratterizzazione geotecnica dei terreni dal punto di vista sismico richiede come
elemento indispensabile la conoscenza del profilo delle velocità delle onde di taglio Vs
vihiVs
3030
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degli strati del terreno presenti nel sito di studio, fino alla profondità di almeno 30 metri
dal piano di posa delle fondazioni.
La normativa, sulla base del suddetto profilo, fornisce una classificazione dei suoli
suddivisa nelle tipologie A, B, C, D, E ed S1, S2.
Per misurare le velocità delle onde di taglio si possono eseguire rilievi in foro di
sondaggio meccanico con tecnica down-hole, se si dispone di un foro singolo o cross-
hole fra due fori, oppure prospezioni sismiche mediante stendimenti superficiali
utilizzando geofoni orizzontali con opportune energizzazioni del terreno o tramite geofoni
verticali acquisendo i segnali dei microtremori rifratti ambientali.
Questa tecnica, nota con la sigla Re.Mi. (Refraction Microtremors), permette di
ricostruire il profilo verticale delle Vs con procedimenti di modellazione diretta delle
velocità di fase delle onde relative ai rumori sismici locali, rifratte alla superficie.
Nell’approccio teorico si utilizzano le onde superficiali di Rayleigh per la determinazione
dei parametri di comportamento meccanico dei terreni a bassi livelli di deformazione,
modulo di taglio e coefficiente di smorzamento, e si basa sulle proprietà dispersive che
queste onde subiscono durante l’attraversamento di tali terreni.
Le onde di Rayleigh costituiscono un particolare tipo di onde superficiali che si
trasmettono sulla superficie libera di un mezzo isotropo e omogeneo, e sono il risultato
dell’interferenza tra onde di pressione “P” e di taglio “S”.
In un mezzo stratificato queste onde sono di tipo dispersivo e vengono definite di
pseudo- Rayleigh o di superficie.
La dispersione è una deformazione di un treno d’onde dovuta ad una variazione di
propagazione di velocità con la frequenza; le componenti a frequenza minore penetrano
più in profondità rispetto a quelle a frequenza maggiore.
Il calcolo del profilo delle velocità delle onde Rayleigh, Velocità/frequenza può essere
convertito mediante opportuno software in profilo Velocità/profondità.
La metodologia permette di raggiungere livelli di profondità generalmente compresi fra
1/4 e 1/3 della lunghezza dello stendimento dei geofoni.
Esempio: Profondità = (Lunghezza stendimento / 4 3) = (120 ml / 4 3) = 300 40 ml
Lo studio analitico del metodo Re.Mi. consente di operare favorevolmente in ambienti
fortemente inquinati da rumori urbani e/o industriali.
Una volta determinate le velocità delle onde di taglio fino alla massima profondità
raggiunta, si calcola una media pesata dei valori delle Vs di ogni strato per una
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profondità di 35 metri dal piano campagna e con tale parametro è possibile catalogare il
sito nella classe di riferimento dell’ordinanza in oggetto.
Modalità operative
L’indagine sismica è stata eseguita in sito utilizzando 24 geofoni verticali con frequenza
naturale di 14 Hz fissati al terreno ad intervalli regolari di 5 metri per una lunghezza
complessiva dello stendimento pari a 115 metri.
I dati sono stati registrati mediante un sismografo GEODE Geometrics 24 bit con filtri
disinseriti, velocità di campionamento (sample rate) di 2 millisecondi e lunghezza delle
acquisizioni di 30 secondi.
Complessivamente sono stati registrati 10 files ad intervalli irregolari nell’arco di circa 1
ora di tempo.
Classificazione del terreno in base alle VS,30 – D.M. 14/01/2008
L’elaborazione (Allegato n. 3) restituisce un grafico che riporta la curva di dispersione
attraverso un’immagine a colori che mostra il profilo delle velocità delle onde di Rayleigh
come velocità di fase e frequenza. Analizzando tale grafico si ottiene un modello teorico
dell’andamento delle Vs con la profondità fino ad una quota di – 35.00 m dal piano di
posa delle fondazioni, attraverso la formula:
I valori ottenuti nell’area indagata, sono di seguito esposti:
RE.MI Vs30 = 206 m/s Categoria C
Quindi, secondo la classificazione del suolo, secondo le indicazioni del D.M. 14 Gennaio
2008 e in base ai risultati ottenuti dall’ indagine geofisica Re.Mi. si conferma il terreno di
fondazione dell’area in studio come appartenente alla categoria C, corrispondente a
“DEPOSITI DI TERRENI A GRANA GROSSA MEDIAMENTE ADDENSATI O TERRENI A GRANA FINA
MEDIAMENTE CONSISTENTI CON SPESSORI SUPERIORI A 30 METRI, CARATTERIZZATI DA UN
GRADUALE MIGLIORAMENTO DELLE PROPRIETÀ MECCANICHE CON LA PROFONDITÀ E DA
VALORI DI VS30 COMPRESI TRA 180 M/S E 360 M/S (OVVERO CON VALORI DI 15<NSPT,30< 50 NEI
TERRENI A GRANA GROSSA E 70< CU30< 250 KPA NEI TERRENI A GRANA FINA)”.
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4.2.3 Indagine sismica passiva mediante registrazione di microtremori naturali in array 2-D (Metodologia ESAC)
Per estendere la caratterizzazione sismica del sottosuolo e raggiungere un’elevata
coerenza dei dati acquisiti, sono state svolte acquisizioni di rumore sismico ambientale
utilizzando un array 2D. Tale tecnica, conosciuta come la metodologia ESAC, permette
di campionare le frequenze più basse, caratterizzanti le porzioni più profonde del
sottosuolo. In generale le tecniche sfruttano la capacità di poter mettere in relazione le
velocità di fase e le frequenze, relative alle onde di taglio, con le forme di dispersione
delle onde di superficie. I microtremori sismici naturali determinano, in corrispondenza
della superficie, la formazione di onde superficiali di Rayleigh.
Si utilizzano dunque i microtremori naturali come sorgente sismica, i quali vengono
misurati attraverso geofoni verticali disposti secondo array lineari. L'analisi avviene
grazie a un passaggio delle registrazioni ottenute, attraverso la trasformata di Fourier, da
un dominio spazio/tempo a un dominio frequenza/inverso della velocità. Il risultato
dell'analisi è l'identificazione dello spettro energetico del segnale, in funzione della
frequenza e dell'inverso della velocità. Dato che i livelli energetici possono variare
significativamente alle diverse frequenze, lo spettro durante la fase di elaborazione viene
normalizzato.
Modalità operative
L’indagine sismica è stata eseguita in sito utilizzando 24 geofoni verticali, distanziati di 2
m, con frequenza naturale di 4.5 Hz fissati al terreno ad intervalli regolari.
I dati sono stati registrati mediante un sismografo GEODE Geometrics 24 bit con filtri
disinseriti, velocità di campionamento (sample rate) di 4 millisecondi e lunghezza delle
acquisizioni di 30 secondi.
Classificazione del terreno in base alle VS,30 – D.M. 14/01/2008
L’elaborazione (allegato n. 3) restituisce un grafico che riporta la curva di dispersione
attraverso un’immagine a colori che mostra il profilo delle velocità delle onde di Rayleigh
come velocità di fase e frequenza. Analizzando tale grafico si ottiene un modello teorico
dell’andamento delle Vs con la profondità fino ad una quota di –30.00 m dal piano di
posa delle fondazioni, attraverso la formula:
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A seguito dell’elaborazione dell’indagine ESAC eseguita è stato ottenuto un valore di
VS30 pari a:
ESAC Vs30 = 236 m/s
Pertanto, secondo la classificazione del suolo imposta dalle NNTC 2008, si definisce il
terreno di fondazione dell’area studiata come appartenente alla CATEGORIA [C], corrispondente a depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o 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 Vs30
compresi tra 180 e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70
< cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).
4.2.4 Indagini sismiche Horizontal to Vertical Spectral Ratio (HVSR) – Metodo di Nakamura
La caratterizzazione sismica dei terreni tramite la tecnica di indagine sismica passiva HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio – Metodo di Nakamura) è finalizzata
all'individuazione delle frequenze caratteristiche di risonanza di sito. Esse sono
correlabili ai cambi litologici presenti sia all'interno della copertura che nell'ammasso
roccioso. L'utilizzo di algoritmi di calcolo finalizzati ad una modellizzazione sintetica dello
spettro H/V, permette di correlare ogni picco spettrale con le discontinuità presenti nel
sottosuolo (per esempio i cambi litologici). I dati che si possono ricavare sono spessori,
profondità e velocità di propagazione delle onde di taglio all'interno del sismo–strato
individuato. Tramite l'elaborazione di moti superiori e l'analisi dell'andamento delle tre
componenti del moto, è possibile distinguere i picchi di origine naturale da quelli generati
dai moti superiori o da artefatti, al fine di garantire una corretta interpretazione dello
spettro sismico registrato. La tecnica dei rapporti spettrali (HVSR) trova la sua massima
applicazione negli studi di microzonazione sismica poiché fornisce un parametro
fondamentale (frequenza propria di risonanza di sito) per una corretta progettazione di
edifici antisismici. Negli ultimi anni si è affermata anche per la sua versatilità poiché si è
dimostrato come lo spettro sismico può rappresentare un modello sismo – stratigrafico
del sottosuolo.
La tecnica HVSR 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
energizzazioni esterne diverse dal rumore ambientale che in natura esiste ovunque. Per
l'acquisizione dei dati è stato utilizzato un “velocimetro triassiale” conforme alle norme
SESAME.
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I risultati che si possono ottenere da indagini sismiche HVSR sono:
La frequenza caratteristica di risonanza del sito che rappresenta un
parametro fondamentale per il corretto dimensionamento degli edifici antisismici. Si
dovranno adottare adeguate precauzioni nell'edificare strutture aventi la stessa
frequenza di vibrazione del terreno, per evitare l'effetto di "doppia risonanza",
fenomeno estremamente pericoloso per la stabilità delle costruzioni.
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 costruzione potrà essere o meno a
rischio.
La velocità media delle onde di taglio Vs calcolata 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, etc.) e riconoscibile
nella curva H/V. E' possibile calcolare la Vs30 e la relativa categoria del suolo di
fondazione come esplicitamente richiesto dalle Norme Tecniche per le Costruzioni del 14
gennaio 2008.
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 tecnica HVSR, 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.
Sono state eseguite per lo studio dell’area di interesse nel periodo compreso tra
Gennaio 2013 e Gennaio 2014 n. 15 indagini sismiche passive HVSR che hanno portato
ai risultati di seguito esposti.
Determinazione della frequenza caratteristica di sito
Gli spettri H/V ottenuti dall’elaborazione delle indagini sismiche HVSR eseguite in sito
non ha evidenziato alcuna frequenza di sito degna di nota.
4.3 MICROZONAZIONE SISMICA: Rischio Sismico
L’Assemblea Legislativa della Regione Emilia-Romagna con deliberazione n.112-
oggetto n°2131 del 02/05/2007 ha approvato l’atto di indirizzo e coordinamento tecnico
ai sensi dell’art. 16, c.1, della LR 20/2000: “Indirizzi per gli studi di microzonazione
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sismica in Emilia-Romagna per la pianificazione territoriale e urbanistica” e dei suoi
allegati.
In tale documento sono forniti i criteri per l’individuazione delle aree soggette ad effetti
locali e per la microzonazione sismica del territorio con particolare riguardo alla tipologia
ed al livello di approfondimento degli studi da effettuare per una migliore definizione della
risposta sismica locale.
E’ ormai accertato da numerosi studi a livello internazionale che, a parità di magnitudo e
localizzazione della sorgente sismica (ipocentro), terreni a caratteristiche fisico
meccaniche diverse subiscono deformazioni di intensità differente. Strumentalmente, ciò
è rilevabile attraverso la modifica del moto sismico (accelerogramma o spettro di risposta
elastico) impressa in termini di accelerazione in un dato periodo di tempo. Il moto
sismico, impresso alle particelle, si propaga in modo contiguo nel terreno ampliandosi o
smorzandosi in funzione del grado di addensamento e viscosità del materiale
attraversato, caratterizzandosi per velocità delle onde di taglio (Vsh), più veloci tanto più
il mezzo attraversato è addensato.
Tutto ciò risulta di primaria importanza per un’attenta analisi della risposta sismica
locale, al fine di individuare delle aree soggette ad effetti locali e per orientare
un’accurata indagine di campagna finalizzata alla definizione delle proprietà di seguito
elencate:
Indagine geologica e geomorfologia classica:
a) stratigrafia delle formazioni superficiali con definizione del contatto tra copertura
superficiale e bedrock;
b) morfologia di dettaglio dell’area con rilievo delle forme lineari o strutturali che
possono generare amplificazione del moto sismico.
Studi geofisici specifici:
c) profili di velocità delle onde sismiche trasversali Vs e longitudinali dentro le
formazioni superficiali.
Recentemente, per la valutazione della pericolosità sismica di base si può fare
riferimento all’Allegato A4 della Dal. Regione Emilia-Romagna n. 112 del 2.5.2007
“Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia Romagna per la pianificazione
territoriale e urbanistica” in cui sono riportati i valori di accelerazione massima
orizzontale al suolo (con probabilità di eccedenza del 10% in 50 anni) per ogni Comune
della Regione.
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Secondo tale classificazione il comune di Modena presenta un valore di accelerazione
massima orizzontale di picco al suolo (cioè per periodo T=0) arefg = 0.163 (espressa
sempre in frazione dell’accelerazione di gravità).
4.3.1 PRIMO LIVELLO DI APPROFONDIMENTO: Carta delle aree suscettibili di effetti locali
Il primo livello di approfondimento raggruppa gli studi e la cartografia di base
propedeutica alla redazione della “Carta degli Effetti Attesi” in cui sono evidenziate le
zone caratterizzate da differenti scenari di pericolosità locale con indicazione degli effetti
locali attesi.
Dalla consultazione della tavola 2.2a 04 “Rischio sismico: carta delle aree suscettibili di
effetti locali” tratta dagli Elaborati cartografici di Piano del PTCP del 2009 vigente per la
Provincia di Modena, riportata nella tavola n. 8, redatta sulla base delle tavole n. 6 e n. 7 in allegato, è emerso che l’area studiata ricade in una zona classificata come: “Area
soggetta ad amplificazione per caratteristiche litologiche e a potenziali cedimenti.”
Gli studi richiesti per tali aree sono quindi l’ approfondimento di II livello per la
valutazione del coefficiente di amplificazione litologico e di III livello per la stima dei
cedimenti attesi .
Per maggiore sicurezza sono però da Noi stati eseguiti approfondimenti di III livello
anche per la valutazione del coefficiente di amplificazione litologica nell’area interessata
da PUA.
Si rammenta inoltre che gli approfondimenti di III livello per gli studi di Microzonazione
sismica sono stati eseguiti considerando una classe d’uso dei fabbricati corrispondente a
Classe II.
4.3.2 SECONDO LIVELLO DI APPROFONDIMENTO: Carta di microzonazione sismica
Una volta identificati gli scenari che individuano il livello di approfondimento dell’area in
oggetto, dovrà essere valutato il coefficiente di amplificazione litologico, quindi sarà
necessario effettuare studi di microzonazione sismica di dettaglio del territorio indagato.
Sulla base dei dati bibliografici raccolti per l’area in oggetto e di tutti i risultati ottenuti
dalle indagini geognostiche eseguite in sito (indagine sismica MASW: MASW Vs30 = 200m/sec, Re.Mi. Vs30 = 206 m/sec ed ESAC Vs30 = 236 m/sec ), premesso che tale
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area ricade, secondo l’allegato A2 del D.A.L. 112 della L.R. 20/2000, all’interno
dell’ambito definito come: “PIANURA 2” caratterizzato da profilo stratigrafico costituito da presenza di alternanze di sabbie e peliti, con spessori anche deca metrici, talora con intercalazioni di orizzonti di ghiaie (di spessore anche di decine di metri), con substrato profondo (≥ 100 m da p.c., vedi tavola n. 6), si riportano, per
la microarea sismica zonizzata e indagata, i coefficienti di amplificazione sismica
sempre sulla base delle tabelle dell’ l’allegato A2 del D.A.L. 112 della L.R. 20/2000:
Da indagini MASW , Re.Mi.ed ESAC: F.A. P.G.A. = 1,5 F.A. SI (0,1<To<0,5) = 1,8 F.A. SI (0,5<To<1,0) = 2,5 dove:
- PGA= accelerazione massima orizzontale alla superficie
- SI = indice di Housner
- F.A. P.G.A.= Fattore di amplificazione P.G.A.
- F.A. 0.1-0.5 (intensità spettrale 0.1sec<To<0.5sec);
- F.A. 0.5-1.0 (intensità spettrale 0.5sec<To<0.1sec)
44..44 AAZZIIOONNEE SSIISSMMIICCAA:: SSTTUUDDIIOO DDII MMIICCRROOZZOONNAAZZIIOONNEE SSIISSMMIICCAA ((IIIIII LLIIVVEELLLLOO DDII AAPPPPRROOFFOONNDDIIMMEENNTTOO))
Alla luce di quanto esposto nel § 3.2.2 del D.M. 14/01/2008 e in accordo con quanto
esposto nella D.a.l 112/2007 della Regione Emilia Romagna, è stata definita l’azione
sismica di progetto secondo uno studio di risposta sismica locale, secondo III livello di approfondimento. Per ottemperare ai riferimenti normativi citati l’analisi è stata svolta
secondo quanto indicato al § 7.11.3 del D.M. 14/01/2008, attraverso analisi numerica
monodimensionale in campo lineare equivalente. Per fare ciò è stato utilizzato come
strumento di lavoro il software di calcolo STRATA (University of Texas - Austin).
Ai fini della restituzione degli spettri di accelerazione, relativi allo stato limite SLV, è stata
svolta la verifica dell’amplificazione del sito mediante l’utilizzo di un modello simulato in
campo lineare equivalente. Tale analisi è svolta per ottemperare a ciò che è richiesto
dalla normativa nazionale vigente (NNTC 2008), la normativa regionale dell’Emilia
Romagna (D.a.l. n° 112/2007).
Utilizzando un modello lineare equivalente è possibile ottenere una soluzione di un
modello non lineare, attraverso analisi lineari complete nelle quali, al termine di ogni
interazione vengono aggiornati i parametri di rigidezza e smorzamento che sono
dipendenti dallo stato di deformazione del terreno. Attraverso un'iterazione di calcoli si
raggiunge una convergenza prefissata a monte della fase di computazione.
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Il software STRATA è in grado di valutare la risposta sismica di un deposito di terreno,
considerando un profilo monodimensionale in cui si propagano linearmente le onde
sismiche, in funzione dei parametri dinamici attribuiti al terreno. Il terreno viene
schematizzo come un sistema di N strati orizzontali omogenei, isotropi e visco-elastici,
sovrastanti un semispazio uniforme, attraversati da un treno di onde di taglio che
incidono verticalmente le superfici. Ogni strato è descritto per mezzo dello spessore H,
del modulo di taglio massimo Gmax o dalla corrispondente velocità massima Vmax, dal
valore dello smorzamento D, dal peso dell’unità di volume γ e dalle curve di
decadimento del modulo di rigidezza a taglio normalizzato (G / G0 -γ ) e le corrispondenti
curve dello smorzamento ( D -γ ) con la deformazione di taglio γ. Il modello lineare visco-
elastico fa riferimento al modello reologico di Kelvin-Voigt, costituito da una molla e uno
smorzatore viscoso in parallelo. Tale modello è descritto quindi dalla rigidezza (G) e
dallo smorzamento (D). L'onda monodimensionale viene descritta dall'equazione in cui lo
spostamento provocato (u) è funzione della profondità (z) e del tempo (t):
u(z, t) = A exp [i (ωt + k z)] + B exp [i (ωt − k z)]
Nell'equazione appena presentata A e B rappresentano le corrispettive amplificazioni del
tetto e della base dello strato considerato. Il fattore k* risulta dipendente dal modulo di
taglio (G), dal grado di smorzamento (D) e dalla densità del terreno (ρ). Le relazioni sono
le seguenti:
Dove G* e v*s rappresentano il modulo di taglio e la velocità di taglio.
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Fig. 4.4.1 – Modello a strati continui adottato per la simulazione con il codice di calcolo STRATA
MODELLO SIMULATO
Il modello simulato deriva dai dati ottenuti dalle prove che compongono la campagna
geognostica eseguita in sito. Tale profilo approssima il comportamento del sottosuolo,
dal punto di vista sismico, in corrispondenza dell’area studiata. Il profilo considerato
deriva dall’interpolazione dei dati provenienti dalle indagini geofisiche eseguite e i dati, di
natura bibliografica, disponibili per il sito di riferimento.
Non disponendo di dati geofisici profondi, utili all’identificazione diretta del luogo definito
“bedrock sismico” dal quale il segnale sismico subisce amplificazione, è stata
considerata cautelativamente una quota di -200.00 m da p.c. attuale. Sulla scorta di ciò
l’analisi RSL verrà sviluppata facendo amplificare i n. 3 segnali di riferimento selezionati
a una profondità di -200.00 m da p.c..
Interpolando la profondità dell’unità rigida (bedrock) e i dati geofisici di superficie, ottenuti
dalle indagini MASW e Re.Mi eseguite, si ottiene il seguente modello:
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Fig. 4.4.2 – A sinistra: Interpolazione dei dati osservati con quelli noti da bibliografia. A destra: Modello di riferimento per l'analisi RSL
Per descrivere il comportamento dinamico dei terreni costituenti il modello sono state
considerate curve di decadimento dei moduli di rigidezza e smorzamento, al variare della
deformazione percentuale γ(%). Si riportano successivamente le curve di decadimento
considerate per l'esecuzione del calcolo di risposta sismica locale:
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Fig. 4.4.3 – Curva di decadimento dei moduli G/Gmax e D, utilizzata per descrivere il comportamento dei materiali coesivi che compongono il sottosuolo in oggetto
Trattandosi di una verifica a monte di una fase di verifica urbanistica, in accordo con
quanto esposto nella DAL 112/07, l’analisi RSL in oggetto è stata svolta adottando come
input sismico 3 accelerogrammi, corrispodenti allo stato limite SLV, scalati per il Comune
di Modena e forniti dalla Regione Emilia Romagna (Servizio Geologico e Sismico dei
Suoli).
RISULTATI OTTENUTI
Sulla scorta delle verifiche svolte mediante software STRATA, in riferimento al modello
considerato, è stato possibile definire, nel dominio delle frequenze, la funzione TF
(Funzione di trasferimento) e rapporto spettrale di amplificazione associato. Per via
grafica si inserisce successivamente la funzione di trasferimento TF ottenuta a seguito
dell'analisi RSL in oggetto. Attraverso tale funzione è possibile definire il campo di
frequenze entro il quale il sottosuolo, in corrispondenza del sito in oggetto, amplifica il
segnale sismico, oltre che a quantificare l'amplificazione stessa.
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Fig. 4.4.4 – In alto: funzione FTT, funzione FT e rapporto spettrale di amplificazione.
Definiti i parametri che descrivono il comportamento del sottosuolo nel campo elastico
lineare equivalente e descritti gli accelerogrammi su suolo rigido validi per il sito in
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oggetto, attraverso il software STRATA sono state definite le seguenti forme spettrali, in
termini accelerazione e velocità alla superficie:
Fig. 4.4.5 – Accelerazioni spettrali relative a un periodo di ritorno pari a 475 anni (SLV)
Fig. 4.4.6 – Velocità spettrali relative a un periodo di ritorno pari a 475 anni (SLV)
A seguito delle risultanze dello studio RSL svolto si definiscono i seguenti parametri
sismici caratteristici del sito analizzato:
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PGA0 FA PGA FA SI (0.00 < T(s)< 0.50) FA SI (0.50 < T(s)< 1.00) PGAMAX
SLV 0.163 1.59 2.04 1.94 0.259
Tab. 4.4.1 – Parametri che identificano lo spettro normalizzato (SLV - Tr 475 – Cu II), derivato dall'analisi mediante il software di calcolo STRATA
44..55 SSTTIIMMAA DDEEII CCEEDDIIMMEENNTTII PPOOSSTT--SSIISSMMIICCII
La generazione di sovrappressioni interstiziali durante l'applicazione di carichi ciclici, in
condizioni non drenate, provoca all'interno dei terreni una riduzione degli sforzi efficaci.
Una volta che il sistema è soggetto a drenaggio, la pressione in eccesso si dissipa e il
terreno è soggetto a una variazione dell'indice dei vuoti. Così facendo si generano
deformazioni volumetriche negative, che comportano l'instaurarsi di cedimenti
permanenti all'interno del terreno stesso.
Per tale motivo, durante input sismico, i terreni subiscono un fenomeno di
riconsolidazione dovuta all'applicazione di un carico ciclico. Pertanto risulta essenziale
stimare la potenziale deformazione volumetrica del sottosuolo, considerando l'azione
sismica di riferimento.
I cedimenti post-sismici sono stati calcolati secondo quanto descritto nel All. n. 3 della
D.a.l. n. 112/2007. Per tale stima sono state considerate le n. 3 prove CPT eseguite in
corrispondenza del sito in oggetto.
44..55..11 CCeeddiimmeennttii ppoosstt--ssiissmmiiccii ddeeii tteerrrreennii ccooeessiivvii
La stima dei cedimenti post-sismici nei terreni coesivi viene eseguito mediante la
seguente formula:
dove H è l’altezza dello strato e εvr (%) è la deformazione volumetrica post-ciclica. εvr è
stato stima, come da procedura descritta nel All. n. 3 della D.a.l. n. 112/2007, secondo la
seguente relazione
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in cui α (costante sperimentale) è stata posta uguale a 1, l’indice dei vuoti e il parametro
Cr è stato ricavato dal modulo edometrico, che a sua volta è stato derivato
dall’elaborazione delle prove CPT eseguite considerando la relazione di Mitchell e
Gardner (1975).
La stima dei cedimenti è stata svolta considerando le n. 3 verticali relative alle CPT
eseguite in corrispondenza dell’area in oggetto. Per lo svolgimento del calcolo la
superficie piezometrica è stata considerata a -0.30 m da p.c.. Per quanto riguarda
l’azione sismica, è stato considerato il valore di PGA di 0.259 g, derivato dall’analisi RSL
eseguita. Come descritto nel All. n. 3, contenuto nella D.a.l. n. 112/2007, la stima è stata
svolta solamente per i livelli coesivi molto soffici (cu ≤ 70 kPa) e plastici (Ip ≥ 30 %).
Si riportano successivamente i valori di cedimenti post-sismici, relativi ai terreni a natura
coesiva, calcolati per ciascuna indagine CPT:
CEDIMENTI POST-SISMICI DEI TERRENI COESIVI
CPT 1 CEDIMENTO POST SISMICO (cm)
TOTALE 3.370* * (calcolati su una verticale di 20.00 m)
CPT 2 CEDIMENTO POST SISMICO (cm)
TOTALE 2.285* * (calcolati su una verticale di 20.00 m)
CPT 3 CEDIMENTO POST SISMICO (cm)
TOTALE 3.334* * (calcolati su una verticale di 20.00 m)
Tab. 4.5.1 – Sommatoria dei cedimenti post-sismici totali, calcolati per ciascuna verticale di prova considerata
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-Graf. 4.5.1 – Grafico dei valori di cedimenti post-simici, calcolati per ogni step (0.20 cm) di lettura
44..55..22 CCeeddiimmeennttii ppoosstt--ssiissmmiiccii ddeeii tteerrrreennii iinnccooeerreennttii ssaattuurrii
I cedimenti post-sismici dei terreni granulari viene valutata con l’analoga formula appena
descritta:
dove H è l’altezza dello strato e εvr (%) è la deformazione volumetrica post-ciclica. εvr è
stato stima, come da procedura descritta nel All. n. 3 della D.a.l. n. 112/2007, secondo la
seguente relazione
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in cui α (costante sperimentale) è stata posta uguale a 1, l’indice dei vuoti e il parametro
Cr è stato ricavato dal modulo edometrico, che a sua volta è stato derivato
dall’elaborazione delle prove CPT eseguite considerando la relazione di Robertson e
Campanella (1983).
Non si è ritenuto necessario verificare la potenziale verificabilità dei cedimenti dei livelli incoerenti saturi data la mancanza di spessori rilevanti di terreni sabbiosi.
4.6 VERIFICA ALLA LIQUEFAZIONE
Con il termine liquefazione si indicano, in via generale, alcuni fenomeni fisici
(liquefazione ciclica, mobilità ciclica e fluidificazione) che interessano i depositi sabbiosi
saturi, caratterizzati dalla perdita di resistenza al taglio dei terreni sotto l’azione di
sollecitazioni cicliche, in condizioni non drenate. Durante un evento sismico, per effetto
dell’instaurarsi di condizioni non drenate, dovute alla rapidità di applicazione della
sollecitazione ciclica di taglio, si verifica nel deposito un incremento delle pressioni
interstiziali che può provocare una drastica caduta della resistenza al taglio e quindi una
perdita di capacità portante del terreno. Quando la pressione interstiziale cresce fino ad
eguagliare la pressione di confinamento, si ha un annullamento della resistenza al taglio
del terreno: si verifica in questo caso il fenomeno della fluidificazione, per cui il terreno si
trova ad assumere il comportamento caratteristico dei liquidi.
Un terreno incoerente saturo, in assenza di sollecitazioni sismiche, è soggetto soltanto
alla pressione litostatica, dovuta al peso dei sedimenti sovrastanti (in campo libero e con
superficie piana). Durante una sollecitazione sismica vengono indotte nel terreno delle
sollecitazioni cicliche di taglio, dovute alla propagazione delle onde sismiche verso la
superficie, mentre la pressione litostatica resta costante. Per tutta la durata della scossa
ogni elemento di terreno è soggetto ad una serie di sforzi tangenziali che cambiano
ripetutamente verso ed ampiezza.
Nel terreno si possono generare fenomeni di liquefazione se la scossa sismica produce
un numero di cicli tale da far sì che la pressione interstiziale uguagli la pressione di
confinamento. Nei depositi la pressione di confinamento aumenta con la profondità,
mentre l'ampiezza dello sforzo di taglio indotto dal sisma diminuisce. La resistenza alla
liquefazione quindi è maggiore con la profondità. Si osserva inoltre che, maggiore è la
durata di un terremoto (maggior numero di cicli), più alta è la possibilità che si arrivi
alla liquefazione e che maggiore è l'ampiezza della vibrazione e della deformazione
indotta e minore è il numero di cicli necessari per giungere a tale condizione.
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Il terreno può essere però soggetto a sforzi di taglio statici dovuti alla presenza di
strutture in superficie o alla sua particolare posizione (per es. al di sotto di un versante).
In questo caso l'instaurarsi del fenomeno della liquefazione dipende, oltre che dalle
caratteristiche del sisma, anche dal rapporto che si stabilisce tra le tensioni di taglio
indotte da quest'ultimo e quelle statiche preesistenti al terremoto. La probabilità che un
deposito raggiunga le condizioni per la liquefazione dipende anche dallo stato di
addensamento, dalla composizione granulometrica, dalle condizioni di drenaggio, dalla
storia delle sollecitazioni sismiche e dall'età del deposito stesso.
Tanto minore è il grado di addensamento del materiale (elevato indice dei vuoti e
bassa densità relativa) tanto maggiore è la probabilità che, a parità di altre condizioni, un
deposito raggiunga lo stato di liquefazione.
Anche la distribuzione, la forma delle particelle e il grado di uniformità influenzano
notevolmente il fenomeno, per le implicazioni che questi fattori hanno sulla resistenza al
taglio e per il modo di dissiparsi della pressione interstiziale in eccesso.
Per quanto riguarda la storia delle sollecitazioni sismiche, si può affermare che
precedenti deformazioni moderate influiscano positivamente sulla resistenza del
deposito, mentre una storia caratterizzata da alti livelli di deformazione (deposito già
soggetto a liquefazione) ha effetti negativi sul potenziale di ri-liquefazione.
I depositi sabbiosi con più alto potenziale di liquefazione sono i più recenti. A parità di
composizione e di altre condizioni lo stesso deposito, se più antico, avrà sviluppato
legami intergranulari e cementazioni sempre più forti con il tempo.
Inoltre, la struttura di un deposito antico sarà resa più stabile e omogenea per gli effetti
delle vibrazioni indotte da precedenti terremoti di piccola entità.
Secondo una classifica internazionale le manifestazioni della liquefazione sono:
- crateri, vulcanelli, fuoriuscite di acqua e sabbia,
- grandi oscillazioni e rotture del terreno,
- abbassamenti e sollevamenti del terreno,
- movimenti orizzontali del terreno (lateral spreading),
- movimento di masse fluide/collasso in pendii naturali e artificiali,
- perdita di capacità portante delle fondazioni,
- galleggiamento di opere sotterranee,
- collasso di opere di sostegno e banchine portuali.
La liquefazione avviene quando si verifica la concomitanza di uno o più fattori
predisponenti e dei fattori scatenanti.
I FATTORI PREDISPONENTI comprendono le seguenti condizioni:
- profondità dello strato potenzialmente liquefacibile < 15-20 m da p.c.;
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- profondità della falda < 5 m;
- densità relativa Dr < 60 %;
- diametro medio 0.02 mm < D50 < 2 mm;
- frazione di fini (diametro < 0.005 mm) < 15 %;
I fattori geotecnici importanti sono la profondità della falda (< 5 m), la presenza e lo
spessore degli strati non liquefacibili superficiali, l’assenza di cementazione tra i grani,
l’origine e l’età del deposito, la presenza di strati drenanti grossolani intercalati alla
sabbia fine liquefacibile, la morfologia.
I FATTORI SCATENANTI riguardano invece le caratteristiche dell’azione sismica:
- magnitudo > 5.5;
- PGA > 0.15g;
- durata > 15-20 sec;
Non essendo in presenza di strati incoerenti saturi addensati è stata eseguita una stima
del rischio di liquefazione dei terreni sotto falda, in condizioni sismiche, mediante il
metodo semplificato di “Robertson e Wride”.
I metodi semplificati richiedono che venga definito un sisma di progetto, attraverso
l'introduzione dell'accelerazione sismica orizzontale massima in superficie e della
magnitudo di riferimento.
Tutti i metodi semplificati permettono di esprimere la suscettibilità alla liquefazione del
deposito attraverso un coefficiente di sicurezza, dato dal rapporto fra la resistenza al taglio mobilitabile nello strato ( R ) e lo sforzo tangenziale indotto dal sisma (T). In
pratica si avrà:
TRFs TR
Un deposito dovrà essere considerato suscettibile di liquefazione se il coefficiente di
sicurezza Fs sarà minore di 1.
La grandezza T dipende dai parametri del sisma di progetto (accelerazione sismica
massima al suolo e magnitudo di progetto). R è funzione delle caratteristiche
meccaniche dello strato, principalmente del suo stato di addensamento, e può essere
ricavato direttamente attraverso correlazioni con i risultati di prove penetrometriche
statiche.
La grandezza T viene ricavata attraverso la relazione:
MSFr
ga
T dv
v 1'
65.00
0max
v0
v00
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dove: amax = accelerazione sismica massima; g = accelerazione di gravità = 980.7 cm/s2;
v0 = pressione verticale totale alla profondità z dal p.c.; v0’ = pressione verticale efficace alla profondità z dal p.c.;
rd = coefficiente funzione della profondità dal p.c., valutabile secondo il seguente schema: rd=1-0.00765z per z 9.15 m rd=1.174-0.0267z per 9.15<z 23 m rd=0.774-0.008z per 23<z 30 m rd=0.5 per z>30 m
MSF = coefficiente correttivo funzione della magnitudo del sisma.
Il metodo di Robertson e Wride permette di correlare la resistenza al taglio CRR
mobilitata nel terreno con i dati delle prove penetrometriche statiche (CPTE/U). La
procedura di calcolo si basa sulle due seguenti equazioni:
per (qc1n)cs <50;
per 50 (qc1n)cs <160.
La grandezza (qc1n)cs rappresenta la resistenza alla punta normalizzata a circa 100 KPa e
corretta per tenere conto della percentuale di fine presente.
Il valore di CRR7.5 è calcolato per un terremoto di magnitudo 7.5: per i terremoti di
magnitudo minore o maggiore, CRR7.5 sarà corretto utilizzando la seguente relazione:
E’ stata eseguita una stima del rischio di liquefazione di terreni sotto falda, in condizioni
sismiche, mediante il metodo semplificato di “Robertson e Wride”. Tale metodo (R &
W), nella versione più aggiornata si ritiene uno tra i più affidabili dei metodi semplificati.
L’indice del potenziale di liquefazione è una misura integrale che dipende dalle
caratteristiche del terreno fino ad una profondità di 20.00 m da p.c., dalla profondità del
livello di falda e dall’azione sismica messa in conto attraverso alcuni parametri (tra cui
PGA). Le caratteristiche del terreno fino a – 20.00 m da p.c. sono state definite
attraverso il profilo della resistenza penetrometrica di punta qc.
Calcolo dell’indice di liquefacibilità
Una stima del rischio di liquefazione complessivo lungo una verticale di calcolo viene
fornita dal parametro indice di liquefazione IL. Tale indice viene definito dalla seguente
relazione:
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n
izzFWIL
1)(
dove:
n = numero degli intervalli di calcolo di Fs lungo la verticale;
F = 1-Fs per Fs 1 e F = 0 per Fs>1;
z = spessore dell’intervallo di calcolo;
W(z) = 10 – 0,5z, con z = profondità di calcolo (massimo 20 m).
In base al valore di IL ottenuto è possibile fornire un’indicazione del rischio di
liquefazione attraverso la seguente tabella:
IL Rischio di liquefazione IL=0 Molto basso 0<IL 5 Basso 5<IL 15 Alto 15<IL Molto alto
La verifica alla liquefazione è stata eseguita solo per le verticali di prova delle prove
penetrometriche con piezocono (queste ultime eseguite con software CLiq v. 1.7.1.6
prodotto da GeoLogisMiki – Geotechnical Software).
Tali verifiche sono state eseguite tutte secondo il metodo di Robertson e Wride.
Nel nostro caso, elaborando i valori delle due CPTU, sono stati ottenuti i seguenti valori
di LPI, considerando una magnitudo di riferimento M = 6,14, una accelerazione massima
al suolo, ricavata da STRATA Amax = 0.291 g (secondo D.M. 14/01/2008 per classe d’uso II) e considerando la soggiacenza della falda freatica alla profondità Dw = - 0.30 da p.c.. Si rammenta che la liquefazione calcolata sulle CPTU è molto più precisa ed
attendibile di quella calcolata sulle verticali delle CPT che dà valori di Indice di
Liquefazione sottostimati.
INDAGINE Valore di IL
CPTU N. 1 IL = 0.00 rischio molto basso
CPTU N. 2 IL = 0.385 rischio basso
Come si nota dai risultati ottenuti abbiamo valori che oscillano da rischio molto basso a
rischio basso.
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5. CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE
La presente relazione, stilata ai sensi del D.M. 14 Gennaio 2008 “Nuove Norme
Tecniche per le costruzioni”, è stata redatta a supporto della realizzazione di un Piano
Urbanistico Attuativo PUA, di iniziativa privata, zona elementare n. 891, Area 13, tra via
Canaletto sud e via Manfredo Fanti, in comune di Modena.
Ai sensi della D.A.L. della Regione Emilia Romagna n.112/2007 si sono inoltre eseguiti
gli studi di microzonazione sismica dell’area con approfondimenti di III livello per edifici a classe d’uso II.
Per effettuare la caratterizzazione geologico-geotecnica del terreno di fondazione, sono
state da Noi eseguite n.3 prove penetrometriche statiche CPT e n.2 prove
penetrometriche statiche con punta elettrica CPTU.
Sulla base dei dati ricavati da tali indagini si può dare una prima indicazione dei valori di
portata del terreno agli SLU, ipotizzando sia fondazioni superficiali dirette nastriformi,
che fondazioni impostate su platea in c.a., rispettivamente con piano di posa a D = - 1.00 m da p.c. e D = -3.50 m da p.c..
Nel caso della passerella in progetto, con luce pari a 12.00 m, si dovranno utilizzare
fondazioni profonde impostate su pali trivellati o CFA, approfonditi ed immersi nel livello
ghiaioso con sabbia addensato, rinvenuto a partire da circa – 22.00 m da p.c.(dati
ricavati dalle indagini eseguite). Per tale tipologia di fondazione non sono state eseguite
le verifiche geotecniche.
Per l’esecuzione dello scavo necessario per la realizzazione del piano interrato, si è
proceduto ad eseguire una verifica di stabilità del fronte di scavo in progetto con quota
d’imposta a – 3.50 m dal p.c. attuale inclinato a α = 45°, in frase transitoria cioè a
scavo aperto con le pareti di scavo libere, prive di opere di sostegno e con il livello di
falda a Dw = -0.30 m da p.c. (caso più cautelativo). E’ stata analiticamente eseguita una
verifica di stabilità (mediante software di calcolo STAP FULL 11.0 - versione 11.03a
prodotto da Aztec Informatica) (Allegato n. 5).
La verifica di stabilità del fronte di scavo è stata effettuata in accordo con quanto
prescritto dal D.M. 14/01/2008 – Nuove Norme Tecniche sulle Costruzioni (N.N.T.C.),
sulla base dei parametri geotecnici emersi dall’elaborazione delle indagini geognostiche.
L’analisi è stata condotta solo in condizioni non drenate (breve termine senza sismica)
in termini di tensioni totali.
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I risultati ottenuti con i metodi di calcolo Janbu e Bishop semplificato hanno dato sempre fattori di sicurezza superiori al valore minimo imposto dal D.M. 14/01/2008 (Fs = 1.10) e sono di seguito esposti:
Programma di calcolo: STAP FULL 11.0 TENSIONI TOTALI – BREVE TERMINE (Condizioni non drenate) Metodo Janbu
TRANSITORIO: SCAVO APERTO
Fs = 2.427
Metodo Bishop semplificato Fs = 2.368
Gli scavi dovranno essere eseguiti in idonea stagione asciutta e dovranno essere lasciati aperti il minor tempo possibile.
Essendo stato inoltre, durante l’esecuzione delle indagini, rinvenuto il livello della falda
freatica a profondità variabile da Dw= - 0.30 m da p.c. a Dw= - 0.70 m da p.c. attuale,
sarà necessario, per abbassare il livello di falda, in prima fase eseguire lo scavo nel
terreno tenendo una pendenza massima dei fronti di scavo di 45° e posizionare sul
fondo delle pompe per eliminare l’acqua presente e, previa asciugatura, permettere il
getto di calcestruzzo della platea di fondazione.
In seconda fase, al fine di evitare infiltrazioni idriche nel piano interrato, sarà necessario
adottare adeguati sistemi di impermeabilizzazione, quali la posa di guaine o stuoie
bentonitiche o vasche bianche con additivi o prodotti similari. Sarà altresì opportuno
prevedere negli angoli del piano interrato la posa di pozzetti al cui interno saranno
alloggiate pompe di sollevamento per l’eventuale acqua di infiltrazione.
Si evidenzia che la soggiacenza della falda a Dw = - 0.30 m da p.c. è un dato anomalo,
dovuto sia al periodo di misurazione successivo ad eventi piovosi, sia al fatto che la zona
si trova in un’area con presenza di parecchio materiale di riporto. Tali caratteristiche
hanno fatto si che l’acqua si accumulasse proprio in tale livello di riporto, sovrastante al
livello argilloso impermeabile. In fase esecutiva sarà pertanto necessario verificare con
precisione il livello piezometrico, che, nell’area in esame, da indagini eseguite in zone
limitrofe si attesta generalmente alla profondità di circa Dw = -1.00 m da p.c. In relazione a quanto esposto nel Testo Unico Nuove Norme Tecniche per le costruzioni
in zona sismica, redatto dal Ministero delle infrastrutture e dei trasporti edito nel Gennaio
2008, si è proceduto alla verifica nei confronti degli stati limite ultimi (SLU). Per quanto
riguarda le opere di fondazione ipotizzate, nelle verifiche di sicurezza agli stati limite
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ultimi è stato calcolato lo SLU sia a breve che a lungo termine determinato sia per fondazioni nastriformi che per fondazioni a platea, utilizzando i seguenti approcci di
calcolo:
1) Approccio 1 - combinazione 2 (A2 + M2 + R2); 2) Approccio 2 - combinazione (A1 + M1 + R3).
Si riassumono nelle seguenti tabelle i valori di portanza del terreno di fondazione agli
stati limite ultimi SLU:
FONDAZIONE NASTRIFORME
Portanza del terreno
SLU APP1 COMB 2 - F.S. = 1.8 SLU APP2 - F.S. = 2.3
Condizioni non drenate
Condizioni drenate
Condizioni non drenate
Condizioni drenate
0.89 kg/cm2 0.58 kg/cm2 0.94 kg/cm2 0.64 kg/cm2
PLATEA
Portanza del terreno
SLU APP1 COMB 2 - F.S. = 1.8 SLU APP2 - F.S. = 2.3
Condizioni non drenate
Condizioni drenate
Condizioni non drenate
Condizioni drenate
1.57 kg/cm2 1.25 kg/cm2 1.60 kg/cm2 1.59 kg/cm2
Per effettuare la caratterizzazione sismica del terreno sono state eseguite n.1 indagine
sismica con metodo MASW, n.1 indagine sismica Re.Mi. , n.1 indagine sismica con
metodo ESAC e n. 2 indagini sismiche passive HVSR da cui si sono ricavati i risultati
esposti di seguito.
Le indagini sismiche MASW, Re.Mi. ed ESAC hanno permesso di determinare la velocità
delle onde sismiche di taglio nei primi 35 m di profondità, restituendo i seguenti valori:
MASW Vs30 = 200 m/s categoria C Re.Mi. Vs30 = 206m/s ESAC Vs30 = 236 m/s
Gli spettri H/V ottenuti dall’elaborazione delle indagini sismiche HVSR eseguite in sito
non hanno evidenziato alcuna frequenza di sito degna di nota.
Per l’area in oggetto, sulla base dei dati fornitici dall’ing. progettista, si è considerata, per
i futuri interventi edificatori una classe d’uso II identificata dalle seguenti coordinate
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geografiche (Sistema di riferimento ED50): Latitudine: 44.656180°, Longitudine
10.933622°, in relazione ad un periodo di riferimento TR stimato di 475 anni, ed è stato
definito un parametro di accelerazione massima attesa ag pari a ag attesa= 0.163g .
E’ stata poi calcolata l’ accelerazione massima orizzontale Amax:
Amax = SS ST ag= 1.46 1.0 0.163g = 0.238 g Classe II (475 anni)
In base a tali risultati, e sulla base della nuova normativa sismica per gli edifici (D.M. 14 Gennaio 2008), si classifica il terreno di fondazione in esame come appartenente alla
categoria C, corrispondente a depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati
o terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 metri,
caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità
e da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero con valori di 15 < NSPT,30 < 50
nei terreni a grana grossa e 70< Cu30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).
Si sono inoltre, essendo in fase di progettazione, eseguiti gli studi di microzonazione
sismica, ai sensi della D.A.L. della Regione Emilia Romagna n.112/2007, con
approfondimenti di III livello per la valutazione del coefficiente di amplificazione litologico,
e per la stima degli eventuali cedimenti per edifici a classe d’uso II . Per ottemperare ai
riferimenti normativi citati è stata eseguita una risposta sismica locale (RSL), come
indicato § 7.11.3 del D.M. 14/01/2008, mediante analisi numerica monodimensionale in
campo lineare equivalente mediante software considerando il codice di calcolo STRATA.
I risultati sono esposti nel paragrafo 4.4 e hanno portato ai seguenti risultati,
considerando un modello continuo lineare equivalente:
SLV – Cu II
Tab. 5.1 – Parametri che identificano lo spettro normalizzato (SLV - Tr 475 – Cu II), derivato dall'analisi mediante il software di calcolo STRATA
Sono inoltre stati calcolati i cedimenti post sismici sia per i livelli coesivi che incoerenti,
riassunti nel paragrafo 4.5 , che hanno dato valori modesti e ammissibili con i futuri
interventi in progetto.
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La verifica alla liquefazione è stata eseguita solo sulle verticali di prova delle prove
penetrometriche con piezocono (queste ultime eseguite con software CLiq v. 1.7.1.6
prodotto da GeoLogisMiki – Geotechnical Software).
Tali verifiche sono state eseguite tutte secondo il metodo di Robertson e Wride.
Nel nostro caso, elaborando i valori risultati dalle due CPTU, sono stati ottenuti i
seguenti valori di IL, considerando una magnitudo di riferimento M = 6,14, una
accelerazione massima al suolo, ricavata da STRATA Amax = 0.259 g (secondo D.M. 14/01/2008 per classe d’uso II) e considerando la soggiacenza della falda freatica alla
profondità Dw = - 0.30m da p.c.(caso peggiorativo più cautelativo). Si rammenta che
la liquefazione calcolata sulle CPTU è molto più precisa ed attendibile di quella calcolata
sulle verticali delle CPT che da valori di Indice di Liquefazione sottostimati.
INDAGINE Valore di IL
CPTU N. 1 IL = 0.0 rischio molto basso
CPTU N. 2 IL = 0.385 rischio molto basso
A disposizione per ulteriori chiarimenti cogliamo l’occasione per porgere distinti saluti.
Modena, 11 Gennaio 2016
Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
Via C. Costa, 182 – 41100 Modena – Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 – e-mail: geo.group@libero.it P.IVA :02981500362
TAVOLE
LegendaArea di interesse
Tav. n. 1 “Carta corografica”
Scala 1: 25000
N
Tavola C.T.R. n° 201 - SE
Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.
LegendaArea di interesse
Tav. n. 2 “Carta topografica”
Scala 1: 10000
N
Sezione C.T.R. n° 201120 - Modena Nord-est
Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.
Scala 1: 500
Tav. n. 3 “Ripresa fotografica generale”
area di interesse
Legenda
N
Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.
Area di interesse
Ambiente deposizionale e litologia affiorante
AES8a Unità di Modena-Argille
Tessitura
Scala 1: 5000
Tav. n. 4 “Carta della litologia di superficie”
Legenda
Estratto da Regione Emilia-Romagna - Servizio Geologico Sismico e dei suoli -Da: http://www.regione.emilia-romagna.it/wcm/geologia/canali/cartografia/sito_cartografia/sito_cartografia.htm
Carta geologica e dei suoli
N
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182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
(Ripresa aerea Bing Maps)
Scala grafica
Tav. n. 5a “Ubicazioni indaginigeotecniche ”
Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.
Prove penetrometriche statiche con punta meccanica CPT
20 m
CPT 1CPT 2CPTu 1
CPTu 2
CPT 3
Prove penetrometriche statiche con punta elettrica e piezocono CPTU
(Ripresa aerea Bing Maps)
Scala grafica
Tav. n. 5b “Ubicazioni indaginigeofisiche ”
Indagini geognostiche, geofisiche e consulenze geologiche e geotecniche182, via C. Costa 41100 Modena - Tel. 059/3967169 - Fax. 059/5332019- E-mail: geo.group@libero.it
GEO GROUP s.r.l.
Indagini sismiche passive HVSR
Indagine sismica con metodo MASW
20 m
HV1
HV2
MA
SW
ESAC
RE
MI
Indagine sismica con metodo ESAC
Indagine sismica con metodo REMI
GEO G
ROUP
s.r.l.
Inda
gini
geo
gnos
tiche
, geo
fisic
he e
con
sule
nze
geol
ogic
he e
geo
tecn
iche
182,
via
C. C
osta
411
00 M
oden
a - T
el. 0
59/3
9671
69 -
Fax.
059
/533
2019
- E-m
ail:
geo.
grou
p@lib
ero.
it
Scala grafica
Tav. N. 9 “Carta di Microzonazione Sismica”
Microarea indagata mediante ind. sismica MASW - Vs30 = 200 m/s ind sismica Re.Mi. - Vs30 = 206 m/s ind. sismica ESAC - Vs30 = 236 m/s
2° e 3° livello di approfondimentoL.R. 20/2000 D.G.R 112
PIANURA 2: spessori decametrici, talora con intercalazioni di orizzonti di ghiaie (anche decine di metri), con substrato profondo (maggiore di 100 m da p.c.)
alternanze di sabbie e peliti con
FATTORE DI AMPLIFICAZIONE F.A. MEDIOF.A. PGA = 1.5
(PGA accelerazione massima orizz. alla superficie)
F.A. (intensità spettrale 0.1s<To< 0.5s) = 1.8
F.A. (intensità spettrale 0.5s<To< 1.0s) = 2.5
II livello di approfondimento
MICROAREA INDAGATA:Valutazione del coefficiente di amplificazione
litologico,dei cedimenti attesi e delpot.le di liquefazione, APPR. di II eIII Livello
III livello di approfondimento
PGA di rif. per territorio Modena =0.163PGA in sup.da modello simulato STRATA:
CPT
CPTU indagine sismica MASW
indagine sismica RE.MI.
indagine sismica ESAC
INDAGINI ESEGUITE
legenda INDAGINI ESEGUITE
MICROAREA INDAGATA:Valutazione del coefficiente di amplificazione
litologico e dei cedimenti attesi APPR. di II e III Livello
CPT 2
CPT 1
CPT 3
CPTU 1
CPTU 2
Tav. n. 10 “Sezione litostratigrafica media”
A-A’Scala grafica
A’GE
O GR
OUP
s.r.l
.In
dag
ini g
eo
gn
osti
ch
e, g
eo
fisic
he e
co
nsu
len
ze g
eo
log
ich
e e
geo
tecn
ich
e182, via
C. C
osta
41100 M
odena -
Tel. 0
59/3
967169 -
Fax. 059/5
332019-
E-m
ail:
geo.g
roup@
libero
.it
Legenda litologica-geotecnica
Legenda
CPT
Argille limose consistenti - Alle TA (Fs=3)
Argille limose a scarsa consistenza - Alle TA (Fs=3)
Ghiaia con sabbia addensata - Alle TA (Fs=3)
Argille limose a medio-elevata consistenza- Alle TA (Fs= 3)
ACPT n. 3CPT n.2 Piano
campagna attuale
TRACCIA DELLA LINEA DI SEZIONE A-A’
traccia A-A’
Scala Grafica
Argille limose a media consistenza- Alle TA (Fs= 3)
Ghiaia con sabbia addensata
1
2
3
4
5
6
CPT n. 1
7
8
9
Depositi argilloso limosi consistenti
Depositi argilloso limosi a medio-elevata consistenza
Depositi argilloso limosi consistenti
Depositi argilloso limosi a media consistenza
Depositi argilloso limosi a scarsa consistenza
Depositi argilloso limosi a media consistenza
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
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21
22
0
A
A’N
Soggiacenza falda Freatica Dw = - 0.30 m da p.c.
Tav. n. 11 “Sezione litostratigrafica media”
B-B’Scala grafica
B’GE
O GR
OUP
s.r.l
.In
dag
ini g
eo
gn
osti
ch
e, g
eo
fisic
he e
co
nsu
len
ze g
eo
log
ich
e e
geo
tecn
ich
e182, via
C. C
osta
41100 M
odena -
Tel. 0
59/3
967169 -
Fax. 059/5
332019-
E-m
ail:
geo.g
roup@
libero
.it
Legenda litologica-geotecnica
Legenda
CPTU
Argille limose consistenti - Alle TA (Fs=3)
Argille limose a scarsa consistenza - Alle TA (Fs=3)
Ghiaia con sabbia addensata - Alle TA (Fs=3)
Argille limose a medio-elevata consistenza- Alle TA (Fs= 3)
BCPT n. 3 Piano
campagna attuale
TRACCIA DELLA LINEA DI SEZIONE B-B’
traccia A-A’
Scala Grafica
Argille limose a media consistenza- Alle TA (Fs= 3)
Ghiaia con sabbia addensata
Depositi argilloso limosi consistenti
Depositi argilloso limosi a medio-elevata consistenza
Depositi argilloso limosi consistenti
Depositi argilloso limosi a media consistenza
Depositi argilloso limosi a scarsa consistenza
Depositi argilloso limosi a media consistenza
B
B’N
Soggiacenza falda Freatica Dw = - 0.30 m da p.c.
CPT
CPTU n. 3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2020
21
22
0
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
The plot below presents the cross correlation coeficient between the raw qc and fs values (as measured on the field). X axes presents the lagdistance (one lag is the distance between two sucessive CPT measurements).
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 1Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
SBT - Bq plots
SBT legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 2Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Modena, Ex officina RizziLocation:Total depth: 23.71 m, Date: 29/12/2015
Surface Elevation: 0.00 m
CPT: CPTU 1
SBTn legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
SBT - Bq plots (normalized)
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 3Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
SBT legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 4Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 m, Date: 29/12/2015Surface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
SBTn legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 5Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
Calculation parameters
Phi: Based on Kulhawy & Mayne (1990)User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:13 6Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
Calculation parameters
User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:14 7Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 23.71 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 1
Location:
Calculation parameters
User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:14 8Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
The plot below presents the cross correlation coeficient between the raw qc and fs values (as measured on the field). X axes presents the lagdistance (one lag is the distance between two sucessive CPT measurements).
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:14 9Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
SBT - Bq plots
SBT legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:14 10Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Modena, Ex officina RizziLocation:Total depth: 21.01 m, Date: 04/01/2016
Surface Elevation: 0.00 m
CPT: CPTU 2
SBTn legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
SBT - Bq plots (normalized)
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:14 11Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
SBT legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:15 12Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 m, Date: 04/01/2016Surface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
SBTn legend1. Sensitive fine grained
2. Organic material
3. Clay to silty clay
4. Clayey silt to silty clay
5. Silty sand to sandy silt
6. Clean sand to silty sand
7. Gravely sand to sand
8. Very stiff sand to clayey sand
9. Very stiff fine grained
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:15 13Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
Calculation parameters
Phi: Based on Kulhawy & Mayne (1990)User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:15 14Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
Calculation parameters
User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:15 15Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
Project: Studio del terreno di fondazione
GEO GROUP S.r.l.Geologia e Ambiente178, v. Cesare Costa 41123 MODENATel 0593967169 - Fax 0595960176
Total depth: 21.01 mSurface Elevation: 0.00 mModena, Ex officina Rizzi
CPT: CPTU 2
Location:
Calculation parameters
User defined estimation data
CPeT-IT v.1.7.6.42 - CPTU data presentation & interpretation software - Report created on: 04/01/2016, 11:39:15 16Project file: \\GEOSRV2\Riferimenti2015\Rif.744_15-Mo via Canaletto area EX RIZZI\cptu\CPTU.cpt
GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
Via C. Costa, 182 – 41100 Modena – Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 – e-mail: geo.group@libero.it P.IVA :02981500362
ALLEGATO N° 2VERIFICA DELLA PORTANZA DEL TERRENO
αω
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GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
Via C. Costa, 182 – 41100 Modena – Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 – e-mail: geo.group@libero.it P.IVA :02981500362
ALLEGATO N° 3INDAGINI SISMICHE E DETERMINAZIONE DELLE VS30
GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
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INDAGINI SISMICHE CON METODO MASW
GEO GROUP s.r.l. Sede legale: Via C. Costa, 182 - 41123 MODENA Sede operativa: via Per Modena, 12 – 41051 Castelnuovo Rangone (MO) Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 E-mail: geo.group@libero.it P.IVA e C.F. 02981500362 www.geogroupmodena.it
ANALISI SISMICA DI SITO SECONDO METODOLOGIA MASW Cantiere: via Manfredo Fanti, Modena (MO) Data: 29/12/2015 Lavoro: Studio terreno di fondazione Operatori: Dott.ssa Sonia Gilioli, Dott. Cristiano Casarini Elaborazione: Dott.ssa Sonia Gilioli Responsabile: Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
RIF. MASW 744/15
UBICAZIONE DELLO STENDIMENTO SISMICO IMPIEGATO
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SPETTRO RELATIVO ALLE VELOCITÁ DI FASE REGISTRATE NEL DOMINIO DELLE FREQUENZE
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SPETTRO RELATIVO ALLE VELOCITÁ DI FASE REGISTRATE NEL DOMINIO DELLE FREQUENZE
BEST MODEL
VS30 = 200 m/s
GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
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INDAGINI SISMICHE CON METODO RE.MI.
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ANALISI SISMICA DI SITO SECONDO METODOLOGIA Re.Mi. Cantiere: via Manfredo Fanti, Modena (MO) Data: 29/12/2015 Lavoro: Studio terreno di fondazione Operatori: Dott.ssa Sonia Gilioli, Dott. Cristiano Casarini Elaborazione: Dott.ssa Sonia Gilioli Responsabile: Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
RIF. Re.Mi. 744/15
UBICAZIONE DELLO STENDIMENTO SISMICO IMPIEGATO
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SPETTRO RELATIVO ALLE VELOCITÁ DI FASE REGISTRATE NEL DOMINIO DELLE FREQUENZE
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MODELLO VS30 DERIVATO DALL’INDAGINE Re.Mi. ESEGUITA
BEST MODEL VS30 = 206 m/s
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INDAGINI SISMICHE CON METODO ESAC
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ANALISI SISMICA DI SITO SECONDO METODOLOGIA ESAC Cantiere: via Manfredo Fanti, Modena (MO) Data: 29/12/2015 Lavoro: Studio terreno di fondazione Operatori: Dott.ssa Sonia Gilioli, Dott. Cristiano Casarini Elaborazione: Dott.ssa Sonia Gilioli Responsabile: Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
RIF. Re.Mi. 744/15
UBICAZIONE DELLO STENDIMENTO SISMICO IMPIEGATO
GEO GROUP s.r.l. Sede legale: Via C. Costa, 182 - 41123 MODENA Sede operativa: via Per Modena, 12 – 41051 Castelnuovo Rangone (MO) Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 E-mail: geo.group@libero.it P.IVA e C.F. 02981500362 www.geogroupmodena.it
SPETTRO RELATIVO ALLE VELOCITÁ DI FASE REGISTRATE NEL DOMINIO DELLE FREQUENZE
GEO GROUP s.r.l. Sede legale: Via C. Costa, 182 - 41123 MODENA Sede operativa: via Per Modena, 12 – 41051 Castelnuovo Rangone (MO) Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 E-mail: geo.group@libero.it P.IVA e C.F. 02981500362 www.geogroupmodena.it
MODELLO VS30 DERIVATO DALL’INDAGINE ESAC ESEGUITA
BEST MODEL VS30 = 236 m/s
GEO GROUP s.r.l. Indagini geognostiche e geofisiche – geologia applicata alle costruzioni – laboratorio geotecnico - idrogeologia – coltivazione cave– bonifiche – consolidamenti – geologia ambientale – consulenze geologiche e geotecniche
Via C. Costa, 182 – 41100 Modena – Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 – e-mail: geo.group@libero.it P.IVA :02981500362
INDAGINI SISMICHE PASSIVE HVSR
GEO GROUP s.r.l. Sede legale: Via C. Costa, 182 - 41123 MODENA Sede operativa: via Per Modena, 12 – 41051 Castelnuovo Rangone (MO) Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 E-mail: geo.group@libero.it P.IVA e C.F. 02981500362 www.geogroupmodena.it
ANALISI SISMICA DI SITO SECONDO METODOLOGIA HVSR Cantiere: via Manfredo Fanti, Modena (MO) Data: 29/12/2015 Lavoro: Studio terreno di fondazione Operatori: Dott.ssa Sonia Gilioli, Dott. Cristiano Casarini Elaborazione: Dott.ssa Sonia Gilioli Responsabile: Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
RIF. 744/15 HVSR 1
UBICAZIONE DELLA STAZIONE DI MISURA
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PERSISTENZA HVSR
DIREZIONALITÁ HVSR
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VELOCITÁ SPETTRALI
RAPPORTO HVSR DERIVATO DALL’ACQUISIZIONE ESEGUITA
FREQUENZA DERIVATA nessun picco stratigrafico rilevato
=== Criteria for a reliable H/V curve ================================ #1. [f0 > 10/Lw]: 0.684 > 0.5 (OK) #2. [nc > 200]: 780 > 200 (OK) #3. [f0>0.5Hz; sigmaA(f) < 2 for 0.5f0 < f < 2f0] (OK)
=== Criteria for a clear H/V peak (at least 5 should be fulfilled) =========== #1. [exists f- in the range [f0/4, f0] | AH/V(f-) < A0/2]: (NO) #2. [exists f+ in the range [f0, 4f0] | AH/V(f+) < A0/2]: yes, at frequency 0.7Hz (OK) #3. [A0 > 2]: 1.8 < 2 (NO) #4. [fpeak[Ah/v(f) ± sigmaA(f)] = f0 ± 5%]: (NO) #5. [sigmaf < epsilon(f0)]: 7.873 > 0.103 (NO) #6. [sigmaA(f0) < theta(f0)]: 0.209 < 2 (OK)
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ANALISI SISMICA DI SITO SECONDO METODOLOGIA HVSR Cantiere: via Manfredo Fanti, Modena (MO) Data: 29/12/2015 Lavoro: Studio terreno di fondazione Operatori: Dott.ssa Sonia Gilioli, Dott. Cristiano Casarini Elaborazione: Dott.ssa Sonia Gilioli Responsabile: Dott. Geol. Pier Luigi Dallari
RIF. 744/15 HVSR 2
UBICAZIONE DELLA STAZIONE DI MISURA
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PERSISTENZA HVSR
DIREZIONALITÁ HVSR
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VELOCITÁ SPETTRALI
RAPPORTO HVSR DERIVATO DALL’ACQUISIZIONE ESEGUITA
FREQUENZA DERIVATA nessun picco stratigrafico rilevato
=== Criteria for a reliable H/V curve ================================ #1. [f0 > 10/Lw]: 0.684 > 0.5 (OK) #2. [nc > 200]: 780 > 200 (OK) #3. [f0>0.5Hz; sigmaA(f) < 2 for 0.5f0 < f < 2f0] (OK)
=== Criteria for a clear H/V peak (at least 5 should be fulfilled) =========== #1. [exists f- in the range [f0/4, f0] | AH/V(f-) < A0/2]: (NO) #2. [exists f+ in the range [f0, 4f0] | AH/V(f+) < A0/2]: yes, at frequency 0.7Hz (OK) #3. [A0 > 2]: 1.8 < 2 (NO) #4. [fpeak[Ah/v(f) ± sigmaA(f)] = f0 ± 5%]: (NO) #5. [sigmaf < epsilon(f0)]: 7.873 > 0.103 (NO) #6. [sigmaA(f0) < theta(f0)]: 0.209 < 2 (OK)
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Via C. Costa, 182 – 41100 Modena – Tel. 059/3967169 Fax. 059/5332019 – e-mail: geo.group@libero.it P.IVA :02981500362
ALLEGATO N° 4VERIFICA A LIQUEFAZIONE
Zone A1: Cyclic liquefaction likely depending on size and duration of cyclic loadingZone A2: Cyclic liquefaction and strength loss likely depending on loading and groundgeometryZone B: Liquefaction and post-earthquake strength loss unlikely, check cyclic softeningZone C: Cyclic liquefaction and strength loss possible depending on soil plasticity,brittleness/sensitivity, strain to peak undrained strength and ground geometry
Zone A1: Cyclic liquefaction likely depending on size and duration of cyclic loadingZone A2: Cyclic liquefaction and strength loss likely depending on loading and groundgeometryZone B: Liquefaction and post-earthquake strength loss unlikely, check cyclic softeningZone C: Cyclic liquefaction and strength loss possible depending on soil plasticity,brittleness/sensitivity, strain to peak undrained strength and ground geometry
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