PROGETTO DI UN INTERVENTO DI COMPACTION GROUTING PER LA 1

MITIGAZIONE DEL RISCHIO DI LIQUEFAZIONE DEI TERRENI IN UN’AREA 2

DELL’EMILIA INVESTITA DAL SISMA DEL 2012 3

Asioli C.*, Fanti F.*, Del Monte D*, Zuffi P.* 4

* Trevi S.p.A. 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 SOMMARIO 20 Per ridurre il rischio di liquefazione è prassi comune intervenire modificando le caratteristiche meccaniche dei terreni 21 naturali presenti in sito mediante interventi di tipo attivo. Fra le varie tecnologie esistenti, il Compaction Grouting è una 22 fra le maggiormente applicate in quanto generalmente restituisce ottimi risultati in termini di costi/benefici. 23 Nell’articolo sono descritti i criteri progettuali adottati per la definizione dell’intervento di consolidamento del terreno 24 da realizzare in un’area dell’Emilia investita dal sisma del Maggio 2012, su cui verrà costruita una nuova scuola 25 primaria e dell’infanzia. In analogia all’indice di potenziale liquefazione (IPL) che definisce il grado di pericolosità, 26 vengono proposti due nuovi indici (IMT e IAT) che forniscono una indicazione sul grado di miglioramento e di 27 addensamento del terreno che bisogna ottenere, e che possono essere utilizzati anche per valutare l’efficacia 28 dell’intervento realizzato. Sono infine descritte le indagini geognostiche programmate sia per la verifica dei risultati del 29 campo prova preliminare, necessario per validare le analisi teoriche di progetto, che per i controlli finali di collaudo. 30 31 32 Parole chiave: liquefazione, compaction grouting, consolidamento terreno, IMT, campo prova. 33 34 35 36 1 INTRODUZIONE

L’intervento di compaction grouting descritto nel seguito è relativo al consolidamento del terreno di fondazione di una nuova scuola primaria e dell’infanzia da realizzare nel Comune di Cento (FE) in località Dodici Morelli. Tale consolidamento si è reso necessario al fine di mitigare il potenziale rischio di liquefazione emerso dalle evidenze registrate in aree limitrofe e dalle analisi effettuate dalla Regione Emilia Romagna a seguito degli eventi sismici del Maggio 2012.

L’intervento di progettazione ed esecuzione dei lavori, oggetto di procedura negoziata indetta dal Comune di Cento nell’Agosto 2013, è stato acquisito dalla Trevi S.p.A. nell’Ottobre 2013 e sarà realizzato nei primi mesi del 2014.

2 MODALITÀ ESECUTIVE DEL COMPACTION GROUTING

La tecnologia del compaction grouting consta nell’inserimento nel terreno, mediante perforazione a rotazione o infissione, di un rivestimento metallico attraverso il quale, raggiunta la quota di progetto, viene iniettata una malta o un calcestruzzo. Tale iniezione

avviene in maniera lenta e controllata, solitamente per fasi, contemporaneamente all’estrazione del rivestimento.

Il meccanismo ideale di iniezione prevede lo spostamento del terreno in situ senza permeazione o fratturazione al fine di ottenere un addensamento del terreno naturale nell’intorno della verticale di iniezione, con conseguente aumento della sua resistenza al taglio.

Per ottenere questo risultato si utilizza una malta o un calcestruzzo caratterizzato da una elevata consistenza (Classe S1 con slump 4÷5 cm) e da una resistenza a compressione semplice pari a 2÷4 MPa.

Figura 1 – Fasi esecutive del compaction grouting

Le fasi di iniezione sono inoltre assistite da una strumentazione elettronica che in tempo reale misura, controlla e registra i seguenti parametri: - pressione di iniezione; - portata di iniezione; - volume della malta pompata per ogni fase di iniezione.

Il software della strumentazione è inoltre predisposto per arrestare in automatico l’iniezione al raggiungimento del valore massimo di volume e/o pressione impostato.

3 CRITERI PROGETTUALI ADOTTATI

La progettazione delle colonne di consolidamento di compaction grouting è stata condotta sulla base del know-how acquisito dal Gruppo Trevi in analoghi interventi realizzati all’estero.

Partendo dall’analisi di liquefazione del sito, che indica la presenza di uno strato potenzialmente liquefacibile, è stato valutato il livello di resistenza minima del terreno da ottenere per garantire un fattore di sicurezza nei confronti della liquefazione maggiore di 1.25, nonché un indice del potenziale di liquefazione IPL, in accordo al metodo di Iwasaki et al. (1982), inferiore a 2.0 che definisce un grado di rischio basso (Sonmez H., 2003).

Il fattore di sicurezza è stato scelto in accordo alle indicazioni fornite dall’Eurocodice 8 (UNI EN 1998-5, 2005) in quanto l’attuale normativa italiana (D.M. 14.1.2008) non fornisce alcun riferimento al riguardo, ma lascia tale scelta al progettista.

Il livello di resistenza da raggiungere è stato definito per mezzo della resistenza alla punta del penetrometro statico qc; in particolare è stato definito un andamento di resistenza alla punta che rappresenta l’“obiettivo minimo” da ottenere per assicurare il raggiungimento del grado di addensamento richiesto dal progetto.

Le verifiche analitiche sono state condotte mediante l’ausilio di semplici software sviluppati dall’ufficio progetti Trevi sulla base di note teorie e pubblicazioni internazionali sull’argomento.

Come in genere previsto per tutti gli interventi di consolidamento del terreno, ed esplicitamente richiesto dalla Determinazione n. 12418 della Regione Emilia Romagna (2012), per validare sia le assunzioni progettuali che i parametri tecnologico-esecutivi ipotizzati, è stato previsto un campo prova preliminare il quale sarà realizzato direttamente in opera.

Il controllo del risultato atteso sarà effettuato per mezzo di prove penetrometriche statiche e dinamiche, eseguite pre e post trattamento, misurando l’incremento di resisten-za ottenuto nel terreno.

4 INQUADRAMENTO GEOTECNICO DEL SITO

L’inquadramento geotecnico del sito è stato effettuato in base alle seguenti indagini geognostiche messe a disposizione dalla stazione appaltante: - n° 2 prove penetrometriche statiche tipo CPTU spinte

sino alla profondità 15 e 34.7 m da p.c.. - n° 1 prova penetrometrica statica con punta meccanica

tipo Begeman spinta fino a 15 m dal p.c..

- n° 1 sondaggio geognostico a carotaggio continuo che ha raggiunto la profondità di 20 m dal p.c..

- n° 1 Prospezione Sismica Passiva con registrazione dei microtremori realizzata mediante strumentazione HVSR.

La stratigrafia del sito, che dovrà essere confermata dalle indagini integrative da realizzare prima del campo prova, risulta costituita da una alternanza di materiali a grana fine e grana grossa tipica dei depositi alluvionali della pianura padana. I valori della resistenza alla punta registrati nelle tre prove penetrometriche statiche disponibili sono riportati nella figura 2.

Il livello statico della falda è stato localizzato alla profondità di 1.8 m da piano campagna.

Figura 2 – Resistenza alla punta da prove CPTU e CPT

La stratigrafia ed i relativi parametri geotecnici

utilizzati per le verifiche di liquefazione e per il progetto del consolidamento sono sintetizzati nella tabella I.

La velocità equivalente di propagazione delle onde di taglio entro i primi 30 m di profondità, ricavata dalla prova di prospezione sismica, risulta pari a 224 m/sec, per cui il terreno di fondazione ricade nella categoria di sottosuolo tipo C.

Tabella I. – Stratigrafia e parametri geotecnici di progetto

Unità Prof. γn Dr ϕ Cu E

(m) (kN/m3) (%) (°) (kPa) (MPa)

1 7.0 17.5 30 32 --- 12

2 20.0 17.0 --- --- 16÷37 2÷6

3 27.0 18.0 45 34 --- 25

4 35.0 19.0 --- --- 70 9

5 AZIONE SISMICA DI RIFERIMENTO

In base alla vigente normativa (D.M. 14.1.2008), per la definizione dell’evento sismico di riferimento è stata assunta una vita nominale dell’opera pari a 50 anni (opere ordinarie o di importanza normale) ed una classe d’uso IV (costruzioni con funzioni pubbliche o strategiche importanti) a cui viene associato un coefficiente d’uso CU = 2.0; quindi il periodo di riferimento per l’azione sismica risulta pari a:

anniCVV UNR 100250 =⋅=⋅=

(1)

Considerando lo Stato Limite di salvaguardia della Vita

(SLV), con tempo di ritorno dell’evento sismico TR = 949 anni, si ha un valore dell’accelerazione orizzontale massima attesa, in condizioni di campo libero su suolo di riferimento rigido, pari ad: ag = 0.204 g.

Tenendo conto della categoria di sottosuolo di tipo C a cui corrisponde un coefficiente di amplificazione stratigrafico del suolo di fondazione SS = 1.389 ed essendo l’area pianeggiante (amplificazione topografica ST = 1.0), la massima accelerazione sismica orizzontale attesa al suolo vale:

ggaSSa gTS 284.0204.00.1389.1max =⋅⋅=⋅⋅=

(2)

Tale valore, assunto per il progetto, è superiore alla

accelerazione massima misurata nel sito in esame durante l’evento sismico del 29 Maggio 2012, che risulta pari a 0.216g.

L’area in esame è ubicata all’interno della zona sismo-genetica 912 della zonizzazione ZS9, a cui corrisponde una magnitudo M = 6.14. Tale valore, assunto come valore di progetto, è di poco superiore alla massima magnitudo registrata durante il sisma (M = 5.9).

6 VERIFICHE DI LIQUEFAZIONE

Il fattore di sicurezza nei confronti di fenomeni di liquefazione è stato valutato utilizzando il metodo semplificato illustrato da Youd T.L. e Idriss I.M. (2001), che sintetizza i lavori dei workshops 1996 NCEER e 1998 NCEER/NSF e che consente di stimare la resistenza ciclica del terreno a partire dai risultati di prove CPT con punta elettrica.

25.1/ >= MCSRCRRFS

(3)

Il rapporto di sollecitazione ciclica CSRM che si

sviluppa durante l’evento sismico, è stato valutato in accordo alla nota formula valida per magnitudo 7.5 (Seed H.B. e Idriss I.M., 1971), e ricondotto al carico sismico di progetto mediante il fattore di scala della magnitudo MSF proposto da Idriss I.M. (1995):

MSF

r

g

aCSR d

v

v

v

avM ⋅⋅⋅==

'max

'65.0

σ

σ

σ

τ (4)

Per quanto riguarda il rapporto di resistenza ciclica del

terreno CRR, tra le varie procedure di calcolo disponibili in letteratura, si è fatto riferimento al metodo proposto da Robertson P.K. e Wride C.E. (1998).

Il primo passo di questo metodo prevede di normalizzare la resistenza alla punta rispetto alla pressione atmosferica pa = 1atm :

Q

a

CNc C

p

qq ⋅

=1 (5)

>

≤

=

7.1'

7.1

7.1''

n

v

a

n

v

a

n

v

a

Q

pse

pse

p

C

σ

σσ (6)

Il valore dell’esponente n dell’equazione (6) è

determinato con una procedura iterativa in cui viene introdotto l’indice di comportamento del terreno IC, il quale consente di comprendere se si è in presenza di un terreno a comportamento di tipo coesivo o granulare:

( ) ( )[ ] 5.022 log22.1log47.3 FQI C ++−= (7)

Le variabili Q ed F rappresentano rispettivamente la

resistenza alla punta normalizzata ed il rapporto di frizione normalizzato. Il metodo prevede che la resistenza alla punta normalizzata qc1N venga poi ricondotta ad un valore equivalente per sabbia pulita attraverso l’espressione seguente:

( ) cNcCSNc kqq ⋅= 11 (8)

Con kc = 1 se IC risulta minore o uguale ad 1.64,

altrimenti:

88.1775.3363.21581.5403.0 234 −⋅+⋅−⋅+⋅−= CCCCc IIIIk (9)

In questa maniera si tiene in conto che i terreni con un

più elevato tenore di fine offrono una maggiore resistenza nei confronti della liquefazione.

La resistenza ciclica del terreno viene quindi definita in accordo alle seguente espressione:

( )( )

( )( )

<≤

⋅+

<

⋅+

=

160501000

9308.0

501000

833.005.0

1

3

1

11

CSNc

CSNc

CSNc

CSNc

qseq

qseq

CRR (10)

Per tutti i terreni con indice di comportamento IC > 2.6,

a comportamento coesivo e quindi non liquefacibili, il fattore di sicurezza è stato posto pari a 5.

Nella successiva figura 3 viene mostrato che lo strato di sabbia limosa satura, localizzato tra 1.8 m (livello della falda) e 7.0 m di profondità da p.c., ha un fattore di sicurezza mediamente pari a 0.75 e quindi risulta potenzialmente liquefacibile.

Figura 3 – Fattore di sicurezza nei riguardi della liquefazione

A partire dal fattore di sicurezza, è stato infine valutato

l’indice di potenziale liquefazione IPL in accordo al metodo di Iwasaki et al. (1982), tenendo conto delle modifiche del fattore F(z) proposte da Sonmez H. (2003).

∫ ⋅⋅=m

mdzzwzFIPL

20

0)()( (11)

<−

<≤⋅⋅

≥

= ⋅−

95.01

25.195.0102

25.10

)( 427.186

FSseFS

FSsee

FSse

zF FS (12)

zzw ⋅−= 5.010)( (13)

Per le tre prove disponibili l’indice IPL, che fornisce

una valutazione “integrale” degli effetti della liquefazione, è risultato variabile da 4.0 a 9.9, a cui corrisponde un rischio di liquefazione da moderato ad alto.

7 PROGETTO DEL CONSOLIDAMENTO

La progettazione dell’intervento di consolidamento può essere suddivisa in due fasi distinte: - valutazione della resistenza del terreno (o del grado di

addensamento) minima che bisogna ottenere nello strato potenzialmente liquefacibile per garantire il fattore di sicurezza richiesto;

- definizione della geometria delle colonne (maglia, diametro e interasse) da adottare per raggiungere il grado di addensamento necessario.

7.1 Valutazione della resistenza minima da ottenere

Per la definizione della resistenza minima da ottenere è stata sviluppata una procedura di calcolo che, partendo dalla sollecitazione ciclica di progetto CSRM, consente di determinare il “profilo minimo” della resistenza alla punta del penetrometro statico che bisogna ottenere in sito per poter garantire il raggiungimento del fattore di sicurezza richiesto in corrispondenza dello strato liquefacibile.

In particolare l’andamento del rapporto di sollecitazio-

ne ciclica atteso CSRM viene amplificato del fattore di sicurezza adottato, in modo da ottenere il valore minimo della resistenza ciclica CRRMIN che il terreno deve avere per scongiurare il fenomeno della liquefazione.

A questo punto, invertendo semplicemente le formule utilizzate per la verifica di liquefazione, dapprima si ricava a ritroso la resistenza alla punta normalizzata a sabbia pulita (qc1N)CS,MIN e, mantenendo fisso l’indice di comportamento del terreno IC, si determina l’andamento della resistenza alla punta normalizzata alla pressione atmosferica qc1N,MIN ed infine la resistenza alla punta minima qc,MIN che si deve misurare in sito.

Vale la pena precisare che oltre all’indice di compor-tamento, anche gli altri coefficienti dipendenti solo dalla granulometria del terreno non devono essere variati, in quanto il consolidamento migliora le caratteristiche meccaniche del terreno senza alterarne la natura.

A partire dalla resistenza alla punta minima è inoltre possibile stimare il grado di addensamento Drf da raggiungere per ottenere, punto per punto, il fattore di sicurezza richiesto.

Tale stima può essere effettuata impiegando la nota relazione di Jamiolkowski et al. (1985):

−

⋅⋅= 1

'log68 ,

10

va

MINc

fp

qDr

σ (14)

A titolo di esempio, per la prova penetrometrica

CPTU1, nella figura 4 è mostrato l’andamento della resistenza ciclica, della resistenza alla punta del penetrometro e della densità relativa minima da ottenere.

Figura 4 – Resistenza e densità relativa minima da ottenere

Per il tratto potenzialmente liquefacibile, localizzato tra

1.8 m e 6.8 m da p.c., facendo il rapporto tra l’integrale dei valori minimi richiesti e l’integrale dei valori misurati in sito, è possibile ricavare una indicazione di quanto bisogna migliorare le caratteristiche del terreno, sia in termini di resistenza alla punta del penetrometro statico che in termini di addensamento dello stesso.

In questo caso il valore dell’Indice di Miglioramento

del Terreno (IMT), definito come rapporto delle resistenze alla punta, risulta pari a 1.50, ed il corrispondente Indice di Addensamento del Terreno (IAT), definito come rapporto tra le densità relative, vale 1.26.

In altri termini, nel tratto da consolidare, la resistenza alla punta deve incrementarsi di almeno il 50%, passando da un valore medio pre trattamento di circa 3.7 MPa ad un valore medio post trattamento superiore a 5.6 MPa.

Analogamente la densità relativa dello strato liquefacibile deve passare da un valore medio attuale del 47% ad un valore medio maggiore del 60%.

L’indice IMT, che attraverso un unico numero definisce il valore minimo del miglioramento medio che bisogna ottenere nel terreno, può essere utilizzato anche come parametro rappresentativo per controllare l’efficacia del consolidamento realizzato in sito, in quanto può essere confrontato direttamente con il rapporto tra l’inviluppo della resistenza alla punta misurata nelle prove penetrometriche post e pre trattamento.

L’indice di addensamento IAT può invece essere utilizzato come parametro di controllo indiretto quando sono disponibili indagini geognostiche diverse dalle prove CPT.

7.2 Definizione della geometria delle colonne

Una volta definito il valore della densità relativa minima da raggiungere, la geometria delle colonne di consolidamento può essere definita per mezzo della relazione proposta da Mitchell J.K. (1981), che si basa sulle seguenti due ipotesi: - il volume del materiale iniettato sposta il terreno

inducendo una riduzione del volume dei vuoti pari al volume iniettato;

- lo spostamento del terreno avviene solo in direzione radiale, per cui non si deve avere sollevamento del piano di campagna.

In particolare, fissando la geometria della maglia (quadrata o triangolare equilatera) e l’interasse S delle colonne, per mezzo della espressione (15) è possibile calcolare il diametro minimo da utilizzare.

( )

f

MIN

ee

eC

Sd

−

+⋅

⋅=

0

01

2

π (15)

( )minmaxmax0 100ee

Dree i −×−= (16)

( )minmaxmax 100ee

Dree

f

f −×−= (17)

In cui e0 rappresenta l’indice dei vuoti iniziale, valutato

in funzione della densità relativa attuale, ed ef rappresenta il valore finale, valutato in base alla densità relativa minima da ottenere.

Il parametro di forma C, rappresentativo della maglia del trattamento, è pari ad 1.0 per maglia quadrata e pari a 1.075 per maglia a quinconce.

I valori dell’indice dei vuoti massimo e minimo

(emax, emin), non essendo stati determinati nella campagna d’indagine messa a disposizione a base di gara, sono stati ricavati a partire da un set di valori tipici riportati da Lambe T.W. e Whitman R.V. (1979), considerando i seguenti valori medi: emax = 0.965, emin = 0.336.

Adottando un interasse delle colonne di compaction grouting pari a 1.75 m, per tutti i punti delle tre verticali disponibili, è stato calcolato il diametro del trattamento necessario per ottenere il fattore di sicurezza richiesto.

Essendo la resistenza del terreno variabile con la profondità, anche il diametro delle colonne strettamente necessario per soddisfare le verifiche risulta variabile da punto a punto, come mostrato nella figura 5.

Il diametro che soddisfa le verifiche in ogni punto del tratto liquefacibile è pari a 600 mm.

Figura 5 – Diametro minimo da calcolo

7.3 Soluzione adottata

Sulla base delle analisi precedentemente illustrate è stato quindi definito il trattamento da realizzare che risulta costituito da colonne di compaction grouting disposte su di una maglia quadrata con lato 1.75 m ed aventi un diametro equivalente di 600 mm (corrispondente ad un volume di malta di 0.28 m3/m).

Il trattamento antiliquefazione si estenderà per circa un metro al di fuori dell’impronta della soletta di fondazione.

In totale sono previste 871 colonne da realizzare su di una superficie di circa 2700 m2 per cui la percentuale di trattamento sarà pari a circa il 9% dell’area.

Tenendo conto dello spessore dello strato di sabbia limosa potenzialmente liquefacibile (unità 1), che è stato individuato dalle indagini disponibili e che dovrà essere confermato dalle indagini integrative che saranno realizzate prima dell’inizio delle lavorazioni, la lunghezza utile delle colonne proposte risulta variabile da 4.50 m a 5.50 m a partire dalla profondità di 1.80 m da p.c.

Figura 6 – Pianta dell’intervento

Figura 7 – Sezione tipo del consolidamento Dato che il diametro delle colonne sarà costante su tutta

l’altezza dello strato da consolidare, il fattore di sicurezza medio che si otterrà, qualora siano soddisfatte le due ipotesi indicate da Mitchell J.K. (1981), sarà decisamente superiore al valore minimo richiesto (FSMIN =1.25) e, conseguentemente, l’indice di potenziale liquefazione in corrispondenza dell’altezza trattata sarà sicuramente uguale a zero.

Nella figura 8 è mostrato l’andamento del fattore di sicurezza ottenuto per le colonne del diametro adottato (600 mm), il cui valore medio, nel tratto consolidato, è superiore a 2.0.

Figura 8 – Fattore di sicurezza ottenuto

Per confronto, è riportato anche il fattore di sicurezza che si sarebbe ottenuto utilizzando colonne di compaction grouting con un diametro di 500 mm.

Si può notare che in quest’ultimo caso, pur avendo in diversi punti un fattore di sicurezza inferiore all’unità, l’indice di potenziale liquefazione risulta minore di 1.0 per cui il rischio di liquefazione è comunque basso.

8 CAMPO PROVA

La validità delle assunzioni progettuali fatte e l’idoneità delle attrezzature e dei parametri tecnologico-esecutivi da utilizzare, saranno verificate per mezzo di un campo prova preliminare in cui si prevede di controllare il grado di addensamento del terreno che si otterrà con tre differenti interassi delle colonne: 1.75 m (interasse di progetto), 1.50 m e 2.00 m.

Il campo prova, che per ottimizzare i tempi di cantierizzazione sarà realizzato in opera in corrispondenza dell’angolo sud-ovest del fabbricato, è costituito da 16 colonne per ogni interasse da testare, in modo da poter tenere in giusta considerazione l’effetto di addensamento indotto dal gruppo di colonne.

Qualora i consolidamenti afferenti alle maglie più larghe non raggiungano il grado di addensamento previsto dal progetto, saranno integrati con altre colonne, in modo tale da ottenere una percentuale di trattamento pari o superiore a quella della maglia approvata.

Il campo prova sarà condotto in accordo alle seguenti fasi operative: - indagini geognostiche pre-consolidamento; - realizzazione delle colonne e monitoraggio; - indagini geognostiche post-consolidamento.

8.1 Indagini geognostiche pre-consolidamento

Per individuare correttamente le condizioni iniziali del terreno in corrispondenza dell’area del campo prova e verificare le condizioni stratigrafiche adottate per il progetto, sono state programmate le seguenti indagini in sito: - 1 prova penetrometrica statica equipaggiata con

piezocono e cono sismico con doppio geofono (CPTUS), profonda 30 m;

- 2 prove penetrometriche statiche con piezocono (CPTU), profonde 8 m;

- 3 prove penetrometriche dinamiche leggere (DPL), profonde 8 m;

- 1 catena piezometrica ubicata ad una distanza di 5 m dal bordo delle colonne di prova che hanno l’interasse minore, equipaggiata con 3 celle piezoelettriche poste alla profondità di 4, 8 e 12 m da piano campagna.

8.2 Realizzazione delle colonne e monitoraggio

Successivamente alle indagini preliminari, verranno realizzate le 48 colonne di consolidamento di prova.

Durante l’esecuzione delle colonne verrà eseguito un monitoraggio topografico del piano campagna per controllare se l’ipotesi di addensamento per mezzo di soli spostamenti laterali, che è alla base della proposta di Mitchell, è soddisfatta o meno.

La notevole estensione del campo prova consentirà inoltre di correlare gli eventuali sollevamenti del piano campagna all’effettivo grado di addensamento ottenuto dalle colonne di compaction grouting.

Le celle piezometriche, che saranno mantenute attive per tutta la durata del campo prova, daranno modo di controllare l’entità ed il tempo di smaltimento delle eventuali sovrappressioni interstiziali che si possono generare durante l’esecuzione delle colonne di consolidamento, sia nello strato sabbioso liquefacibile (unità 1) che nel sottostante strato argilloso (unità 2).

8.3 Indagini geognostiche post-consolidamento

Per verificare il grado di addensamento del terreno indotto dalle colonne di compaction grouting saranno eseguite le seguenti indagini geognostiche di controllo: - 9 prove penetrometriche statiche con piezocono

(CPTU), profonde 8 m; - 6 prove penetrometriche dinamiche leggere (DPL),

profonde 8 m. Come mostrato nella figura 9, le nuove indagini

saranno realizzate in prossimità di quelle eseguite prima del consolidamento, e saranno ubicate in diverse posizioni rispetto alla griglia delle colonne, in modo da controllare l’addensamento ottenuto in punti localizzati a diversa distanza dalle colonne.

Onde evitare variazioni legate alla taratura degli strumenti, le attrezzature di prova dovranno essere le stesse utilizzate per le indagini preliminari.

Figura 9 – Ubicazione indagini nel campo prova Sulla base dei risultati ottenuti dalle indagini di verifica

del campo prova verrà quindi scelta la maglia di trattamento che meglio garantirà il soddisfacimento delle verifiche di liquefazione.

9 CONTROLLO DEI RISULTATI

Analogamente a quanto previsto all’interno dell’area destinata a campo prova, anche nella restante area del fabbricato sono state programmate numerose indagini geotecniche, da realizzare prima e dopo alla esecuzione delle colonne di compaction grouting, per poter validare e collaudare tutto l’intervento di consolidamento.

Seguendo infatti il criterio di verifica illustrato precedentemente, se in corrispondenza dello strato

consolidato si indica con RPOST l’integrale della resistenza alla punta misurata nelle prove penetrometriche eseguite dopo il consolidamento e con RPRE l’analogo integrale per le prove eseguite inizialmente, è possibile valutare l’effettivo incremento della resistenza ottenuto in sito che dovrà risultare maggiore di quello minimo di progetto che è rappresentato dell’indice di miglioramento del terreno (IMT).

IMTdzzq

dzzq

R

R

PREC

POSTC

PRE

POST ≥⋅

⋅=

∫∫

)(

)(

,

, (18)

Nel caso di prove dinamiche, il controllo avverrà per

via indiretta confrontando il rapporto tra la densità relativa post e pre consolidamento con l’indice di addensamento del terreno (IAT)

IATD

D

PRER

POSTR≥

,

, (19)

10 CONCLUSIONI / DISCUSSIONI

Nell’articolo è presentato il criterio di calcolo utilizzato per il dimensionamento delle colonne di compaction grouting da realizzare come opera di mitigazione del rischio di liquefazione in un’area dell’Emilia investita dal sisma del 2012.

Tale criterio, oltre alle verifiche analitiche della soluzione progettuale adottata, si pone l’obiettivo di individuare i possibili parametri necessari per validare e collaudare l’intervento di consolidamento realizzato, definendo due indici, IMT ed IAT, facilmente misurabili in cantiere, che rappresentano il valore minimo della resistenza da ottenere.

La procedura, estremamente semplice da applicare, può essere estesa anche ad altre tecnologie di consolidamento (vibrocompattazione, compattazione dinamica, ecc,) che si basano sullo stesso principio di addensamento dei terreni granulari a comportamento incoerente.

L’esecuzione del campo prova, che partirà nei primi mesi del 2014, consentirà di verificare l’efficacia della procedura proposta.

Uno spunto di riflessione e di possibile discussione, anche a livello Normativo, che si vuole rimarcare, è la definizione del parametro di riferimento della sicurezza minima da ottenere che, a nostro avviso, dovrebbe essere riferito all’indice di potenziale liquefazione (IPL) anziché al fattore si sicurezza che, puntualmente o per strati di spessore ridotto, potrebbe essere accettabile anche se risulta inferiore all’unità.

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Youd T.L., Idriss I.M., 2001. Liquefaction resistance of

soils: summary report from the 1996 NCEER and 1998

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RINGRAZIAMENTI

Si ringrazia l’Amministrazione del Comune di Cento

per aver autorizzato la pubblicazione dell’intervento di consolidamento proposto dalla Trevi S.p.A. in sede di gara.

ABSTRACT COMPACTION GROUTING INTERVENTION

DESIGN FOR THE MITIGATION OF SOILS’ LIQUEFACTION RISK WITHIN THE EARTHQUAKE-STRICKEN AREA OF EMILIA IN 2012

Keywords: liquefaction, compaction grouting, soil consolidation, soil improvement index, test field.

In order to reduce the liquefaction risk, it is common practice to modify the mechanical features of natural soils by means of active interventions.

Compaction Grouting is one of the most widely used technologies, since it generally achieves very good results in terms of costs/advantages.

The paper describes the design criteria employed for setting out a soil consolidation intervention to be accomplished within the earthquake-stricken area of Emilia (May 2012); upon said area a new primary school and kindergarten will be built.

In addition to the liquefaction analyses – which were carried out according to the simplified method proposed by NCEER and which show the presence of a potentially-liquefiable layer of saturated silty sand between 1.8 m and 7.0 m from ground level – the paper also illustrates the calculation procedure developed for the compaction grouting columns’ design.

In particular, the text focuses on the two phases into which the design can be divided: assessment of the minimum soil strength to be obtained in the liquefiable layer in order to guarantee the safety factor required; setting out of columns’ geometry (pattern, diameter and spacing) to be adopted in order to reach the requested density degree.

Similarly to the liquefaction potential index (LPI) defining the degree of risk, two new indexes (IMT and IAT) are proposed. They both provide directions on the soil improvement and density degree that needs to be obtained.

Moreover, said indexes can be employed also to assess the effectiveness of the accomplished intervention.

Finally, the paper describes the additional planned soil investigations, both for the assessment of the preliminary test field’s results – which is necessary to validate the design theoretical analyses – and for the final control tests.