COMUNE DI PARMA
PIANO OPERATIVO
COMUNALE
SUB-AMBITO 05S7
Ottobre 2009
RELAZIONE GEOLOGICO-SISMICA
Variante n. 172 approvata con atto di C.C. n.15 del 16.03.2010
via Nicolodi, 5/A
43126 – Parma
tel 0521-942630
fax 0521-942436
[email protected]
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1203
COMMITTENTE
COMUNE DI PARMA
UBICAZIONE
Provincia di Parma
FASE
OGGETTO
Comune di Parma
SUB-AMBITO 05S7
PIANO OPERATIVO COMUNALE
AMBITER s.r.l.
Via Nicolodi, 5 43126 – Parma tel. 0521-942630 fax 0521-942436 www.ambiter.it [email protected]
DIREZIONE TECNICA
REDAZIONE
dott. geol. Francesco Ravaglia
dott. geol. Adriano Biasia
VERIFICA
dott. ing. Michele Neri
dott. geol. Giorgio Neri
CODIFICA
ELABORATO
RGS
1
2
0
3
-
R
G
S
-
0
1
-
0
9
DESCRIZIONE
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
04
03
02
01
10/2009
REV.
DATA
A. Biasia
F. Ravaglia
REDAZIONE
FILE
1203_rgs_01_09.doc
M. Neri
VERIFICA
G. Neri
Emissione
APPROV.
DESCRIZIONE
R. A.
COMMESSA
AB
1203
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
INDICE
1.
INTRODUZIONE.......................................................................................................................4
2.
MODELLO GEOLOGICO..........................................................................................................5
2.1.
GEOLOGIA .............................................................................................................................5
2.2.
CARATTERISTICHE LITOSTRATIMETRICHE DELL’AREA ..................................................................7
2.3.
IDROGEOLOGIA ......................................................................................................................7
2.4.
SISMICITÀ ............................................................................................................................ 10
2.4.1. Sismicità storica ........................................................................................................... 10
2.4.2. Zonizzazione sismica nazionale e regionale ................................................................. 11
3.
INDAGINI GEOGNOSTICHE .................................................................................................. 17
3.1.
PROVE PENETROMETRICHE ................................................................................................... 17
3.1.1. Prove Penetrometriche statiche CPT ............................................................................ 18
3.1.2. Prove penetrometriche dinamiche DPSH...................................................................... 20
3.2.
4.
INDAGINE SISMICA A RIFRAZIONE ............................................................................................ 22
MODELLO GEOTECNICO...................................................................................................... 25
4.1.
DETERMINAZIONE DELLA LITOLOGIA ........................................................................................ 26
4.2.
DETERMINAZIONE DEI PARAMETRI GEOTECNICI ........................................................................ 26
4.2.1. Depositi coesivi ............................................................................................................ 27
4.2.2. Depositi granulari ......................................................................................................... 27
4.3.
5.
PARAMETRIZZAZIONE GEOTECNICA ......................................................................................... 34
CARATTERIZZAZIONE SISMICA .......................................................................................... 36
5.1.
VELOCITÀ DELLE ONDE SISMICHE DI TAGLIO ............................................................................. 36
5.2.
VITA NOMINALE DELL’OPERA .................................................................................................. 40
5.3.
CLASSE D’USO ..................................................................................................................... 40
5.4.
PERIODO DI RIFERIMENTO ..................................................................................................... 41
5.5.
SPETTRI DI RISPOSTA ............................................................................................................ 43
6.
VERIFICA DELLA POSSIBILITA’ DI OCCORRENZA DI FENOMENI LIQUEFAZIONE ........... 46
7.
CONCLUSIONI E PRESCRIZIONI .......................................................................................... 51
ALLEGATI
A. Tavole
B. Registrazione MASW attiva, Registrazione MASW pasiva, Curva di Dispersione Combinata
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1. INTRODUZIONE
Il presente studio approfondisce le caratteristiche geologiche, idrogeologiche, sismiche e geotecniche
di un’area di cui è previsto il cambio di destinazione d’uso.
L’area, attualmente occupata dal Palazzetto dello Sport “Palaraschi”, è ubicata in via Silvio Pellico, nel
settore centro-occidentale del Comune di Parma.
Cartograficamente l’area in esame è compresa nel foglio 199040 (scala 1:10.000) della Carta Tecnica
Regionale della Regione Emilia Romagna.
Per verificare le caratteristiche litostratigrafiche e geotecniche dei terreni che saranno interessati dalle
nuove costruzioni, oltre al rilevamento diretto ed alla ricerca bibliografica, è stata svolta una campagna
di indagini geognostiche consistente nell’esecuzione di n. 4 prove penetrometriche (di cui 1 statica
CPT e 3 dinamiche DPSH) spinte sino alla profondità massima di circa 11 metri.
Per verificare il comportamento sismico dell’area è stata eseguita una indagine sismica a rifrazione
(MASW) che ha permesso di determinare la velocità delle onde sismiche di taglio.
I dati ottenuti dalle indagini geognostiche, dalle stratigrafie di pozzi e da dati bibliografici disponibili,
hanno consentito la ricostruzione della stratigrafia del sottosuolo e la parametrizzazione geotecnica
preliminare dei terreni di fondazione.
Nelle conclusioni sono inoltre indicate le prescrizioni per la corretta esecuzione delle opere previste
dal Piano Operativo Comunale.
Il presente studio è stato redatto nella fase di Piano Operativo Comunale. Nelle successive fasi di
pianificazione e nella fase di progettazione dovranno essere redatti specifici approfondimenti, sulla
base di indagini geognostiche integrative, come previsto dal DM 14.1.2008.
La presente relazione è corredata dalle seguenti tavole:

T01 – Inquadramento territoriale alla scala 1:25.000

T02 – Carta geologica e geomorfologica alla scala 1:5.000

T03 - Carta Idrogeologica e della Vulnerabilità alla scala 1:5.000

T04 - Sezione Idrostratigrafica di riferimento alla scala X = 1:50.000 - Y =1:2.000

T05 – Planimetria con ubicazione indagini geognostiche alla scala 1:500

T06 – Sezioni stratigrafiche alla scala X = 1:500 – Y = 1:250
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2. MODELLO GEOLOGICO
2.1. GEOLOGIA
Il contesto geologico dell’area in esame è da porre in stretta relazione con la storia evolutiva del
bacino padano. La dinamica interazione di importanti deformazioni tettoniche ed oscillazioni
eustatiche del livello marino hanno determinato la successione di vari ambienti sedimentari,
responsabili della situazione stratigrafica oggi osservata.
In particolare, la parte sommitale della copertura sedimentaria del bacino è costituita, al di sopra dei
depositi pliocenici marini, da sedimenti quaternari che sono suddivisibili, dal basso verso l’alto, in:
depositi marini di ambiente prevalentemente litorale, depositi continentali fini riferibili ad ambienti di
piana di inondazione alluvionale e depositi continentali grossolani alternati ad argille e limi associabili
ad ambienti di conoide alluvionale. Questi ultimi rappresentano i sedimenti più recenti rinvenibili
all’interno del bacino.
Nel sottosuolo i depositi della pianura costituiscono un cuneo che si allarga velocemente procedendo
dal margine appenninico verso nord; lo spessore massimo di questi depositi arriva ad oltre 600 metri.
L’assetto di tale corpo sedimentario è il risultato dell’evoluzione deposizionale dei corsi d’acqua,
legata sia alle variazioni climatiche pleistoceniche sia ai recenti movimenti tettonici della zona di
margine, vale a dire di quella fascia interposta tra la Pianura s.l. in abbassamento e l’Appennino in
sollevamento.
L'assetto geostrutturale delle formazioni prequaternarie è caratterizzato da una successione plicativa
ad anticlinali e sinclinali spesso fagliate e sovrascorse, con assi a vergenze appenniniche (v. Figura 1)
Figura 1:
Sezione geologica dal Fronte di accavallamento pedeappenninico (PTF) al Fronte di accavallamento esterno
(ETF) (da Bernini e Papani, 1987).
In tale schema la pianura parmense è compresa nell'arco delle pieghe emiliane caratterizzate da due
distinti fasci di thrust: il primo, più meridionale, detto fronte di accavallamento appenninico (P.T.F.),
definisce il limite della catena appenninica affiorante; il secondo, detto fronte di accavallamento
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esterno (E.T.F), definisce il limite dell'appennino sepolto, rappresentato, nell'area in esame, dalle
strutture anticlinaliche di Collecchio e Parma
Queste strutture risultano tagliate trasversalmente dalle linee tettoniche del Taro e dello Stirone che
determinano un inarcamento della linea dei thrust.
L'andamento strutturale dell'Appennino sepolto può essere interpretato come effetto di una
compressione e di un raccorciamento crostale che, secondo i moderni schemi geodinamici, risulta
legato ad un doppio fenomeno di subduzione e/o ispessimento della crosta. In tale quadro d'insieme si
giustifica lo sviluppo della rete idrografica maggiore che risulta conforme ai principali assi di sinclinali
sepolte.
In accordo con quanto assunto dal Servizio Geologico e cartografico della Regione Emilia-Romagna,
le unità stratigrafiche definite ed utilizzate nel presente studio rientrano nella classe delle Sequenze
Deposizionali sensu Mitchum et Al. (1977).
Esse sono definite come: “unità stratigrafiche composte da una successione relativamente continua e
concordante di strati geneticamente correlati, limitati alla base e al tetto da superfici di discontinuità o
dalle superfici concordanti correlabili con esse”.
Le Sequenze Deposizionali, a loro volta, possono essere suddivise in:

Principali, corrispondenti ai Supersintemi e ai Cicli Sedimentari di Ricci Lucchi et alii (1982);

Minori, corrispondenti ai Sintemi;

Climatico-Eustatiche di rango superiore, corrispondenti ai Subsintemi
Dal punto di vista gerarchico di distinguono due Sequenze Principali (Supersintemi secondo la
terminologia delle U.B.S.U.) denominate come segue:
 Supersintema del Quaternario Marino, costituito da terreni paralici e marini depostisi tra il
Pliocene superiore e il Pleistocene inferiore.
 Supersintema Emiliano-Romagnolo, costituito da depositi di ambiente continentale depostisi
a partire da 800.000 anni BP.
Nel complesso i depositi affioranti nella porzione di territorio in esame sono relativi al Supersintema
Emiliano-Romagnolo ed in particolare al Subsintema di Ravenna, il cui tetto è rappresentato dalla
superficie deposizionale, per gran parte relitta, corrispondente al piano topografico.
Il Subsintema di Ravenna è suddiviso in due ulteriori unità denominate Unità Modena e Unità Idice.
L'unità Modena è costituita da una successione sedimentaria la cui deposizione è inquadrabile
nell'ambito degli eventi alluvionali che hanno caratterizzato gli ultimi 1.500 anni di storia evolutiva.
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I depositi che costituiscono questa unità sono stati suddivisi, sulla base della differenziazione genetica
e stratigrafico-sedimentologica, in 3 sottounità:
-
sottounità Modena 1: comprende i depositi di conoide del reticolo idrografico principale;
-
sottounità Modena 2: comprende i depositi di argine naturale (o dossi di pianura);
-
sottounità Modena 3: comprende i depositi di piana interfluviale (o piana inondabile).
L’unità Idice, invece, è sedimentata nell’intervallo temporale compreso tra i 20- 18.000 e i 1.500 anni
fa ed appartiene al sistema deposizionale della pianura pedemontana ad alimentazione appenninica.
Le unità sopradescritte sono state rappresentate, relativamente ad un intorno significativo dell’area di
studio, nella Carta geologica e geomorfologica di Tav. 02 e nella Sezione Idrostratigrafica di
riferimento di Tav. 04.
2.2. CARATTERISTICHE LITOSTRATIMETRICHE DELL’AREA
Ai fini della ricostruzione della stratigrafia al di sotto dei livelli investigati si è fatto riferimento ai profili
stratigrafici di pozzi idrici forniti dal Servizio Geologico Sismico e dei Suoli della Regione Emilia–
Romagna adiacenti all’area presa in esame.
In particolare, correlando i dati relativi ai pozzi del catasto provinciale, si può osservare che l’area in
esame è costituita dalla seguente stratigrafia:

da p.c. fino a 6 - 11 m di profondità da p.c. - Limi argillosi e argille limose con presenza di
abbondante materiale organico, talora torbosi.

da 6 - 11 m fino a 13 - 16 m di profondità da p.c. - Ghiaie e sabbie;

da 13 - 16 m fino a 30 m di profondità da p.c. - Limi argillosi e argille limose;

Oltre i 30 metri è presente un livello ghiaioso con spessore di circa 5 ÷ 6 metri.
I dati e le osservazioni ottenuti durante l’indagine geognostica effettuata, confermano sostanzialmente
quanto delineato dai dati afferenti ai pozzi idrici (cfr. Tav. 05), si segnala tuttavia come l’area studiata
presenti non trascurabili variazioni locali in frequenza ed importanza delle stratificazioni individuate.
2.3. IDROGEOLOGIA
Le caratteristiche degli acquiferi del territorio in esame vanno inquadrate nel modello evolutivo
tridimensionale, sia idrogeologico che stratigrafico, dell’intera Pianura Padana emiliano-romagnola.
Secondo i più recenti studi (cfr. Regione Emilia-Romagna, Eni-Agip, 1998) si distinguono, sia in
superficie che nel sottosuolo 3 Unità Idrostratigrafiche di rango superiore, denominate Gruppi
Acquiferi (cfr. Figura 2).
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Esse affiorano sul margine meridionale del Bacino Idrogeologico della Pianura per poi immergersi
verso nord al di sotto dei sedimenti depositati dal fiume Po e dai suoi affluenti negli ultimi 20.000 anni,
contenenti acquiferi di scarsa estensione e potenzialità (Acquifero Superficiale).
Ciascun Gruppo Acquifero risulta idraulicamente separato, almeno per gran parte della sua
estensione, da quelli sovrastanti e sottostanti, grazie a livelli argillosi di spessore plurimetrico
sviluppati a scala regionale.
Figura 2:
Schema geologico-stratigrafico e idrostratigrafico del Bacino Pleistocenico della Pianura Emiliano-Romagnola.
Da “Di Dio G. (2001): Il quadro delle conoscenze. In STUDI SULLA VULNERABILITA’ DEGLI ACQUIFERI \ 15.
Nuova Carta della vulnerabilità del parmense ed indirizzi di tutela delle acque. A cura di G. Alifraco. 9-20,
Pitagora ed., Bologna”.
L’Unità Idrostratigrafico–Sequenziale affiorante nell’area in esame e direttamente coinvolta dalle opere
di fondazione dell’intervento in progetto è denominata Gruppo Acquifero A, che ricalca il Sintema
Emiliano Romagnolo superiore (450.000 - 350.000 anni BP).
Il Gruppo acquifero A è essenzialmente caratterizzato da:

ghiaie e sabbie prevalenti nella pianura pedemontana;

depositi prevalentemente fini argillosi e/o limosi attraversati in senso meridiano da corpi
nastriformi di ghiaie e sabbie, nella pianura a crescita verticale;

presenza di estese bancate sabbiose a sviluppo tabulare, a partire dall’allineamento dei centri
frazionali di Paradigna e Bogolese fino all’asse fluviale del Po.
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Il gruppo Acquifero A è ulteriormente suddivisibile in 5 Complessi Acquiferi, riferibili ad altrettanti
Sequenze Deposizionali Elementari, contrassegnati dal superiore all’inferiore, come di seguito
elencato:

Complesso Acquifero A0;

Complesso Acquifero A1;

Complesso Acquifero A2;

Complessi Acquiferi A3 e A4
I complessi acquiferi direttamente coinvolti dall’intervento in esame sono il Complesso Acquifero A0 e
il Complesso Acquifero A1.
Il Complesso Acquifero A0 affiora estesamente in tutto il territorio comunale, ad eccezione di limitati
settori nelle località di Marano e Bovarola, presentando da nord a sud uno spessore mediamente
costante di circa 20 metri. È costituito da tre corpi ghiaiosi principali dei quali uno superiore con tetto
attestato tra 0 e 4 metri dal piano campagna, uno intermedio con tetto posto alla profondità di 4 – 9
metri e, infine, uno inferiore con tetto oltre i 9 metri di profondità. Da nord a sud del territorio comunale
i tre corpi ghiaiosi sono prima amalgamati tra loro poi separati da interstrati fini che aumentano
progressivamente di spessore; nella porzione nord est del territorio comunale (presso l’area in studio)
i corpi ghiaiosi sono sostituiti da terreni fini, dato confermato dai risultati delle indagini geognostiche.
Il Complesso Acquifero A1 si attesta alla profondità di circa 25 metri dal piano campagna, presentando
uno spessore costante di circa 60 – 70 metri; è costituito da spessi strati di ghiaie con sviluppo ben
oltre l’autostrada A1, amalgamati nella porzione meridionale del territorio comunale e intervallati da
cunei fini in quella settentrionale; nel settore nord–est del territorio comunale i corpi ghiaiosi sono
sostituiti localmente dalle bancate sabbiose riferibili ad antichi paleoalvei del F. Po.
Nell’area di trasformazione la superficie piezometrica si trova a quote assolute di circa 56 ÷ 57
m.s.l.m. (dati desunti dalla rete dei pozzi di monitoraggio della Provincia di Parma) per una
soggiacenza (distanza della superficie piezometrica dal piano campagna) di circa 5 ÷ 6 m.
Durante l’esecuzione delle prove penetrometriche non è stata comunque riscontrata la falda all’interno
delle verticali d’indagine.
Il flusso idrico sotterraneo è diretto verso nord-est, con un gradiente pari a 0,4%.
Per quanto riguarda la vulnerabilità, si evidenzia che lo studio geologico a corredo del P.S.C. 2006 del
Comune di Parma che, sulla base di approfondite analisi relative alla distribuzione spaziale dei sistemi
acquiferi e acquitardi costituenti l’Unità Idrostratigrafica-Sequenziale A0 e ai loro rapporti con i sistemi
delle unità situate a maggior profondità, propone una zonizzazione del territorio comunale secondo la
quale l’area di intervento ricade in
“Zona con protezione parziale degli acquiferi principali” (cfr.
Tav.03).
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2.4. SISMICITÀ
2.4.1.Sismicità storica
La sismicità storica del Comune di Parma è stata desunta dal database delle osservazioni
macrosismiche dei terremoti italiani utilizzate per la compilazione del catalogo parametrico CPTI04. Il
database è stato realizzato nell'ambito delle attività del TTC (Tema Trasversale Coordinato) "Banche
dati e metodi macrosismici" dell'INGV, con il contributo parziale del Dipartimento della Protezione
Civile.
La sismicità del territorio comunale è riassunta graficamente nel diagramma di Figura 3.
Figura 3:
Diagramma rappresentante la storia sismica del Comune di Parma
Nella successiva Tabella 1 sono elencate le osservazioni, aventi la maggiore intensità al sito,
disponibili per il territorio comunale. Nella tabella sono indicate oltre alla stessa intensità al sito (Is),
l’anno, il mese (Me), il giorno (Gi), in cui si è verificato, l’intensità massima epicentrale in scala MCS
(Io), e la magnitudo momento (Mw).
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Is
Anno
Me
Gi AE
Io
Mw
8
1438 06
11
PARMENSE
8
5.23
7
1409 11
15
PARMA
6
5.13
7
1572 06
04
PARMA
7
5.17
7
1628 11
04
PARMA
7
5.40
7
1738 11
05
PARMA
7
5.57
7
1818 12
09
LANGHIRANO
7-8
5.48
7
1831 09
11
REGGIANO
7-8
5.59
7
1832 03
13
REGGIANO
7-8
6.01
7
1971 07
15
PARMENSE
7-8
5.10
7
1983 11
09
PARMENSE
6-7
7.01
6-7
1695 02
25
ASOLANO
9-10
5.26
6-7
1857 02
01
PARMENSE
6-7
5.52
6-7
1873 09
17
LAGO ORIENTALE
6-7
6.48
6-7
1920 09
07
GARFAGNANA
9-10
5.23
6
1732 02
27
PARMA
6
5.23
6
1774 03
04
PARMA
6
6.07
6
1901 10
30
SALO'
8
6.19
6
1914 10
27
GARFAGNANA
7
5.01
6
1915 10
10
REGGIO EMILIA
6
6.49
Tabella 1:
Eventi sismici di maggiore intensità verificatisi nel Comune di Parma
2.4.2.Zonizzazione sismica nazionale e regionale
Negli ultimi anni il punto di riferimento per le valutazioni di pericolosità sismica è stato rappresentato
dalla zonazione sismogenetica ZS9 (Scandone et al. 1996 - 2000) che rappresenta la traduzione
operativa del modello sismotettonico riassunto in Meletti et al. (2000). In seguito all’emanazione
dell’O.P.C.M. 20.3.2003, n. 3274 è stato redatto a cura di un gruppo di lavoro dell’INGV un documento
denominato “Redazione della mappa di pericolosità sismica prevista dall’ O.P.C.M. 20-3-2003, n.
3274. Rapporto conclusivo per il Dipartimento della Protezione Civile, INGV, Milano-Roma, aprile
2004, 65 pp. + 5 appendici”.
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Figura 4:
Zonizzazione sismogenetica ZS9
Tale modello riprende sostanzialmente il retroterra informativo della precedente zonazione, recependo
i più recenti avanzamenti delle conoscenze sulla tettonica attiva della penisola anche considerando le
indicazioni derivanti da episodi sismici più recenti (es. Bormio 2000, Monferrato 2001, ecc…).
La zonizzazione è stata condotta tramite l’analisi cinematica degli elementi geologici, cenozoici e
quaternari coinvolti nella dinamica delle strutture litosferiche profonde e della crosta superficiale. Il
confronto tra le informazioni che hanno condotto alla costruzione del modello geodinamico e la
sismicità osservata ha permesso di costruire la carta nazionale delle zone sismogenetiche.
Per il reperimento dei dati relativi alla sismicità osservata è stato considerato il catalogo storico
contenente 2.488 eventi degli ultimi 1.000 anni con intensità epicentrali maggiore o uguale al V – VI
grado MCS la cui magnitudo è maggiore o uguale a 4.
La zona che interessa l’area in esame è la 913, che fa parte del complesso “Appennino settentrionale
e centrale” (zone che vanno dalla 911 alla 923).
Ogni zonizzazione sismogenetica è caratterizzata da un definito modello cinematico il quale sfrutta
una serie di relazioni di attenuazione stimate sulla base di misurazioni accelerometriche effettuate sia
sul territorio nazionale che europeo (cfr. Figura 5). Sulla base di tali zone, per tutto il territorio italiano,
sono state sviluppate le carte della pericolosità sismica.
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Figura 5:
Zone sismogenetiche e principali epicentri sul territorio Italiano
Nella Zona Sismogenetica 913 sono previsti, sulla base dei meccanismi focali, valori di massima
magnitudo pari a Mwmax = 5,91.
Il risultato, per ogni comune, è rappresentato da una stima del rischio sismico che tiene conto
dell’intera storia sismica riportata nel catalogo sismico nazionale e che viene espresso in termini
probabilistici. La pericolosità sismica di riferimento ipotizza un substrato omogeneo in roccia ed è
espressa in PGA (Peak Ground Acceleration) con associato un periodo di ritorno di 475 anni, valore
convenzionale in quanto rappresenta l’accelerazione associata alla probabilità del 90 % di non
superamento considerando un periodo di ritorno di 50 anni.
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Figura 6:
Carta di pericolosità sismica del territorio regionale espresse in accelerazione orizzontale di picco PGA con
periodo di ritorno di 475 anni (pari alla probabilità di non eccedenza del 90% in 50 anni) . Le aree a diverso PGA
sono differenziate in base a colorazioni diverse corrispondenti alle diverse classi.
Il territorio italiano è stato suddiviso in quattro zone (o categorie) contraddistinte da differenti valori di
PGA (cfr. Tabella 2).
Zona
Accelerazione orizzontale con probabilità di superamento pari al 10% in 50 anni
1
>0.25
2
0.15-0.25
3
0.05-0.15
4
<0.05
Tabella 2:
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Valori di PGA per le varie zone
14
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Di seguito si riporta la zonizzazione relativa al territorio regionale (cfr. Figura 7):
Figura 7:
Classificazione sismica vigente dei Comuni della Regione Emilia-Romagna
Come si può vedere dalla carta di macrozonazione sismica della Regione Emilia Romagna (cfr. Figura
7), il Comune di Parma ricade nella Zona 3, definita come zona a “sismicità bassa” (S=6 secondo la
precedente Normativa).
L’accelerazione massima di riferimento, per il sito oggetto di studio, raggiunge valori massimi di PGA
pari a 0,15 g.
Le Norme Tecniche per le costruzioni del D.M. 14.1.2008 hanno modificato le modalità di valutazione
delle azioni di progetto. In particolare, l’azione sismica è valutata a partire dalla pericolosità sismica di
base, che costituisce l’elemento di conoscenza primario per la determinazione delle azioni sismiche.
Le nuove norme tecniche forniscono le forme spettrali in funzione dei tre parametri:
ag accelerazione orizzontale massima del terreno;
 F0 valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale;
TCperiodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale.
Questi tre parametri sono definiti in corrispondenza dei punti di un reticolo di riferimento (cfr. Figura 8),
i cui nodi non distano fra loro più di 10 km, per diverse probabilità di superamento in 50 anni e per
diversi periodi di ritorno (variabili tra 30 e 975 anni).
Allo stato attuale, la pericolosità sismica su reticolo di riferimento nell’intervallo di riferimento è fornita
dai dati pubblicati sul sito http://esse1.mi.ingv.it/.
AMBITER s.r.l.
15
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Figura 8:
Mappatura dell’accelerazione orizzontale massima del terreno (ag) con tempi di ritorno di 475 anni
I valori dei principali parametri sismici (ag, F0, Tc*) riferiti all’area in oggetto sono esplicitati nella
seguente tabella:
F0 (-)
TC* (S)
(g)
0.046
(-)
2.480
(s)
0.240
50
0.058
2.496
0.256
Salvaguardia vita (SLV)
475
0.146
2.459
0.281
Prevenzione collasso (SLC)
975
0.186
2.464
0.288
Tabella 3:
AMBITER s.r.l.
Stato Limite
TR (anni)
ag
Operatività (SLO)
(anni)
30
Danno (SLD)
(g)
Valori dei parametri sismici ag, F0, Tc* secondo Tempi di ritorno TR variabili
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
3. INDAGINI GEOGNOSTICHE
La campagna geognostica è stata finalizzata alla puntuale verifica dell’assetto stratigrafico e alla
caratterizzazione geotecnica dei terreni interessati dalle fondazioni delle opere previste e delle
tensioni che sono trasmesse.
La scelta della tipologia di indagine geognostica e delle densità di verticali di investigazione è stata
effettuata considerando le caratteristiche stratigrafiche e litologiche descritte nel Modello Geologico.
In fase d’indagine si è reso inoltre necessaria l’esecuzione di prove penetrometriche dinamiche DPSH
a causa della presenza di una pavimentazione dello spessore di circa 50-60 cm anche al di sotto delle
aree verdi in cui si era deciso di effettuare le prove penetrometriche.
L’unica prova penetrometrica statica CPT è stata realizzata nel vertice SO del fabbricato al di fuori del
piazzale del palazzetto.
In particolare quindi sono state eseguite le seguenti prove:
-
n. 1 prova penetrometrica statica a punta meccanica spinta sino a profondità di 11,0 m);
-
n. 3 prove penetrometriche dinamiche spinte sino a profondità massima di 11,0 m);
-
n. 1 indagine sismica a rifrazione (MASW)
L’ubicazione delle indagini eseguite sono riportate nella planimetria di Tav. 05.
Le prove penetrometriche in sito sono state eseguite dalla ditta SOIL SYSTEM S.n.c. di San Giorgio
Piacentino (PC), mentre l’indagine sismica è stata effettuata dalla ditta SIGNA S.r.l. di Codogno (Lo).
Le prove in sito sono state costantemente visionate da un geologo esperto che ha diretto
l’esecuzione, verificando la corretta esecuzione nel rispetto delle specifiche tecniche.
In fase di pianificazione attuativa e
di progettazione dovranno essere eseguite ulteriori indagini
geognostiche, finalizzate a determinare con la precisione necessaria l’assetto stratigrafico e le
caratteristiche geotecniche dei terreni interessati dalle tensioni trasmesse dalle opere di fondazione.
3.1.
PROVE PENETROMETRICHE
Le prove penetrometriche statiche costituiscono uno standard ormai consolidato nell’indagine in
terreni coesivi (limi e argille) e sabbiosi. Le prove sono state realizzate in conformtà con le specifiche
ASTM (D 3441) e la "Raccomandazione" ISSMFE per la standardizzazione delle prove
penetrometriche in Europa (1989).
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17
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Figura 9:
3.1.1.
Esecuzione della prova penetrometrica
Prove Penetrometriche statiche CPT
La prova penetrometrica statica CPT è una tecnica di indagine geognostica che consiste nella
misurazione, mediante cella di carico digitale, della resistenza alla penetrazione di una punta conica di
dimensioni standard (punta Begemann), infissa a velocità costante nel sottosuolo con una batteria di
aste cave alla cui estremità inferiore è collegata la punta stessa.
Le caratteristiche tecniche della punta conica, la quale dispone di un manicotto per la misurazione
della resistenza per attrito laterale, sono le seguenti:
-
angolo al vertice 60°
-
diametro 36.7 mm
-
sezione 10 cm2
Le dimensioni del manicotto sono:
-
diametro 36.7 mm
-
lunghezza 133 mm
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18
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Agendo separatamente sulla punta, sulla punta più il manicotto e sull’insieme di aste, è così possibile
misurare ogni 20 cm di approfondimento i seguenti valori:
-
la resistenza all’avanzamento della sola punta qc;
-
la resistenza all’avanzamento della punta più la resistenza per attrito laterale sul manicotto
Qc+Fs.
Di seguito si riportano i diagrammi di resistenza alla punta Rp e del rapporto Rp/Rl:
Figura 10:
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Diagramma di Resistenza alla punta Rp della prova CPT1
19
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Figura 11:
3.1.2.
Diagramma del Rapporto Resistenza alla punta Rp/Resistenza laterale Rl della prova CPT1
Prove penetrometriche dinamiche DPSH
La prova penetrometrica dinamica DP consiste nell’infiggere verticalmente nel terreno una punta
conica metallica posta all’estremità di un’asta di acciaio, prolungabile con l’aggiunta di successive
aste.
L’infissione avviene per battitura, facendo cadere da un’altezza costante un maglio di un dato peso.
Si contano i colpi necessari per la penetrazione di ciascun tratto di lunghezza di 20 cm.
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Per le prove effettuate è stato utilizzato un penetrometro dinamico super pesante avente le seguenti
caratteristiche:
-
maglio di massa pari a 63.5 Kg
-
altezza di caduta del maglio di 75 cm
-
area della punta conica 20.43 cm
2
Di seguito si riporta il diagramma del numero di colpi necessari per la penetrazione di ciascun tratto di
lunghezza di 20 cm nelle tre prove penetrometriche DPSH eseguite:
Figura 12:
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Diagramma N20 delle prove penetrometriche dinamiche
21
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
3.2.
INDAGINE SISMICA A RIFRAZIONE
Al fine di caratterizzare dal punto di vista geofisico i terreni appartenenti all’area in esame è stata
eseguita un’analisi sismica a rifrazione (MASW). Tale indagine, finalizzata al calcolo delle Vs30 (valore
medio delle velocità di taglio nei primi 30 metri), è stata impiegata per la definizione del suolo di
fondazione sulla base del Decreto Ministeriale del 14 gennaio 2008 (pubblicato sul supplemento
ordinario nr. 30 alla Gazzetta Ufficiale nr. 29 del 04 febbraio 2008 – “Nuove Norme Tecniche per le
Costruzioni”) che fornisce i criteri progettuali generali in materia antisismica.
La determinazione delle Vs30 risulta essere fondamentale per la determinazione del rischio di
amplificazione sismica locale.
La prova MASW, messa a punto nel 1999 da ricercatori del Kansas Geological Survey (Park et al.,
1999) permette di determinare in modo dettagliato l’andamento della velocità delle onde
sismiche di taglio (o onde S) in funzione della profondità attraverso lo studio della propagazione delle
onde superficiali o di Rayleigh.
Il metodo di indagine MASW si distingue in “attivo” e “passivo” (Zywicki, 1999; Park e Miller, 2006;
Roma, 2006):
1) Nel “metodo attivo” le onde superficiali sono prodotte da una sorgente impulsiva disposta a
piano campagna e vengono registrate da uno stendimento lineare composto da numerosi ricevitori
posti a breve distanza (distanza intergeofonica).
2) Nel “metodo passivo” lo stendimento presenta le stesse caratteristiche geometriche del
metodo attivo ma i ricevitori non registrano le onde superficiali prodotte da una sorgente impulsiva,
bensì il rumore di fondo (detto anche “microtremori”) prodotto da sorgenti naturali (vento) e
antropiche (traffico, attività industriali).
Le due tecniche indagano bande spettrali differenti: mentre il metodo attivo consente di ottenere una
curva di dispersione nel range di frequenza compreso tra 10 e 40 Hz e fornisce informazioni sulla
parte più superficiale di sottosuolo (fino a circa 20-30 m di profondità in funzione della
rigidezza del suolo), il metodo passivo consente di determinare una curva di dispersione nella banda
di frequenza tra 4 e 20 Hz e fornisce informazioni sugli strati più profondi (generalmente al di
sotto dei 30 m).
La combinazione delle due tecniche consente di ottenere uno spettro completo nella banda di
frequenza comprese tra 4 e 40 Hz e permette una dettagliata ricostruzione dell’andamento
della velocità delle onde di taglio fino a circa 35 - 40 m di profondità (sempre in funzione della
rigidezza degli strati).
L’analisi delle onde superficiali è stata eseguita utilizzando la strumentazione classica per la
prospezione sismica a rifrazione disposta sul terreno secondo un array lineare da 24 geofoni con
spaziatura pari a 2.0 m.
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Per ottenere una buona risoluzione in termini di frequenza, oltre ad utilizzare geofoni da 4.5 Hz, è
stato utilizzato un sismografo a 24 bit.
Nell’esecuzione
energizzazione
della
prova
MASW
attiva
è
stato
utilizzato
come
sistema
di
una mazza di 8 Kg battente su piattello metallico. Per aumentare il rapporto
segnale/rumore si è proceduto alla somma di più energizzazioni (processo di stacking).
La sorgente è stata posta ad una distanza di 6, 8 e 10 m dal primo geofono (Optimum Field
Parameters of an MASW Survey”, Park et al., 2005; Dal Moro, 2008).
Inoltre al fine di valutare eventuali eterogeneità laterali si è proceduto ad effettuare una
energizzazione anche a 10 e 8 m dall’ultimo geofono.
Terminata l’indagine attiva,
con la stessa
configurazione geometrica si
è passati
alla
registrazione dei microtremori (MASW passiva) acquisendo in totale 10 registrazioni di rumore,
ciascuna della lunghezza di 30 s.
Di seguito si riassumono le principali caratteristiche della strumentazione utilizzata ed i criteri di
acquisizione della prova MASW attiva e passiva:
n°
Strumentazione
Caratteristiche
1
Unità di acquisizione
sismografo GEOMETRICS “GEODE” a 24 bit
24
Geofoni verticali
“Geospace” con f0= 4.5 Hz
2
Cavi sismici
L = 120 m
1
Sorgente
Mazza battente su piattello
Figura 13:
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Strumentazione utilizzata per la prova MASW
23
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Riassunto modalità esecutive della prova MASW attiva
Spaziatura tra i geofoni
2.0 m
Distanza sorgente 1° geofono
6 e 10 m
Tempo di campionamento
1.0 ms
Tempo di registrazione
1.6 s
Riassunto modalità esecutive della prova MASW passiva
Spaziatura tra i geofoni
2.0 m
Tempo di campionamento
4.0 m
Tempo di registrazione
30.0 ms
Numero di registrazione
10 s
Figura 14:
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Vista dello Stendimento MASW
24
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4. MODELLO GEOTECNICO
Come evidenziato nelle sezioni stratigrafiche di Tav. 06, i sedimenti presenti nell’area in esame sono
contraddistinti da una coltre argilloso-limosa dello spessore di circa 11 m che ricopre un banco di
depositi ghiaioso-sabbiosi. Al di sotto di tale livello si rinvengono nuovamente depositi fini sino alle
massime profondità investigate (30 m).
Sulla base dei risultati delle prove penetrometriche e della indagine sismica a rifrazione eseguiti
nell’area in esame è stato possibile riconoscere la seguente sequenza stratigrafica:
LIVELLO R
da 0,0 a 1,8 – 2,3 m da piano campagna.
Il livello è caratterizzato da materiali eterogenei di riporto costiuiti inizialmente da limo sabbioso sino
alla profondità di circa 1 metro, al di sotto di tali depositi i terreni di riporto sono invece costituiti da
ghiaie poligeniche afferenti al piazzale del palazetto dello sport.
I valori alla resistenza alla punta registrati dalla prova penetrometrica statica hanno rilevato valori
molto variabili compresi tra 2 ÷ 14 MPa. Nelle verticali indagate mediante prova penetrometrica
dinamica, il numero di colpi necessari per la penetrazione di ciascun tratto di lunghezza di 20 cm è
risultato variabile tra 2 e 56.
LIVELLO A
da 1,8 - 2,3 m a 4,6 – 10,6 m da piano campagna.
Il livello è costituito da argille-limose e limi-argillosi, a comportamento coesivo.
All’interno di tale livello si rinvengono lenti di materiale limoso e limoso-sabbioso di spessore
decimetrico (LIVELLO A1).
I valori alla resistenza alla punta registrati dalle prove penetrometriche statiche hanno rilevato valori
compresi tra 2,8 e 5,4 MPa. Nelle verticali indagate mediante prova penetrometrica dinamica, il
numero di colpi necessari per la penetrazione di ciascun tratto di lunghezza di 20 cm è risultato
variabile tra 4 e 11.
LIVELLO B
da 4,6 – 10,6 m a fine indagine.
Il livello è costituito da ghiaie e ghiaie sabbiose a comportamento granulare.
Al raggiungimento di tale orizzonte la prova penetrometrica statica CPT ha dato valori di rifiuto. Nelle
verticali indagate mediante prova penetrometrica dinamica, il numero di colpi necessari per la
penetrazione di ciascun tratto di lunghezza di 20 cm è risultato variabile tra 23 e 58.
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4.1.
DETERMINAZIONE DELLA LITOLOGIA
La composizione granulometrica del terreno è stata valutata utilizzando i risultati della prova
penetrometrica staticha, utilizzando la correlazione proposta da Schmertmann (1978), che si basa sul
rapporto Rl/Rp (rapporto resistenza laterale e resistenza alla punta):
Figura 15:
Correlazione tra resistenza laterale e resistenza alla punta (Schmertmann, 1978)
I risultati ottenuti sono stati verificati sulla base delle stratigrafie dei pozzi idrici, rese disponibili dalla
Regione e correlati con i dati ottenuti dalle prove penetrometriche dinamiche eseguite in situ.
4.2.
DETERMINAZIONE DEI PARAMETRI GEOTECNICI
La definizione dei parametri geotecnici dei depositi indagati, è stata eseguita mediante correlazioni
semi-empiriche basate sui risultati delle prove penetrometriche statiche e dinamiche realizzate in sito.
Il peso di volume dei terreni di fondazione è stato stimato sulla base della litologia dei depositi.
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26
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
4.2.1.
Depositi coesivi
Resistenza al taglio in condizioni non drenate
La resistenza al taglio in condizioni non drenate Cu dei terreni coesivi è stata determinata attraverso i
risultati della prova penetrometrica statica mediante la seguente equazione:
qc – vo
Cu = __________
Nc
nella quale qc è la resistenza di punta, vo è la pressione verticale totale alla profondità di prova,
dovuta al terreno sovrastante, Nc è un fattore di capacità portante adimensionale, dipendente dalle
caratteristiche dei depositi e dall’apertura del cono del penetrometro.
Nel caso specifico, noto il comportamento dei terreni in questa zona, Nc è stato assunto pari a 18.
Modulo di deformazione edometrico
Il modulo di deformazione confinato (Eed) è stato ricavato dai valori di resistenza alla punta qc ottenuti
dalla prova penetrometrica statica, in accordo con la correlazione di Mitchell e Gardner (1975). Il
modulo edometrico si ottiene utilizzando la seguente espressione:
Eed= qc
dove i valori di sono riportati nella seguente tabella in funzione della litologia
qc<0.7 MPa
3<<8
0.7<qc<2 MPa
2<<5
qc>2 MPa
1<<2.5
qc<2 MPa
1<<3
qc>2 MPa
3<<6
Limi e argille di alta plasticità (MH, CH)
qc<2 MPa
2<<6
Limi organici (OL)
qc<1.2 MPa
2<<8
Argille di bassa plasticità (CL)
Limi di bassa plasticità (ML)
Tabella 4:
4.2.2.
Correlazione di Mitchell e Gardner (1975)
Depositi granulari
La caratterizzazione geotecnica dei depositi granulari, si è basata sui risultati ottenuti attraverso le
prove DPSH, utilizzando correlazioni empiriche che prevedono l’utilizzo dei valori di NSPT.
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27
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Per la trasformazione dal numero di colpi misurati in campagna N20 al numero di colpi NSPT , valore
utilizzato per l’elaborazione delle prove in situ illustrato nel paragrafo seguente, si è utilizzato la
seguente formulazione: NSPT = Cf·NDPSH.
Il fattore correttivo Cf dato dalla seguente:
Cf 
M 1  H 1  Pl1  Ap1
M 2  H 2  Pl 2  Ap 2
Dove:
M1 - peso del maglio del penetrometro dinamico continuo (63.5 Kg)
M2 - peso del maglio SPT (63.5 Kg)
H1 - volata del maglio del penetrometro dinamico continuo (75 cm)
H2 - volata del maglio SPT (75 cm)
Pl1 - passo di lettura del penetrometro dinamico continuo (20 cm)
Pl2 - passo di lettura SPT (15 cm)
Ap1 - area della punta del penetrometro dinamico continuo (20.4 cm2)
Ap2 - area della punta SPT (20.4 cm2)
Nel caso in esame quindi Cf = 1,3.
In relazione ai numerosi fattori che possono influenzare i valori delle prove penetrometriche dinamiche
(pressione del terreno sovrastante, dispositivi d’infissione…), i valori di NSPT devono essere
normalizzati secondo i metodi descritti di seguito.
Un primo fattore di correzione deve essere introdotto per tenere conto del sistema di battitura.
Secondo Ghionna e Robertson la correzione del numero di colpi misurato deve rispondere alla
seguente formula:
N60 = NSPT *ER/60*Cs*Cr*CD
dove:
ER/60 = rendimento del sistema di infissione, normalizzato al 60% del valore teorico massimo. Il
sistema utilizzato (maglio a sganciamento automatico), assicura, in generale, un valore medio del
rendimento pari o leggermente superiore a 0.60 (valore medio su 4477 colpi pari al 64%), quindi non
viene effettuata alcuna correzione rispetto a questo parametro, considerato eguale a 1. Si ribadisce
che tale scelta risulta conservativa solo in presenza di un numero significativo di prove, in quanto il
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28
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
rendimento è statisticamente eguale o superiore a 0.60, ma può essere occasionalmente inferiore
(valore minimo pari a 0.49, dati S.G.I. - I.S.M.E.S. in Cestari, 90).
Nell’indagine geognostica considerata, il sistema utilizzato (maglio a sganciamento automatico),
assicura, in generale, un valore medio del rendimento pari o leggermente superiore a 0.60, quindi non
è stata effettuata alcuna correzione rispetto a questo parametro, considerato eguale a 1.
Cs=
parametro che caratterizza la presenza/assenza della controcamicia intera del campionatore
(pari a 1,2 se assente).
Cr=
Cd=
parametro di correzione in relazione alla lunghezza delle aste.
Lunghezza
<3m
3-4m
4-6m
6 - 10 m
10 - 30 m
aste
Cr(m)
0.75
0.80
0.85
0.95
1.00
parametro che considera il diametro del foro (pari a 1 se è compreso fra 65 e 115 mm).
Un ulteriore fattore di correzione deve essere introdotto per tenere conto della tensione normale
effettiva agente a rottura intorno al penetrometro, normalizzando il valore a ’vo= 100 KPa, utilizzando
la formula proposta da Baldi e Altri (1985) come modificata da Jamiolkowski e Altri (1985):
N160 = CN • N60
CN = (’vo) 0.56
con
Di seguito si riportano i valori di NSPT in sito normalizzati secondo le formule sopra descritte:
DPSH 1
prof. Ndpsh in sito Nspt equivalente
Cr
Cs
Cd
N60 CN
N160
m
n. colpi/20 cm
n. colpi/30 cm
-
n. colpi/30 cm
0.2
3
4
0.75 1.20 1.00
4
6.34
22
0.4
4
5
0.75 1.20 1.00
5
4.30
20
0.6
2
3
0.75 1.20 1.00
2
3.42
8
0.8
7
9
0.75 1.20 1.00
8
2.92
24
1
43
56
0.75 1.20 1.00
50
2.57
129
1.2
36
47
0.75 1.20 1.00
42
2.32
98
1.4
19
25
0.75 1.20 1.00
22
2.13
47
1.6
11
14
0.75 1.20 1.00
13
1.98
25
1.8
7
9
0.75 1.20 1.00
8
1.85
15
2
6
8
0.75 1.20 1.00
7
1.75
12
2.2
8
10
0.75 1.20 1.00
9
1.65
15
2.4
8
10
0.75 1.20 1.00
9
1.58
15
2.6
10
13
0.75 1.20 1.00
12
1.51
18
2.8
11
14
0.75 1.20 1.00
13
1.45
19
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PIANO OPERATIVO COMUNALE
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
DPSH 1
3
9
12
0.75 1.20 1.00
11
1.39
15
3.2
8
10
0.80 1.20 1.00
10
1.34
13
3.4
7
9
0.80 1.20 1.00
9
1.30
11
3.6
6
8
0.80 1.20 1.00
7
1.26
9
3.8
6
8
0.80 1.20 1.00
7
1.22
9
4
5
7
0.80 1.20 1.00
6
1.18
7
4.2
3
4
0.85 1.20 1.00
4
1.15
5
4.4
4
5
0.85 1.20 1.00
5
1.12
6
4.6
3
4
0.85 1.20 1.00
4
1.09
4
4.8
4
5
0.85 1.20 1.00
5
1.07
6
5
4
5
0.85 1.20 1.00
5
1.04
6
5.2
3
4
0.85 1.20 1.00
4
1.02
4
5.4
4
5
0.85 1.20 1.00
5
1.00
5
5.6
2
3
0.85 1.20 1.00
3
0.98
3
5.8
3
4
0.85 1.20 1.00
4
0.96
4
6
4
5
0.85 1.20 1.00
5
0.94
5
6.2
4
5
0.95 1.20 1.00
6
0.93
5
6.4
3
4
0.95 1.20 1.00
4
0.91
4
6.6
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.89
7
6.8
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.88
7
7
4
5
0.95 1.20 1.00
6
0.87
5
7.2
4
5
0.95 1.20 1.00
6
0.85
5
7.4
6
8
0.95 1.20 1.00
9
0.84
7
7.6
7
9
0.95 1.20 1.00
10
0.83
9
7.8
7
9
0.95 1.20 1.00
10
0.81
8
8
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.80
6
8.2
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.79
6
8.4
4
5
0.95 1.20 1.00
6
0.78
5
8.6
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.77
6
8.8
4
5
0.95 1.20 1.00
6
0.76
5
9
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.75
6
9.2
6
8
0.95 1.20 1.00
9
0.74
7
9.4
7
9
0.95 1.20 1.00
10
0.73
8
9.6
6
8
0.95 1.20 1.00
9
0.72
6
9.8
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.72
5
10
5
7
0.95 1.20 1.00
7
0.71
5
10.2
3
4
1.00 1.20 1.00
5
0.70
3
10.4
4
5
1.00 1.20 1.00
6
0.69
4
10.6
3
4
1.00 1.20 1.00
5
0.69
3
10.8
15
20
1.00 1.20 1.00
23
0.68
16
11
28
36
1.00 1.20 1.00
44
0.67
29
Tabella 5:
AMBITER s.r.l.
Valori di NSPT normalizzati della prova DPSH 1
30
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
DPSH 2
prof. Ndpsh in sito Nspt equivalente
Cr
Cs
Cd
N60 CN
N160
m
n. colpi/20 cm
n. colpi/30 cm
-
n. colpi/30 cm
1.2
27
35
0.75 1.20 1.00
32
2.32
73
1.4
56
73
0.75 1.20 1.00
50
2.13
107
1.6
28
36
0.75 1.20 1.00
25
1.98
50
1.8
13
17
0.75 1.20 1.00
12
1.85
22
2
8
10
0.75 1.20 1.00
7
1.75
13
2.2
5
7
0.75 1.20 1.00
5
1.65
7
2.4
6
8
0.75 1.20 1.00
5
1.58
9
2.6
8
10
0.75 1.20 1.00
7
1.51
11
2.8
10
13
0.75 1.20 1.00
9
1.45
13
3
12
16
0.75 1.20 1.00
11
1.39
15
3.2
13
17
0.80 1.20 1.00
12
1.34
17
3.4
13
17
0.80 1.20 1.00
12
1.30
16
3.6
11
14
0.80 1.20 1.00
11
1.26
13
3.8
9
12
0.80 1.20 1.00
9
1.22
11
4
6
8
0.80 1.20 1.00
6
1.18
7
4.2
6
8
0.85 1.20 1.00
6
1.15
7
4.4
9
12
0.85 1.20 1.00
9
1.12
10
4.6
13
17
0.85 1.20 1.00
13
1.09
15
4.8
36
47
0.85 1.20 1.00
37
1.07
39
5
19
25
0.85 1.20 1.00
19
1.04
20
5.2
21
27
0.85 1.20 1.00
21
1.02
22
5.4
35
46
0.85 1.20 1.00
36
1.00
36
5.6
28
36
0.85 1.20 1.00
29
0.98
28
5.8
46
60
0.85 1.20 1.00
47
0.96
45
6
58
75
0.85 1.20 1.00
59
0.94
56
Tabella 6:
Valori di NSPT normalizzati della prova DPSH 2
DPSH 3
prof. Ndpsh in sito Nspt equivalente
Cr
Cs
Cd
N60 CN
N160
m
n. colpi/20 cm
n. colpi/30 cm
-
n. colpi/30 cm
0.2
2
2.6
0.75 1.20 1.00
2
6.34
15
5
4.30
20
0.4
4
5.2
0.75 1.20 1.00
0.6
4
5.2
0.75 1.20 1.00
5
3.42
16
0.8
12
15.6
0.75 1.20 1.00
14
2.92
41
1
37
48.1
0.75 1.20 1.00
43
2.57
111
51
2.32
120
1.2
44
57.2
0.75 1.20 1.00
1.4
19
24.7
0.75 1.20 1.00
22
2.13
47
1.6
10
13
0.75 1.20 1.00
12
1.98
23
AMBITER s.r.l.
31
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
DPSH 3
1.8
9.1
0.75 1.20 1.00
8
1.85
15
7
9.1
0.75 1.20 1.00
8
1.75
14
2.2
6
7.8
0.75 1.20 1.00
7
1.65
12
2.4
5
6.5
0.75 1.20 1.00
6
1.58
9
2.6
6
7.8
0.75 1.20 1.00
7
1.51
11
6
1.45
8
2
7
2.8
5
6.5
0.75 1.20 1.00
3
5
6.5
0.75 1.20 1.00
6
1.39
8
3.2
8
10.4
0.80 1.20 1.00
10
1.34
13
11
1.30
15
11
3.4
9
11.7
0.80 1.20 1.00
3.6
7
9.1
0.80 1.20 1.00
9
1.26
3.8
6
7.8
0.80 1.20 1.00
7
1.22
9
9.1
0.80 1.20 1.00
9
1.18
10
8
1.15
9
4
7
4.2
6
7.8
0.85 1.20 1.00
4.4
6
7.8
0.85 1.20 1.00
8
1.12
9
4.6
7
9.1
0.85 1.20 1.00
9
1.09
10
7
1.07
7
4.8
5
6.5
0.85 1.20 1.00
5
6
7.8
0.85 1.20 1.00
8
1.04
8
5.2
8
10.4
0.85 1.20 1.00
11
1.02
11
9
1.00
9
7
0.98
6
5.4
7
9.1
0.85 1.20 1.00
5.6
5
6.5
0.85 1.20 1.00
5.8
5
6.5
0.85 1.20 1.00
7
0.96
6
10.4
0.85 1.20 1.00
11
0.94
10
9
0.93
8
6
8
6.2
6
7.8
0.95 1.20 1.00
6.4
6
7.8
0.95 1.20 1.00
9
0.91
8
7
0.89
7
6.6
5
6.5
0.95 1.20 1.00
6.8
6
7.8
0.95 1.20 1.00
9
0.88
8
7
6
7.8
0.95 1.20 1.00
9
0.87
8
7
0.85
6
10
0.84
9
7.2
5
6.5
0.95 1.20 1.00
7.4
7
9.1
0.95 1.20 1.00
7.6
6
7.8
0.95 1.20 1.00
9
0.83
7
10
0.81
8
7.8
7
9.1
0.95 1.20 1.00
8
8
10.4
0.95 1.20 1.00
12
0.80
10
8.2
9
11.7
0.95 1.20 1.00
13
0.79
11
8.4
7
9.1
0.95 1.20 1.00
10
0.78
8
16
8.6
11
14.3
0.95 1.20 1.00
0.77
13
8.8
13
16.9
0.95 1.20 1.00
19
0.76
15
9
16
20.8
0.95 1.20 1.00
24
0.75
18
13
0.74
10
9.2
9
11.7
0.95 1.20 1.00
9.4
14
18.2
0.95 1.20 1.00
21
0.73
15
9.6
23
29.9
0.95 1.20 1.00
34
0.72
25
47
0.72
34
68
0.71
48
9.8
32
41.6
0.95 1.20 1.00
10
46
59.8
0.95 1.20 1.00
Tabella 7:
AMBITER s.r.l.
Valori di NSPT normalizzati della prova DPSH 3
32
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Resistenza al taglio in condizioni drenate
La resistenza al taglio dei terreni granulari in condizioni drenate è stata effettuata considerando i
risultati delle prove penetrometriche dinamiche (NDPSH).
In particolare i valori di angolo d'attrito sono stati determinati applicando le indicazioni della Road
Bridge Specification e con quelli ottenibili col metodo della Japanaise National Railway, che correlano
direttamente il numero di colpi all'angolo di attrito.
In particolare le formule utilizzate sono:
Road Bridge Specificat ion (De Mello, 82)  ' = 15 + 15 N160
Japanese National Railway
 ' = 0.3 N160 + 27
Per quanto riguarda la dipendenza del valore di resistenza al penetrometro dinamico con la presenza
di falda, la bibliografia specializzata riporta contributi molto contrastanti, essendo generalmente
accettata solo la correzione proposta da Terzaghi e Peck, valida però solo per sabbie fini e/o limose
con NSPT > 15.
In generale è possibile affermare che in presenza di falda si ha una sopravvalutazione dei valori di
NSPT per alte DR, mentre avviene esattamente l’opposto per DR basse; inoltre, risulta che la
divergenza fra i due comportamenti si riduce in funzione di un aumento dei materiali fini, come quelli
che caratterizzano i depositi nell’area in esame.
Alla luce di tali considerazioni, in questa sede, l’influenza della falda è stata considerata solo in
funzione del calcolo della pressione litostatica efficace.
L’analisi dei risultati permette di evidenziare una buona e generale convergenza fra i risultati ottenuti
con il metodo della Road Bridge Specification e della Japanese National Railway.
Occorre evidenziare che, per problemi che comportino il raggiungimento di deformazioni
significative (spinta passiva, capacità portante delle fondazioni), con innesco di fenomeni di
rottura progressiva, la resistenza disponibile mobilitabile non è quella che compete all’angolo
di resistenza al taglio “di picco”, bensì quella “a volume costante” (cv).
Per la determinazione del valore dell’angolo di resistenza al taglio a volume costante (cv) si
può fare riferimento a quanto proposto da BOLTON (1986):
 cv = ' - m * DI
Nella formula DI rappresenta un coefficiente legato al valore di densità relativa del materiale
ed all’ammontare della tensione efficace normale alla superficie di rottura, mentre m è una costante
empirica dipendente dalla condizione di deformazione prevalente.
AMBITER s.r.l.
33
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
In alternativa si può anche ricorrere ad un valore “ridotto” dell’angolo di resistenza al taglio
(φ’R), pari, secondo TERZAGHI, a:
tan R = 0,67 * tan ’
Secondo VESIC tale approccio risulta decisamente conservativo; l’autore propone quindi la seguente
relazione :
tan R = (0,67 + Dr – 0,75 * Dr 2) tan ’
valida per 0 < Dr < 67%.
Operando cautelativamente è possibile considerare CV = R
Modulo elastico
Per una valutazione del modulo Elastico, E, è possibile utilizzare la correlazione proposta da
D’Appolonia et al. con la resistenza alla penetrazione dinamica, in relazione alla composizione
granulometrica del materiale.
Per le sabbie e ghiaie non cementate gli autori propongono la seguente correlazione tra Nspt e
modulo elastico:
E = 19.1 + 0.77 . Nspt (kPa)
4.3. PARAMETRIZZAZIONE GEOTECNICA
Sulla base dell’interpretazione dei risultati delle prove penetrometriche statiche, tramite le correlazione
note in letteratura geotecnica, è stato possibile determinare in via preliminare il campo di oscillazione
dei parametri geotecnici per i livelli riconosciuti.
I valori indicati dovranno essere verificati in fase di progettazione definitiva sulla base di indagini
integrative, secondo le indicazioni delle Linee Guida AGI e dell’Eurocodice EC7.
LIVELLO R:
Presenta parametri geotecnici ininfluenti per la realizzazione delle opere in progetto in quanto le
fondazioni andranno intestate al di sotto di questo orizzonte. Relativamente al peso di volume si può
stimare = 18,5 kN/m
AMBITER s.r.l.
3
34
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
LIVELLO A:
= 1,80 –1,85 t/m
'


3
cu
= 0.4 – 1.0
kg/cm
u
'
= 0
°
= 24 – 28
°
cv
= 20 – 24
°
M
= 35 – 75
kg/cm
= 18,0 – 18,5 kN/m3
2
2
= 40 – 100
kPa
= 3.5 – 7.5
MPa
LIVELLO B:

3
'
= 1.90 - 1.95 t/m
= 19.0 – 19.5 kN/m
c'
= 0
kg/cm
'
cv
= 30 – 34
°
= 26 – 30
°
E
= 180 – 280
kg/cm2
3
2
= 18.0 – 28.0 MPa
dove:
'
=
peso di volume;
Cu
=
coesione in termini di sforzi totali;
u
=
angolo di attrito in termini di sforzi totali;
C’
=
coesione in termini di sforzi efficaci;
’
=
angolo di attrito in termini di sforzi efficaci di picco;
CV
=
angolo di attrito in termini di sforzi efficaci a volume costante;
M
=
modulo edometrico;
E
=
modulo elastico.
AMBITER s.r.l.
35
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
5.
CARATTERIZZAZIONE SISMICA
5.1. VELOCITÀ DELLE ONDE SISMICHE DI TAGLIO
I dati ottenuti durante l’indagine sismica sono stati acquisiti e successivamente trasferiti su PC per poi
essere convertiti in un formato compatibile (KGS format
file) per l’interpretazione attraverso
l’utilizzo di uno specifico programma di elaborazione (SurfSeis 2.0 della Kansas University).
Tale programma permette di elaborare i dati acquisiti sia con il metodo attivo che con quello passivo.
L’analisi consiste nella trasformazione dei segnali registrati in uno spettro bidimensionale
“phase velocity-frequency (c-f)” che analizza l’energia di propagazione delle onde superficiali lungo la
linea sismica.
Gli spettri bidimensionali ottenuti dalle registrazioni con il metodo attivo e con quello passivo,
elaborati in fasi separate, vengono successivamente combinati in modo da ottenere uno spettro unico.
In questo grafico è possibile distinguere il “modo fondamentale” delle onde di superficie, in
quanto le onde di Rayleigh presentano un carattere marcatamente dispersivo che le differenzia da altri
tipi di onde (onde riflesse, onde rifratte, onde multiple).
Inoltre, la combinazione dei due metodi MASW consente di individuare il “modo fondamentale”
delle onde di superficie nel campo di frequenze compreso tra i 4 e i 40 Hz e di ottenere informazioni
sia “superficiali” che “profonde”.
Sullo spettro di frequenza viene eseguito un “picking” attribuendo ad un certo numero di punti una o
più velocità di fase per un determinato numero di frequenze (vedi la curva di dispersione combinata
presentata in allegato B).
Tali valori vengono successivamente riportati su un diagramma periodo-velocità di fase per l’analisi
della curva di dispersione e l’ottimizzazione di un modello interpretativo.
Variando la geometria del modello di partenza ed i valori di velocità delle onde S si modifica
automaticamente la curva calcolata di dispersione fino a conseguire un buon “fitting” con i valori
sperimentali.
L’analisi dello spettro bidimensionale c-f consente in questo modo di ricostruire un modello
sismico monodimensionale del sottosuolo, il quale risulta costituito dall’andamento della velocità delle
onde di taglio Vs in funzione della profondità.
Gli spettri c-f ottenuti energizzando a destra e a sinistra dello stendimento risultano pressoché
simili: ciò sottolinea l’assenza di eterogeneità laterali tali da rendere inefficace l’assunzione di un
modello monodimensionale a strati piano paralleli.
AMBITER s.r.l.
36
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Dall’inversione della curva di dispersione si ottiene il seguente modello medio di velocità delle
onde sismiche di taglio con la profondità, rappresentativo dell’area investigata:
Strato
Spessore (m)
Velocità (m/s)
1
0.61
280
2
0.76
320
3
0.95
340
4
1.18
270
5
1.48
240
6
1.85
290
7
2.31
380
8
2.89
360
9
3.61
310
10
4.52
300
11
5.64
370
12
6.45
540
Tabella 8:
AMBITER s.r.l.
Modello sismico monodimensionale
37
PIANO OPERATIVO COMUNALE
- SUB-AMBITO 05S7
1203_RGS_01-09
RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Shear-Wave Velocity Profile from Surface waves inversion
Velocità onde S (m/sec)
100
0.0
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
700
MASW1
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
Profondità (m)
12.0
14.0
16.0
18.0
20.0
22.0
24.0
26.0
28.0
30.0
32.0
Figura 16:
AMBITER s.r.l.
Velocità delle onde sismiche di taglio stimate dall’indagine sismica a rifrazione
38
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Per il calcolo delle Vs30, sulla base dei dati ottenuti dall'indagine sismica a rifrazione (MASW), è stata
impiegata la formula riportata nel D.M. del 14 gennaio 2008 “Nuove Norme Tecniche per le
Costruzioni” così di seguito enunciata:
dove:
hi e Vi indicano lo spessore (in metri) e la velocità delle onde di taglio (per deformazioni di taglio  <
10– 6) dello strato i-esimo per un totale di N strati presenti nei 30 metri superiori.
Utilizzando la formula sopra riportata si ottengono il seguente valore (quota iniziale = p.c. attuale):
Vs30 = 340 m/s
a cui corrispondono, secondo il DM 14.1.2008, la categoria di suolo di fondazione di tipo C (cfr.
Tabella 9).
Categoria
Descrizione del profilo stratigrafico
Parametri
Vs30 (m/s)
NSPT
Cu (kPa)
-
-
360-800
>50
>250
180-360
15-50
70-250
<180
<15
<70
Formazioni litoidi o suoli omogenei molto rigidi,
A
caratterizzati da valori di Vs30 superiori a 800 m/s,
comprendenti eventuali strati di alterazione superficiale
> 800
di spessore massimo pari a 5 m
Depositi di sabbie o ghiaie molto addensate o argille
B
molto consistenti, con spessori di diverse decine di
metri, caratterizzati da un graduale miglioramento delle
proprietà meccaniche con la profondità
Depositi di sabbie e ghiaie mediamente addensate o di
C
argille di media consistenza, con spessori variabili da
diverse decine fino a centinaia di metri
D
Depositi di terreni granulari da sciolti a poco addensati
oppure coesivi da poco a mediamente consistenti
Profili
E
di
terreno
costituiti
da
strati
superficiali
alluvionali, con valori di Vs30 simili a quelli dei tipi C o
D e spessore compreso tra 5 e 20 m, giacenti su di un
substrato di materiale più rigido con Vs30 > 800m/s
Tabella 9:
AMBITER s.r.l.
Categorie di suolo di fondazione secondo il DM 14.1.2008
39
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
5.2.
VITA NOMINALE DELL’OPERA
La vita nominale di un’opera strutturale VN è intesa come il numero di anni nel quale la struttura,
purché soggetta alla manutenzione ordinaria, deve potere essere usata per lo scopo al quale è
destinata. La vita nominale dei diversi tipi di opere è quella riportata nella Tab. 2.4.I dell’allegato A
delle NTC 2008 e deve essere precisata nei documenti di progetto.
Tabella 10:
Parametri per il calcolo della vita nominale da NTC 2008
Le opere previste dalla Variante urbanistica appartengono alla Classe 2 con VN ≥ 50 anni.
5.3.
CLASSE D’ USO
Le costruzioni sono suddivise in quattro classi d’uso, la cui definizione viene di seguito sinteticamente
riportata:
Classe I:
Classe II:
Costruzioni con presenza solo occasionale di persone, edifici agricoli.
Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, industrie con attività non pericolose
per l‘ambiente, ponti e reti viarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza,
dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti
Classe III:
Costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi, industrie con attività pericolose per
l‘ambiente, ponti e reti viarie la cui interruzione provochi situazioni di emergenza, dighe il
cui collasso provochi conseguenze rilevanti
Classe IV:
Costruzioni con funzioni pubbliche o strategiche importanti,
industrie con attività
particolarmente pericolose per l‘ambiente, reti viarie di tipo A o B (come definite nel D.M.
5 novembre 2001 n.6792) importanti per il mantenimento delle vie di comunicazione,
dighe connesse al funzionamento di acquedotti e a impianti di produzione di energia
elettrica
Tabella 11:
AMBITER s.r.l.
Parametri per il calcolo del coefficiente d’uso da NTC 2008
40
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Le opere previste dalla Variante urbanistica appartengono alla Classe II con CU = 1,0.
5.4.
PERIODO DI RIFERIMENTO
Le azioni sismiche su ciascuna costruzione vengono valutate in relazione ad un periodo di riferimento
VR che si ricava, per ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita nominale VN per il coefficiente
d’uso Cu:
VR = VN ×CU
In relazione alla destinazione d’uso prevista, per determinare il tempo di ritorno sono stati quindi
considerati i seguenti parametri delle opere in progetto quali:
-
Tipo di costruzione: “Opere ordinarie, ponti, opere infrastrutturali e dighe di dimensioni
contenute o di importanza normale”
-
Classe d’uso II: “Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, industrie con attività non
pericolose per l‘ambiente, ponti e reti viarie la cui interruzione non provochi situazioni di
emergenza, dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti”
Da questi due parametri si ottiene il periodo di riferimento della costruzione che è dato da:
VR  V N  CU  50  1  50 anni
Le forme spettrali previste dalle NTC sono caratterizzate da prescelte probabilità di superamento e
vite di riferimento.
A tal fine occorre fissare:
-
la vita di riferimento VR della costruzione,
-
le probabilità di superamento nella vita di riferimento Pv R associate a ciascuno degli stati limite
considerati, per individuare infine, a partire dai dati di pericolosità sismica disponibili, le
corrispondenti azioni sismiche.
Tale operazione deve essere possibile per tutte le vite di riferimento e tutti gli stati limite considerati
dalle NTC; a tal fine è conveniente utilizzare, come parametro caratterizzante la pericolosità sismica, il
periodo di ritorno dell’azione sismica TR, espresso in anni. Fissata la vita di riferimento VR, i due
parametri TR e VR PvR sono immediatamente esprimibili, l’uno in funzione dell’altro, mediante
l’espressione:
AMBITER s.r.l.
41
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Qualora la attuale pericolosità sismica su reticolo di riferimento non contempli il periodo di ritorno TR
*
corrispondente alla VR e alla PvR fissate, il valore del generico parametro p (ag,Fo,T c) ad esso
corrispondente potrà essere ricavato per interpolazione, a partire dai dati relativi ai TR previsti nella
pericolosità sismica, utilizzando l’espressione seguente:
nella quale:
-
p è il valore del parametro di interesse corrispondente al periodo di ritorno TR desiderato;
-
TR1, TR2 sono i periodi di ritorno più prossimi a TR per i quali si dispone dei valori p1 e p2 del
generico parametro p.
I valori dei parametri ag ,F0,T*c relativi alla pericolosità sismica su reticolo di riferimento nell’intervallo
di riferimento sono forniti nelle tabelle riportate nell’Allegato B delle NTC.
Nei confronti delle azioni sismiche gli stati limite, sia di esercizio che ultimi, sono individuati riferendosi
alle prestazioni della costruzione nel suo complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non
strutturali e gli impianti.
Gli stati limite di esercizio sono:
-
Stato Limite di Operatività (SLO): a seguito del terremoto la costruzione nel suo complesso,
includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le apparecchiature rilevanti alla sua
funzione, non deve subire danni ed interruzioni d'uso significativi;
-
Stato Limite di Danno (SLD): a seguito del terremoto la costruzione nel suo complesso,
includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le apparecchiature rilevanti alla sua
funzione, subisce danni tali da non mettere a rischio gli utenti e da non compromettere
significativamente la capacità di resistenza e di rigidezza nei confronti delle azioni verticali ed
orizzontali, mantenendosi immediatamente utilizzabile pur nell’interruzione d’uso di parte delle
apparecchiature.
Gli stati limite ultimi sono:
-
Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV): a seguito del terremoto la costruzione subisce
rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e significativi danni dei componenti
strutturali cui si associa una perdita significativa di rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali; la
costruzione conserva invece una parte della resistenza e rigidezza per azioni verticali e un margine
di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche orizzontali;
AMBITER s.r.l.
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-
Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC): a seguito del terremoto la costruzione subisce
gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e danni molto gravi dei
componenti strutturali; la costruzione conserva ancora un margine di sicurezza per azioni verticali
ed un esiguo margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni orizzontali.
Le probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR , cui riferirsi per individuare l’azione
sismica agente in ciascuno degli stati limite considerati, sono riportate nella successiva tabella.
Stati Limite
Probabilità di superamento nel periodo di riferimento VR
TR
Stati limite di
esercizio
SLO
81%
30 anni
SLD
63%
50 anni
Stati limite
ultimi
SLV
10%
475 anni
SLC
5%
975 anni
Tabella 12:
Probabilità di superamento P Vr al variare dello stato limite considerato da NTC 2008
Nel caso in esame, considerando lo Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) e quindi una
probabilità di superamento nel periodo di riferimento della vita dell’edificio (50 anni) pari al 10%,
occorre considerare un tempo di ritorno dell’evento sismico di 475 anni.
5.5.
SPETTRI DI RISPOSTA
Ai fini della definizione dell’Azione Sismica di progetto occorre valutare gli effetti delle condizioni
stratigrafiche locali.
Il suolo di fondazione dell’area di studio ricade come già detto nella categoria di tipo C.
Per la determinazione dell’azione sismica locale occorre considerare anche il contributo derivante
dalla morfologia superficiale. Per condizioni topografiche complesse occorre predisporre specifiche
analisi di Risposta Sismica Locale; nel caso in cui la topografia non presenti particolare complessità, è
possibile adottare la seguente classificazione:
Tabella 13:
Probabilità di superamento P Vr al variare dello stato limite considerato da NTC 2008
Trattandosi di zona pianeggiante, l’area in esame ricade nella categoria T1, a cui non è attribuibile
alcun fenomeno di amplificazione sismica legato alle condizioni topografiche.
AMBITER s.r.l.
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Dal punto di vista progettuale, lo spettro di risposta elastico in accelerazione riveste particolare
importanza nella definizione delle Azioni Sismiche da adottare. Esso viene riferito ad uno
smorzamento  convenzionale pari al 5% e la sua forma spettrale dipende dai fattori
precedentemente citati (accelerazione di base ag, stratigrafia, topografia, probabilità di superamento
nel periodo di riferimento riferiti agli stati limite di progetto).
In Figura 17 vengono riportati gli Spettri elastici in accelerazione orizzontale relativi agli stati limite per
l’area in esame, caratterizzati, come precedentemente osservato, da probabilità di superamento
differenti nel periodo di riferimento VR.
Figura 17:
AMBITER s.r.l.
Spettri di risposta in accelerazione orizzontale corrispondenti agli stati limite di esercizio e ultimi.
44
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Con riferimento allo stato limite di salvaguardia della vita, Tr = 475 anni, in Figura 18 vengono riportati
gli spettri di risposta corrispondenti alla componente orizzontale e verticale dell’accelerazione in
superficie.
Figura 18:
Spettri di risposta relativi alle componenti orizzontale (linea nera) e verticale (linea blu) dell’accelerazione in
superficie per l’area di studio riferiti a SLV.
La sismicità di base è evidenziata dalla forma spettrale indicata in arancione in Figura 17, il cui
confronto con lo spettro indicato in nero in figura 18 (accelerazione orizzontale) consente di valutare
gli effetti di amplificazione sismica relativi all’area di studio
AMBITER s.r.l.
45
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6. VERIFICA DELLA POSSIBILITA’ DI OCCORRENZA DI FENOMENI LIQUEFAZIONE
Il fenomeno della liquefazione interessa depositi sabbiosi saturi che, durante ed immediatamente
dopo una sollecitazione di tipo ciclico, subiscono una drastica riduzione della resistenza al taglio.
La causa principale della liquefazione è il sorgere di un notevole aumento delle pressioni interstiziali,
che assumono valori prossimi a quelli delle pressioni totali, realizzando condizioni di resistenza al
taglio praticamente nulla: il terreno si comporta come un liquido.
La verifica a liquefazione può essere omessa quando si manifesti almeno una delle seguenti
circostanze:
-
eventi sismici attesi di magnitudo M inferiore a 5;
-
accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di manufatti (condizioni di campo
libero) minori di 0,1g;
-
profondità media stagionale della falda superiore a 15 m dal piano campagna, per piano
campagna sub-orizzontale e strutture con fondazioni superficiali;
-
depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica normalizzata (N1)60 > 30
oppure qc1N > 180 dove (N1)60 è il valore della resistenza determinata in prove
penetrometriche dinamiche (Standard Penetration Test) normalizzata ad una tensione efficace
verticale di 100 kPa e qc1N è il valore della resistenza determinata in prove penetrometriche
statiche (Cone Penetration Test) normalizzata ad una tensione efficace verticale di 100 kPa;
-
distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella Figura 19 (a) nel caso di terreni
con coefficiente di uniformità Uc < 3,5 ed in Figura 19 (b) nel caso di terreni con coefficiente di
uniformità Uc > 3,5.
a
Figura 19:
AMBITER s.r.l.
b
Fasce granulometriche per la valutazione preliminare della suscettibilità alla liquefazione
46
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Dalle figure sopra indicate, dove sono riportate le fasce granulometriche suscettibili alla liquefazione,
si evince che i depositi sabbioso-ghiaiosi del livello B risultano potenzialmente liquefacibili.
Occorre quindi valutare il coefficiente di sicurezza alla liquefazione alle profondità in corrispondenza di
tale livello.
La suscettibilità alla liquefazione può essere valutata con metodi analitici semplificati attraverso un
coefficiente di sicurezza calcolato come rapporto fra la resistenza al taglio mobilitabile CRR, funzione
delle caratteristiche meccaniche dello strato, e lo sforzo tagliante indotto dal sisma CSR, che dipende
dai parametri del sisma di progetto.
Si può escludere la liquefazione quando tale rapporto è maggiore di 1.
FS = CRR / CSR
Il valore di CSR è calcolato come proposto Seed e Idriss (1971) con la seguente espressione:
CSR = 0,65 * ( amax / g ) * (σv0 / σ v 0') * rd
dove:
amax
= accelerazione sismica massima (m/s²);
g
= accelerazione di gravità (m/s²);
σv0
= pressione verticale totale alla profondità z dal p.c. (m);
σ v0'
= pressione verticale efficace alla profondità z dal p.c. (m);
rd
= coefficiente funzione della profondità dal p.c. calcolabile con le seguenti espressioni
proposte dal NCEER:
rd
= 1.0 – 0.00765 *z per z <= 9.15 m
rd
= 1.174 – 0.0267 *z per 9.15 m < z <= 23 m
rd
= 0.074 – 0.08 *z per 23 m < z <= 30 m
rd
= 0.5 per z > 30 m
Alla domanda di resistenza ciclica alla liquefazione è possibile applicare un fattore di sicurezza
aggiuntivo, il cui valore tipico è pari a 1.2, per tenere conto delle pressioni interstiziali e delle
deformazioni che si verificano durante il sisma:
CSRfs = 1.2 CSR
AMBITER s.r.l.
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
La capacità di resistenza alla liquefazione può essere ricavata attraverso correlazioni con i dati
ottenuti da prove penetrometriche dinamiche, statiche o di sismica a rifrazione.
I valori di CRR ottenuti da tali correlazioni sono solitamente riferiti a eventi sismici di magnitudo pari a
7.5; si utilizza quindi un coefficiente di correzione della magnitudo MSF.
CRRM = CRR7.5 * MSF
MSF viene valutato diversamente a seconda del tipo di prova utilizzato. Per le prove SPT e CPT ed
eventi sismici di magnitudo < 7.5 si utilizza la formula di Youd et al. (2001):
MSF = 102.84 / M3.24
Valutazione sulla base dei risultati delle prove SPT:
La capacità alla resistenza alla liquefazione è funzione della resistenza penetrometrica corretta per il
carico litostatico e il contenuto in materiali fini (N1)60cs.
(N1)60cs = (N1)60 * CN
Dove CN, fattore correttivo per il carico litostatico, viene calcolato come:
CN = ( Pa / σ v 0' )0.56
CRR capacità alla resistenza alla liquefazione:
2
3
2
3
4
CRR7.5 = ( a + c * x + e * x + g * x ) / ( 1 + b * x + d * x + f * x + h *x )
dove:
x = (N1)60CS
a = 0.048
b = -0.1248
c = -0.004721
d = 0.009578
e = 0.0006136
f = -0.0003285
g = -0.00001673
h = 0.000003715
AMBITER s.r.l.
48
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Nel caso in esame si ottengono i seguenti valori:
prof.
'v
Rd
CRS
CN
N160
m
KPa
-
-
-
n. colpi/30 cm
3.4
62.90
0.97 0.09
1.26
11
0.12
0.35 3.74
3.6
66.60
0.97 0.14
1.23
9
0.10
0.29 2.09
3.8
70.30
0.97 0.14
1.19
9
0.10
0.28 2.03
4
74.00
0.97 0.14
1.16
7
0.08
0.23 1.70
4.2
77.70
0.97 0.14
1.13
5
0.06
0.18 1.29
4.4
81.40
0.97 0.14
1.11
6
0.07
0.20 1.47
4.6
85.10
0.96 0.14
1.08
4
0.06
0.17 1.27
4.8
88.80
0.96 0.14
1.06
6
0.07
0.20 1.43
5
92.50
0.96 0.14
1.04
6
0.07
0.19 1.42
5.2
96.20
0.96 0.14
1.02
4
0.06
0.17 1.24
5.4
99.90
0.96 0.14
1.00
5
0.07
0.19 1.39
5.6
103.60
0.96 0.14
0.98
3
0.05
0.15 1.12
5.8
107.30
0.96 0.14
0.97
4
0.06
0.17 1.22
6
111.00
0.95 0.14
0.95
5
0.07
0.18 1.36
6.2
114.70
0.95 0.14
0.93
5
0.07
0.19 1.42
6.4
118.40
0.95 0.14
0.92
4
0.06
0.17 1.25
6.6
122.10
0.95 0.14
0.90
7
0.08
0.22 1.60
6.8
125.80
0.95 0.13
0.89
7
0.08
0.21 1.59
7
129.50
0.95 0.13
0.88
5
0.07
0.19 1.38
7.2
133.20
0.94 0.13
0.87
5
0.07
0.19 1.38
7.4
136.90
0.94 0.13
0.85
7
0.08
0.24 1.76
7.6
140.60
0.94 0.13
0.84
9
0.09
0.27 1.98
7.8
144.30
0.94 0.13
0.83
8
0.09
0.26 1.96
CRR 7.5 CRR 5.0
Fs
8
148.00
0.94 0.13
0.82
6
0.07
0.20 1.51
8.2
151.70
0.94 0.13
0.81
6
0.07
0.20 1.50
8.4
155.40
0.94 0.13
0.80
5
0.06
0.18 1.34
8.6
159.10
0.93 0.13
0.79
6
0.07
0.20 1.48
8.8
162.80
0.93 0.13
0.78
5
0.06
0.18 1.33
9
166.50
0.93 0.13
0.77
6
0.07
0.19 1.47
9.2
170.20
0.93 0.13
0.77
7
0.08
0.22 1.64
9.4
173.90
0.92 0.13
0.76
8
0.09
0.24 1.83
9.6
177.60
0.92 0.13
0.75
6
0.08
0.21 1.63
9.8
181.30
0.91 0.13
0.74
5
0.07
0.19 1.46
10
185.00
0.91 0.13
0.74
5
0.07
0.19 1.46
10.2 188.70
0.90 0.13
0.73
3
0.06
0.16 1.24
10.4 192.40
0.90 0.13
0.72
4
0.06
0.17 1.36
10.6 196.10
0.89 0.13
0.71
3
0.06
0.16 1.25
10.8 199.80
0.89 0.13
0.71
16
0.17
0.48 3.84
Tabella 14:
AMBITER s.r.l.
Riepilogo della verifica alla liquefazione dei terreni appartenenti al livello A
49
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Come si evince dalla precedente tabella lo strato presenta mediamente valori di Fs (fattore di
sicurezza nei confronti della liquefazione) superiori all’unità e quindi il rischio di liquefazione si può
ritenere molto basso.
AMBITER s.r.l.
50
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7.
CONCLUSIONI E PRESCRIZIONI
L’area interessata dall’intervento urbanistico è pianeggiante e stabile; non sono presenti fenomeni
geologici e geomorfologici attivi in grado di comprometterne la stabilità.
La successione stratigrafica è costituita da una coltre argilloso-limosa dello spessore di circa 11 m che
ricopre un banco di depositi ghiaioso-sabbiosi. Nel lato sud-occidentale dell’area indagata è presente
una lente di depositi ghiaiosi a partire dalla profondità di circa 4,50 m.
Nell’area di trasformazione la superficie piezometrica si trova a quote assolute di circa 56 ÷ 57
m.s.l.m. (dati desunti dalla rete dei pozzi di monitoraggio della Provincia di Parma) per una
soggiacenza (distanza della superficie piezometrica dal piano campagna) di circa 5 ÷ 6 m.
Per quanto riguarda la vulnerabilità, utilizzando la metodologia proposta dalla Provincia di Parma
(Alifraco, Beretta et al. – 2000), l’area di intervento ricade nella classe a “protezione parziale degli
acquiferi principali”.
L’area è soggetta ad un'attività sismica medio–bassa, indotta sia da terremoti documentati con
epicentro nell'ambito del territorio provinciale sia, di riflesso, dagli eventi più intensi provenienti dalle
province limitrofe.
Nell’area non sono presenti faglie superficiali, discontinuità o cavità tali da indurre un pericolo sismico
aggiuntivo. Non sono inoltre prevedibili fenomeni di amplificazione locale dell’accelerazione sismica
dovuti all’assetto topografico o ad effetti di bordo.
La zona sismica di riferimento è la “zona 3”.
In relazione all’analisi sismica effettuata, i terreni di fondazione sono stati attribuiti alla categoria “C”.
In relazione all’assetto stratigrafico l’area di trasformazione è interessata da un’amplificazione sismica
locale.
In relazione alla presenza di terreni limo-argillosi di elevata compressibilità, le tensioni trasmesse da
eventuali fondazioni superficiali indurranno cedimenti assoluti.
La presenza di lenti ghiaiose e la variabilità dello spessore del livello A (limo-argilloso) potrebbero
determinare il manifestarsi di cedimenti differenziali.
La capacità portante del complesso terreno-fondazioni sarà inoltre limitata dalla ridotta resistenza al
taglio disponibile. Non è quindi possibile escludere la necessità di ricorrere a fondazioni profonde. In
fase di progettazione dovranno quindi essere approfonditi gli aspetti geotecnici per operare una
corretta scelta delle fondazioni.
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Sulla base degli approfondimenti effettuati, l’area è idonea dal punto di vista geologico alla
realizzazione delle destinazioni d’uso previste dalla variante al POC, nel rispetto delle prescrizioni di
seguito riportate.
Nel caso di realizzazione di fondazioni superficiali:
-
il piano di fondazione dovrà essere posto al di fuori del campo di variazione significative del
contenuto d’acqua del terreno e a profondità tali da non risentire di fenomeni di erosione o
scalzamento di acque superficiali; e comunque al di sotto della coltre di terreno vegetale,
nonché al di sotto dello strato interessato dal gelo;
-
il terreno di fondazione non dovrà subire rimaneggiamenti e deterioramenti prima della
costruzione della opera;
-
eventuali acque ruscellanti o stagnanti dovranno essere allontanate dagli scavi;
-
il piano di posa degli elementi strutturali di fondazione dovrà essere regolarizzato e protetto con
conglomerato magro o altro materiale idoneo;
-
è opportuno che il piano di posa delle fondazioni sia tutto sullo stesso livello;
-
particolare attenzione dovrà essere posta alla realizzazione degli sbancamenti; dovranno
essere eseguite, prima dell’esecuzione degli scavi, opportune opere di sostegno e, in caso di
esecuzione di scavi non sostenuti, con altezza superiore a 1.0 m, la pendenza dovrà essere
sempre < 25°;
Nel caso di realizzazione di fondazioni profonde:
-
le fondazioni dovranno rispettare le simmetrie della sovrastruttura;
-
i pali dovranno essere armati adeguatamente per tutta la loro lunghezza, anche se ciò non
dovesse risultare strettamente necessario in base ai risultati di carico;
-
si dovrà provvedere ad assicurare un’efficace connessione dei pali con la struttura di collegamento
alla loro testa, al fine di evitare che, in occasione di eventi sismici violenti, possa prodursi una
disconnessione di alcuni pali; nel qual caso, perdurando il moto sismico, si avrebbe un aggravio
delle forze agenti sui pali che mantengono la connessione;
-
il dimensionamento dei pali e la scelta delle modalità di realizzazione dovranno essere effettuati
considerando le pressioni artesiane esercitate dalle falde;
-
è sconsigliato l’uso dei pali inclinati.
Per la tutela degli acquiferi sotterranei dovranno inoltre essere rispettate le seguenti prescrizioni:
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-
è vietata la ricerca di acque sotterranee e la realizzazione di pozzi anche ad uso domestico,
ove non autorizzati dalle pubbliche autorità competenti ai sensi dell’art. 95 del RD 11/05/1933
n. 1775;
-
la progettazione e la costruzione di condotte fognarie, in conformità con quanto previsto dal
DMLP del 12/12/1985 (p.ti 1, 2, 3, 4), nonché dalla circolare dei MMLLPP n. 27291 del
30/03/1986, dovranno garantire l’affidabilità dell’opera in relazione al grado di sicurezza
statica, di resistenza alla corrosione, di integrità della tenuta nel tempo, tenendo conto della
caratterizzazione geologica e geotecnica dei terreni interessati dal tracciato delle tubazioni;
-
è obbligatoria la separazione tra reti di acque bianche e acque nere;
-
dovrà essere prevista una corretta gestione dei cantiere al fine di evitare la percolazione nel
sottosuolo di acque inquinate.
Si evidenzia che, nelle successive fasi di progettazione, dovranno essere eseguiti opportuni studi
geologico-sismici, supportati da indagini geognostiche per la caratterizzazione stratigrafica e
geotecnica dei terreni di fondazione, secondo le indicazioni del D.M. 14.1.2008, nonché delle
prescrizioni dell’AGI (1977) e degli Eurocodici 7 e 8.
In relazione all’assetto stratigrafico e alla destinazione d’uso dell’area dovrà essere effettuata
un’analisi sismica di III Livello, finalizzata a verificare la rappresentatività degli spettri di progetto.
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Allegato A
TAVOLE
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Allegato B
REGISTRAZIONE MASW ATTIVA
REGISTRAZIONE MASW PASSIVA
CURVA DI DISPERSIONE COMBINATA
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Registrazione MASW attiva
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
Registrazione MASW passiva
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RELAZIONE GEOLOGICO SISMICA
CURVA DI DISPERSIONE COMBINATA
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