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SRL

Titolo Indagini geognostiche e geofisiche

propedeutiche alla progettazione de-

finitiva della nuova scuola elementa-

re di Renazzo, Comune di Cento (FE).

Relazione geotecnica e sismica

Data

Committente

Progetto

Commessa

Responsabili

Data

Elaborazione Dr. geol. Samuel Sangiorgi 26/09/2015 19/11/2014

Via Ascari, 6

44019 GUALDO DI VOGHIERA (FE)

TEL.: 0532 815683

e-mail: [email protected]

www.songeo.it

Indice generale1. PREMESSA......................................................................................................................................2

1.1 Descrizione degli interventi...........................................................................................................2

1.2 Normativa di riferimento................................................................................................................5

2. DATI DI REPERTORIO E PROGRAMMA DELLE INDAGINI............................................................6

3. MODELLAZIONE GEOLOGICA E SISMICA.....................................................................................7

3.1 Geomorfologia, geologia di superficie e idrogeologia locale..........................................................7

3.2 Pericolosità sismica.......................................................................................................................8

3.3 Parametri sismici...........................................................................................................................9

4. MODELLAZIONE GEOTECNICA...................................................................................................10

4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geotecniche e geofisiche...............................................10

4.2 Definizione dei parametri geotecnici caratteristici........................................................................15

5. DATI DI PROGETTO......................................................................................................................17

6. VERIFICHE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI...........................................................17

6.1 Cenni introduttivi sulla normativa vigente (NTC 2008).................................................................17

6.2 Richiami geotecnici teorici...........................................................................................................19

6.3 Esiti delle verifiche geotecniche..................................................................................................21

6.3.1 Capacità portante.................................................................................................................21

6.3.2 Cedimenti.............................................................................................................................22

6.3.3 Liquefacibilità e cedimenti post sisma...................................................................................22

ALLEGATI

1

1. PREMESSA

1.1 Descrizione degli interventi

Su incarico dell'Amministrazione Comunale di Cento (FE), è stato eseguito lo studio geotecnico propedeutico

alla progettazione definitiva della nuova scuola elementare, nella frazione Renazzo (figura 1.1). Lo studio

geotecnico si basa sugli esiti delle indagini geognostiche e geofisiche, come riportato nella Relazione Geologica

e Sismica redatta per il Progetto Definitivo (SONGEO, settembre 2015).

I dati caratteristici dell'edificio scolastico previsto sono stati forniti dallo Studio incaricato della progettazione

definitiva (Laboratorio Città di Ferrara engineering srl).

Figura 1.1 -

Localizzazione dell'area

di studio su foto aerea

(fonte: Google Earth).

Figura 1.2 – Modello 3D della scuola (progetto definitivo)

2

Figura 1.3 – Planimetria di progetto definitivo: piano terra (stralcio tavola ARD 04)

3

Figura 1.4 – Planimetria di progetto definitivo: secondo piano (stralcio tavola ARD 04)

4

La scuola di progetto si sviluppa prevalentemente su due piani, ad esclusione di una porzione NO di edificio

previsto monopiano (attività di mensa, uffici presidenza e dsga).

Le figure 1.2, 1.3 e 1.4 riportano, rispettivamente, un layout prospettico 3D dell'edificio scolastico di progetto e

le planimetrie del piano terreno e del secondo piano.

Lo studio geotecnico è elaborato in ossequio alle vigenti Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC 2008),

entrate in vigore a partire dal 1 luglio 2009, e sulla base dei dati progettuali forniti dai Progettisti (Laboratorio

Città di Ferrara engineering srl).

Il presente lavoro pertanto fornisce:

• la definizione dei parametri che definiscono l’<<azione sismica>> per gli stati limite SLV e SLD, ricavati

sulla base degli elementi di pericolosità sismica locale;

• la caratterizzazione e la modellazione geotecnica del sottosuolo e in particolare la definizione dei “parametri

caratteristici” geotecnici, necessari per espletare le verifiche geotecniche NTC 2008;

• le verifiche di carico limite per lo stato SLU-SLV (effettuate sia in condizioni statiche, sia in condizioni di

sisma) e la stima dei cedimenti attesi (SLE-SLD). Tali verifiche sono state effettuate con l'ausilio del codice

di calcolo automatico CARL V. 12.0 prodotto dalla Aztec Informatica srl. Lo Scrivente è dotato di regolare

licenza d'uso.

• le verifiche della liquefacibilità e dei cedimenti post-sisma dei sedimenti, basate sugli esiti delle prove

CPTU. Si riporta la sintesi delle verifiche, descritte dettagliatamente nella Relazione Geologica e Sismica.

1.2 Normativa di riferimento

• Legge nr. 1086 del 05/11/1971.

Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura

metallica.

• Legge nr. 64 del 02/02/1974.

Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche.

• D.M. LL.PP. Del 11/03/1988.

Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle

scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di

sostegno delle terre e delle opere di fondazione.

• D.M. LL.PP. Del 14/02/1992.

Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture

metalliche.

• D.M. 9 Gennaio 1996.

Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato normale e

precompresso e per le strutture metalliche

• D.M. 16 Gennaio 1996

Norme Tecniche relative ai 'Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e

sovraccarichi

5

• D.M. 16 Gennaio 1996

Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche

• Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C.

Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio 1996

• Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG.

Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16

Gennaio 1996

• Norme Tecniche per le Costruzioni 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008)

• Circolare 617 del 02/02/2009

Istruzioni per l'applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.

2. DATI DI REPERTORIO E PROGRAMMA DELLE INDAGINI

Per la caratterizzazione geologica, sismica e geotecnica del sottosuolo si è tenuto conto dei dati di repertorio

disponibili (Carta Geologica, sezioni geologiche e Banca Dati geognostica pubblicate dal Servizio Geologico

Sismico e dei Suoli – SGSS – della Regione Emilia-Romagna; dati PSC dei Comuni dell'Alto Ferrarese; studio

di microzonazione sismica del Comune di Cento a cura del SGSS).

È stata infine seguita una campagna d'indagini geognostica e geofisica nell'area di progetto. Le indagini sono

consistite in:

• n. 1 sondaggio a carotaggio continuo spinto fino a 20 metri di profondità, con prove geotecniche (Pocket

penetrometer; TorVane) eseguite sulle carote estratte;

• n. 3 prove penetrometriche elettriche con puntale dotato di piezocono di cui due spinte fino a -20 m (CPTU1

e CPTU3). La prova CPTU2 è stata interrotta a -2,4 metri per il disancoraggio dello strumento a causa di

riporti superficiali. La prova è stata comunque eseguita in un'area non interessata dal sedimene di progetto

definitivo;

• n. 1 prova penetrometrica elettrica con puntale dotato di piezocono (CPTU) e “Cono Sismico” spinta fino a

-30 metri di profondità (SCPTU1), per la misurazione diretta della velocita delle onde sismiche di taglio dei

sedimenti attraversati (Vs);

• n. 1 registrazione sismica passiva HVSR con stazione singola (registrazione di 20 minuti, con frequenza di

campionamento di 128 Hz).

Per ogni ulteriore informazione sulle modalità di esecuzione delle indagini, si rimanda al par. 3.2 della Relazione

Geologica e Sismica (SONGEO, settembre 2015). La figura 2.1 localizza le indagini eseguite nell'area di

progetto.

6

Figura 2.1 –Localizzazione delle

prove geognostiche egeofisiche eseguite sullaplanimetria di progetto

definitivo

3. MODELLAZIONE GEOLOGICA E SISMICA

Per la modellazione geologica ci si è riferiti alla Relazione Geologica e Sismica per il Progetto Definitivo

(SONGEO, settembre 2015) alla lettura della quale si rimanda per ogni approfondimento. Per maggiore

comprensione si riassumono nei seguenti paragrafi gli esiti principali dello studio geologico.

3.1 Geomorfologia, geologia di superficie e idrogeo logia locale

L'area di studio ricade nel contesto deposizionale di pianura padana e risulta morfologicamente sub-

pianeggiante, con un lieve declivio verso est e situata ad una quota topografica di circa 12 metri slmm. Le

indagini geognostiche eseguite riscontrano uno spessore di sedimenti prevalentemente argillosi e limosi fino ad

una profondità di oltre 10 metri dal piano campagna. Solo la prova CPTU3 attraversa limi sabbiosi dal piano

campagna (escudendo lo spessore di riporto superficiale) fino a circa -3 metri. Più in profondità, si rilevano

alternanze di livelli argilloso limosi, limi sabbiosi e sabbie tra -11 metri e -17 metri circa; in particolare, le

terebrazioni hanno attraversato uno spessore granulare (sabbie e limi sabbiosi) il cui tetto sabbioso si colloca a

circa -15 metri dal p.c. e che pare chiudersi verso est a formare una struttura lenticolare (paleoalveo sviluppato,

presumibilmente, verso nord).

7

Sulla base dello studio idrogeologico elaborato per il PSC associato, si evince che il deflusso sotterraneo della

prima falda è diretto verso NE, con una quota della tavola d'acqua a circa -2 metri dal p.c. Il controllo della

quota piezometrica nei fori lasciati aperti dalle prove penetrometriche eseguite in fase di progettazione

preliminare (SCPTU1 e CPTU1), hanno dimostrato una soggiacenza di circa 2 metri, pertanto coerente con i

dati pregressi. La prova CPTU3 è stata invece eseguita nel settembre 2015, dopo un prolungato ed eccezionale

periodo estivo senza precipitazioni e con elevate temperature: nel suo foro, si è misurata una quota d'acqua ad

una profondità di oltre 4,5 metri dall'attuale p.c. In conclusione, le differenti quote piezometriche riscontrate in

situazioni metereologiche molto differenti, seppur nello stesso periodo stagionale, dimostrano come la prima

falda misurata possa essere considerata “sospesa” e di scarsa importanza idrogeologica per quanto riguarda

trasmissività a conducibilità, legata per lo più ad una alimentazione per infiltrazione di superficie e di subalveo

dal reticolo idraulico minuto (fossi e scoli di bonifica) e per la presenza di corpi canalizzati granulari meno

profondi, peraltro non riscontrati nell'area di studio.

3.2 Pericolosità sismica

Riferendoci alla zonazione sismogenica nazionale “ZS9” (Meletti & Valensize, 2004, INGV), il sito di studio

ricade nella "zona 912", caratterizzata da una sismicità correlabile al fronte compressivo sepolto e più avanzato

della struttura appenninica. A tale zona viene attribuita una magnitudo massima Mw =6,14. Più in dettaglio,

l’area di studio ricade nella zona sismogenica ITCS051 “Novi-Poggio Renatico”, alla quale è attribuita una

magnitudo massima pari a Mw =5,9 (cfr. database DISS v.3.1).

Lo studio di microzonazione sismica del Comune di Cento (SGSS RER, 2012), colloca l'area di studio nella

microzona omogenea dal punto di vista sismico indicata con sigla "LQ2": tale zona risulterebbe caratterizzata da

<<presenza di terreni suscettibili di liquefazione tra 10 e 20 metri>>. Per questo motivo, lo studio geologico

definitivo ha effettuato le opportune verifiche di liquefacibilità e dei cedimenti post-sisma.

Le indagini geofisiche eseguite nell'area di studio (SCPTU spinta fino a -30 metri) hanno permesso di ricavare,

alla quota di incastro delle fondazione, una Vs30 =184 m/s che consente di attribuibile il sottosuolo investigato

alla “categoria di sottosuolo di fondazione C” (<<depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o

terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale

miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360

m/s>>).

Lo studio geologico ha inoltre elaborato modellazioni numeriche della risposta sismica locale (RSL) mediante il

noto programma di calcolo SHAKE 2000. I parametri sismici di riferimento sono stati determinati sulla base

della pericolosità sismica fornita dall’INGV e pubblicata nel sito http://esse1.mi.ingv.it/, in funzione delle

caratterische prestazionali dell'edificio in questione. Si è inoltre utilizzato un set di 7 accelerogrammi spettro-

compatibili, selezionati dalla Banca Dati SIMBAD (Smerzini & Paolucci, 2011), mediante l'utilizzo del software

REXEL v.3.5. Questi input sono stati “scalati” e normalizzati, con smorzamento (ξ =5%), in funzione delle ag

massime di riferimento attese sul bedrock “rigido” (categoria A), per i periodi di ritorno definiti della strategia di

progettazione considerata e cioè relativi agli stati limite SLD e SLV. Il modello sismostratigrafico di riferimento,

descritto nella Relazione Geologica, ha considerato uno “pseudobedrock sismico” a -125 metri dal p.c.

8

La RSL ha evidenziato amplificazioni spettrali indotte dal moto sismico (funzioni di trasferimento) a frequenze

comprese tra 0,65 Hz e 6 Hz, pertanto con potenziali effetti di “doppia risonanza” per edifici da molto elevati fino

a circa 2/3 piani. Si evince, inoltre, come gli esiti medi di Pga e di spettro elastico ricavati dallo studio di RSL

(per SLV), risultino meno cautelativi rispetto ai parametri di “azione sismica” ricavabili sismica ricavata con

l'approccio semplificato NTC, considerando la “categoria di sottosuolo C”.

3.3 Parametri sismici

Per le verifiche geotecniche SLV si considereranno le azioni sismiche semplificate, riferite alla categoria di

sottosuolo C, il cui spettro elastico medio è risultato più cautelativo rispetto agli esiti numerici di RSL. In tal

senso, lo spettro di progetto è invece ottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se (T), sostituendo η con

1/q, dove q è il fattore di forma della struttura fornito dai Progettisti.

Come già scritto, i dati di pericolosità sismica di riferimento sono forniti dall'INGV e pubblicati nel sito

http://esse1.mi.ingv.it/. Nello specifico, la valutazione della pericolosità è stata impostata sulla base delle

seguenti coordinate (ED50): latitudine 44°,76536 e longitudine 11°,29283. Le coordinate sono state

implementate nel programma <<Parametri Sismici Geostru>> che consente la valutazione dei parametri

semplificati di azione sismica in funzione della strategia di progettazione. I parametri di pericolosità sismica di

base e le caratteristiche prestazionali dell'edificio di progetto necessari per la determinazione dell'azione

sismica risultano:

CATEGORIA DI SOTTOSUOLO → C (180 ms <Vs30 <360 m/s)

CATEGORIA TOPOGRAFICA → T1 (superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media ≤15°)

TIPO DI COSTRUZIONE → 2 (opera ordinaria)

VITA NOMINALE (Vn) → ≥50 anni

CLASSE D'USO → classe III (costruzione il cui uso preveda affollamenti significativi)

COEFFICIENTE D'USO (Cu) → 1,5

VITA DI RIFERIMENTO (Vr) → ≥75 anni

FATTORE DI STRUTTURA q (spettro inelastico)→ 4 (q0 * 0,8)

In calce alla Relazione si allegano gli esiti in forma tabulare degli spettri di progetto elastici (componente

orizzontale e verticale) e inelastici (componente orizzontale e verticale) riferiti a SLU-SLV e SLE-SLD. Per lo

stato limite di esercizio SLD si riportano anche gli spettri di progetto ricavati attribuendo a η il valore di 2/3

(corrispondente ad un valore ξ =17,5%).

9

4. MODELLAZIONE GEOTECNICA

4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geot ecniche e geofisiche

I parametri meccanici nominali dei sedimenti che costituiscono il “volume significativo” per l'opera di progetto

sono desunti dalle prove penetrometriche elettriche con piezocono (CPTU e SCPTU) e dagli esiti delle prove di

laboratorio effettuate nei campioni di sedimenti indisturbati prelevati con il sondaggio a carotaggio continuo S1

(cfr. Relazione Geologica, SONGEO, settembre 2015). Gli esiti numerici delle prove CPTU sono esposti nei

relativi grafici e schede riportate in allegato anche alla presente Relazione, mentre per gli ulteriori

approfondimenti sulle modalità di acquisizione dei dati e sulla valutazione dei principali parametri meccanici si

rimanda alla citata Relazione Geologica.

Si rammenta che la parametrizzazione dei sedimenti indagati dalle penetrometrie, è elaborata attraverso le

correlazioni1 proposte in letteratura, riportate in figura 4.1. Le figure 4.2, 4.3 e 4.4 riportano lo schema

geotecnico semplificato riferito alle singole prove SCPTU1 e CPTU1 e CPTU3 (parametri medi).

Figura 4.1 – Correlazioni di riferimento per la stima dei parametri meccanici dei sedimenti

1 Robertson, P.K., Cabal K.L., Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering, Gregg Drilling & Testing, Inc., 4th Edition,

July 2010.

Robertson, P.K., Interpretation of Cone Penetration Tests - a unified approach., Can. Geotech. J. 46(11): 1337–1355 (2009).

10

Figura 4.2 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova SCPTU1

11

Figura 4.3 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova CPTU1

12

Figura 4.4 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova CPTU3

13

La seguente tabella riassume i principali esiti meccanici ricavati dalle prove eseguite sulle carote di sedimento

(sondaggio S1) :

PROF.(m)

TIPOCAMPIONE

PROVE DI LABORATORIO ESEGUITEDESCRIZIONETESSITURALELL(%) LP(%) IP(%)

Tagliodiretto

TriassialeU.U.

Consolidazioneedometrica

2,3→3,0 Rimaneggiato 54 21 33 - - - Argilla limosa nocciola (argillainorganica di alta plasticità)

2,5→3,0FustellaShelby 54 23 31

c' =23 kPaǿ =25° -

Cv =5,84E-03 cmq/sCα =3,11E-05T50 =34 sK =2,699E-08 cm/s

Argilla grigia limosa (argillainorganica di alta plasticità)

13,0→13,5

FustellaShelby 57 24 33 - Cu =78,8 kPa

Cv =5,84E-03 cmq/sCα =3,11E-05

Argilla marrone limosa (argillainorganica di alta plasticità)

14,5→15,0

Rimaneggiato 51 20 31 - - - Limo argilloso grigio (argillainorganica di alta plasticità)

La figura 4.5 propone, invece lo uno schema di sottosuolo fino a circa 20 metri di profondità (già riportato nella

Relazione Geologica e Sismica).

Figura 4.5 – Modello geotecnico semplificato del sottosuolo fino a -20 metri

14

Per la caratterizzazione geofisica del sottosuolo, la prova penetrometrica eseguita con “Cono Sismico”

(SCPTU1) ha consentito la misura diretta della distribuzione della velocità delle onde sismiche di taglio (Vs) nel

sottosuolo fino a 30 metri di profondità. Il modello sismostratigrafico è riportato nella figura 4.2. In questo senso,

è possibile calcolare la Vs equivalente nei 30

metri sottostanti la fondazione di progetto, pari a

Vs30 =184 m/s.

Figura 4.2 – Modello sismostratigrafico del sottosuoloin termini di Vs ricavato dalla prova penetrometrica

con “Cono Sismico” (SCPTU1).

4.2 Definizione dei parametri geotecnici caratteris tici

Le NTC 2008 indicano di assumere, per le successive verifiche geotecniche, i “valori caratteristici” dei parametri

meccanici del sottosuolo, ovvero la stima ragionata e cautelativa dei valori dei parametri nello stato limite

considerato (art. 6.2.2 NTC 2008). Nel nostro caso, i valori caratteristici dei sedimenti sono estrapolati

considerando gli strati medi ricavati dalle prove penetrometriche e gli esiti geotecnici di laboratorio. Tale scelta è

giustificata dal presupposto che nelle verifiche geotecniche per fondazioni dirette viene coinvolto un maggior

volume di terreno, pertanto con una possibile compensazione delle etererogeneità a “rottura” dei sedimenti. In

queste situazioni, l'approccio scelto viene indicato anche nelle Istruzioni del Consiglio Superiore dei Lavori

Pubblici (CSLP) relative alle NTC 2008. Inoltre, si è assunto il valore medio minimo ricavabile dalle prove alla

medesima profondità, ricavando strati omogenei cautelativi. Occorre peraltro precisare che l'area di sedime è

caratterizzata da differenze di quota del piano campagna pari a circa 1 metro, con declivio in direzione NE. Si

riscontra anche uno spessore di terre di riporto potente circa 1 metro, che si estente in tutta l'area di sedime

previsto, fino al suo limite orientale. In sede di progettazione esecutiva, si dovrà tenere conto di tali aspetti. Ciò

detto, la seguente tabella riassume la modellazione geotecnica, utilizzata per le successive verifiche

geotecniche SLU (carico limite e scorrimento fondazioni). Per le verifiche SLE relative ai cedimenti si

15

considereranno, invece, la parametrizzazione degli strati medi ricavati dalle singole prove penetrometriche

(figure 4.2, 4.3, 4.4).

Quota Tessitura γ φ δ c' cu ca

[m slm] [kg/mc] [°] [°] [kg/cmq] [kg/cmq] [kg/cmq]

Terreno 1 0.00 – 1.00 m LS 1650.0 28.00 18.00 0.000 0.400 0.000

Terreno 2 1.00 – 3.00 m LS 1650.0 25.00 16.00 0.150 0.400 0.070

Terreno 3 3.00 – 3.85 m AL 1630.0 22.00 14.00 0.100 0.400 0.050

Terreno 4 3.85 – 5.50 m AL 1680.0 22.00 14.00 0.150 0.550 0.070

Terreno 5 5.50 – 6.40 m AL 1700.0 22.00 14.00 0.150 0.600 0.070

Terreno 6 6.60 – 9.50 m AL 1750.0 20.00 13.00 0.200 0.650 0.100

Simbologia adottata:

γ Peso di volume del terreno espresso in [kg/mc]

γsat Peso di volume saturo del terreno espresso in [kg/mc]

φ Angolo di attrito interno del terreno espresso in gradi

δ Angolo di attrito palo-terreno espresso in gradi

c' Coesione efficace del terreno espressa in [kg/cmq]

cu Coesione non drenata del terreno espressa in [kg/cmq]

ca Adesione del terreno espressa in [kg/cmq]

Si precisa che l'angolo d'attrito terreno/fondazione è calcolato pari a 2/3 del valore dell'angolo d'attrito interno

del terreno. L'adesione terreno/fondazione è invece calcolato pari a 1/2 della coesione efficace.

Si è considera una quota di falda a – 2 m dall'attuale p.c.

Le caratteristiche di deformabilità dei sedimenti, necessarie per le verifiche dei cedimenti, sono desunte dagli

esiti delle prove CPTU. In tal senso, per consentire una migliore approssimazione di calcolo, i sedimenti

attraversati sono stati discretizzati in un maggior numero di strati omogenei, llimitane il più possibile gli spessori.

La seguente tabella riporta la stima dei moduli edometrici ricavati indirettamente dalle prove CPTU e

confrontabili con gli esiti delle prove edometriche di laboratorio.

Verticale:CPTU1

Verticale:CPTU3

Verticale:SCPTU1

Quota Eed Quota Eed Quota Eed

[m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa]

-1.0 10.0 -1.0 10.0 -1.0 10.0

-3.1 12.7 -2.9 13.0 -2.1 13.5

-3.9 6.5 -3.8 5.8 -4.2 13.5

-5.5 10.0 -4.4 13.1 -5.5 10.7

-7.5 7.7 -6.5 7.0 -5.9 3.6

-8.4 11.7 -6.8 24.3 -7.0 8.6

-9.5 15.4 -9.4 8.3 -8.1 14.5

-9.7 12.9 -12.2 18.8 -10.5 20.4

-12.7 22.3 -12.5 7.7 -12.1 17.9

-13.5 11.2 -12.8 57.6 -14.9 12.9

-13.4 11.6

Eed Modulo edometrico espresso in [MPa]

16

5. DATI DI PROGETTO

Le stime di capacità portante e dei cedimenti sono effettuate riferendosi al sistema di fondazione concordato

con i Progettisti. Si prevede un reticolato di fondazioni nastriformi legate e continue, di larghezza B variabile

(0,70 m; 1,00 m; 1,30 m) e con quota di incastro a circa -1,2 metri dall'attuale piano campagna.

6. VERIFICHE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI

6.1 Cenni introduttivi sulla normativa vigente (NTC 2008)

La progettazione deve contemplare le necessarie verifiche della sicurezza e delle prestazioni delle opere

previste:

1. per gli stati limite ultimi (SLU) che possono verificarsi, in conseguenza alle diverse combinazioni di azioni;

2. per gli stati limite di esercizio (SLE) definiti in relazione alle prestazioni attese.

Per quanto attiene la progettazione geotecnica, le verifiche SLU si riferiscono allo stato limite di resistenza dl

terreno e si utilizzano per il dimensionamento geotecnico delle opere di fondazione e di sostegno e per tutte le

strutture che interagiscono col terreno, ma anche per le verifiche di stabilità globale terreno-struttura e per le

analisi di liquefacibilità.

Le verifiche nei riguardi degli SLU si basano sull'approccio semiprobabilistico dei “coefficienti parziali” di

sicurezza, espresso dalla seguente disequazione:

Ed < Rd

con:

Ed = valore di progetto dell’azione o degli effetti delle azioni nelle varie combinazioni di carico

Rd = valore di progetto della resistenza del terreno

Ovvero:

con:

yF * F

k = azioni di progetto

Xk / y

M = parametri di progetto

ad = geometria di progetto. L'effetto delle azioni può essere anche valutato direttamente come Ed = Ek*yE

yR = coefficiente che opera direttamente sulla resistenza del sistema

17

La verifica della precedente equazione deve essere effettuata impiegando diverse combinazioni di gruppi di

"coefficienti parziali", rispettivamente definiti per le azioni (A1 e A2), per i parametri geotecnici (M1 e M2) e per

le resistenze (R1, R2 e R3).

Sono dunque possibili due approcci progettuali di verifica. Nell'approccio 1 sono previste due diverse

combinazioni di gruppi di coefficienti parziali: la prima combinazione è generalmente più severa nei confronti del

dimensionamento strutturale delle opere a contatto con il terreno, mentre la seconda combinazione è

generalmente più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico. Nell'approccio 2 è invece prevista

un'unica combinazione di gruppi di coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali, sia nelle verifiche

geotecniche.

Le verifiche devono essere svolte sulla base della parametrizzazione geotecnica precedentemente eseguita,

utilizzando i parametri di progetto per le verifiche SLU (es.: collasso fondazione; scorrimento piano di posa;

stabilità globale versante e fronti di scavo) e i parametri caratteristici per le verifiche SLE (es.: cedimenti di

consolidamento; cedimenti post sisma).

Lo studio geotecnico fornisce le seguenti verifiche:

• capacità portante in condizioni statiche e in condizioni di sisma di progetto (verifica SLU-SLV);

• cedimenti verticali in condizioni statiche e in condizioni di sisma di progetto (verifica SLE-SLD);

Gli esiti di resistenza sopra indicati consentiranno ai progettisti di espletare le opportune verifiche di rottura per

carico limite e per slittamento delle fondazioni, implementando l'entità delle azioni di progetto.

Per quanto riguarda la rottura per carico limite dell'insieme fondazione-terreno si sono considerati:

1) l'approccio 1 –combinazione 1 →(A1+M1+R1) più severo nei confronti del dimensionamento strutturale STR

2) l'approccio 1 –combinazione 2 →(A2+M2+R2) più severo nei confronti del dimensionamento geotecnico GEO

Si rammenta che i coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno risultano:

Statici Sismici

Parametri M1 M2 M1 M2

Tangente dell'angolo di attrito

γtanφ'1.00 1.25 1.00 1.25

Coesione efficace γc'1.00 1.25 1.00 1.25

Resistenza non drenata γcu1.00 1.40 1.00 1.40

Resistenza a compressione uniassiale

γqu1.00 1.60 1.00 1.60

Peso dell'unità di volume γγ 1.00 1.00 1.00 1.00

Mentre i coefficienti parziali γR per le verifiche geotecniche risultano:

R1 R2 R3

Capacità portante γr1.00 1.80 2.30

Scorrimento γr1.00 1.10 1.10

18

6.2 Richiami geotecnici teorici

Per la verifica del carico limite il rapporto fra il carico limite in fondazione e la componente normale della

risultante dei carichi trasmessi sul terreno di fondazione deve essere superiore a ηq. Cioè, detto Qu, il carico

limite ed R la risultante verticale dei carichi carichi in fondazione, deve essere:

Qu / R >= ηq

Le espressioni di Brinch-Hansen per il calcolo della capacità portante si differenziano a secondo se siamo in

presenza di un terreno puramente coesivo (φ=0) o meno e si esprimono nel modo seguente:

qu = cNcscdcicgcbc + qNqsqdqiqgqbq + 0.5BγNγsγdγiγgγbγ (Caso generale)

qu = cu Nc sc dc ic bc gc + q (Caso di terreno puramente coesivo φ=0)

in cui dc, dq, dγ, sono i fattori di profondità; sc, sq, sγ, sono i fattori di forma; ic, iq, iγ, sono i fattori di inclinazione del

carico; bc, bq, bγ, sono i fattori di inclinazione del piano di posa; gc, gq, gγ, sono i fattori che tengono conto del

fatto che la fondazione poggi su un terreno in pendenza.

I fattori Nc, Nq, Ng sono espressi come:

Nq = eπtgφKp

Nc = (Nq - 1)ctgφ

Nγ = 2.0(Nq - 1)tgφ

Nei sedimenti coesivi, come quelli che costituiscono il sottosuolo nell'area studiata, le condizioni più cautelative

per la stima delle pressioni di rottura sono quelle calcolate per la stabilità nel breve periodo (condizioni “non

drenate”). Infatti la misura dell’angolo di attrito interno efficace nelle argille drenate, non può essere effettuata se

non falsando le condizioni di esecuzione della misura, e l’esito contiene sempre una componente ascrivibile

invece alla coesione non drenata. La semplice considerazione della coesione non drenata (cu), come valore

riassuntivo dei due parametri drenati (taglio e coesione efficaci), riesce a stimare meglio il comportamento reale

dell’ammasso di sedimenti coesivi. Le pressioni di rottura sono state peraltro calcolate per entrambe le

condizioni, ai sensi delle NTC 2008.

Le verifiche rispetto all'azione sismica (componente orrizontale) vengono invece espletate applicando la formula

di Paolucci & Pecker (1997). Tale metodo è basato sull’approccio cinematico della “yield design theory”,

considerando l’eccitazione sismica applicata staticamente. L’espressione per il calcolo della capacità portante è

la seguente:

qlim,e

= υh ∗ υ

e ∗ υ

i ∗ q

lim,s

con i seguenti coefficienti riduttivi:

forza orizzontale υh = [1-V / (0.85*N)]3

eccentricità del carico υe = [1-e

B / (0.5*B)]1.8

inerzia del terreno υi = [1-k

h /tan(φ)]0.35

19

Si rammenta che tale metodo è valido se risulta rispettata la disuguaglianza: kh < tan(φ), quindi non è applicabile

in condizioni di verifica “non drenate”.

Infatti, si evidenzia come in letteratura geotecnica non esistano studi e dati relativi che mettano in evidenza una

riduzione della capacità portante in terreni coesivi durante un sisma, diversamente da quanto invece e

dimostrato per fondazioni impostate su sedimenti incoerenti.

Per il calcolo delle tensioni indotte si è considerato il Metodo di Boussinesq. Tale metodo considera considera il

terreno come un mezzo omogeneo elastico ed isotropo. Dato un carico concentrato Q, applicato in superficie, la

relazione di Boussinesq fornisce la seguente espressione della tensione verticale indotta in un punto P(x,y,z)

posto alla profondità z:

qv = 3Qz3 / 2πR5

dove: R = (x2 + y2 + z2)1/2

Per ottenere la pressione indotta da un carico distribuito occorre integrare tale espressione su tutta l'area di

carico, considerando il carico Q come un carico infinitesimo agente su una areola dA. L'integrazione analitica di

questa espressione si presenta estremamente complessa specialmente nel caso di carichi distribuiti in modo

non uniforme. Pertanto si ricorre a metodi di soluzione numerica. Dato il carico agente sulla fondazione, si

calcola il diagramma delle pressioni indotto sul piano di posa della fondazione. Si divide l'area di carico in un

elevato numero di areole rettangolari a ciascuna delle quali compete un carico dQ: la tensione indotta in un

punto P(x,y,z), posto alla profondità z, si otterrà sommando i contributi di tutte le areole di carico calcolati come

nella formula di Boussinesq.

Il calcolo dei cedimenti è stato eseguito con il metodo edometrico. Il cedimento, intendendo con tale termine

quello nella direzione verticale, è formato da diverse componenti, costituite da movimenti di rotolamento e

scorrimento relativo fra i granuli, che fa variare l’indice dei vuoti, e dalla rottura dei granuli che modifica la

struttura del materiale. In generale i cedimenti vengono classificati come:

• immediati, cioè quelli che si sviluppano non appena il sovraccarico viene applicato;

• di consolidazione, cioè quelli che si sviluppano nel tempo e richiedono un periodo dell’ordine di mesi o anni

per esaurirsi.

L’analisi dei cedimenti immediati viene eseguita per tutti i terreni a grana fina con grado di saturazione < 90% e

per quelli a grana grossa con elevato coefficiente di permeabilità. L’analisi dei cedimenti di consolidazione viene

usata per tutti i terreni a grana fine saturi o quasi saturi. Si ricorda che il processo di consolidazione rappresenta

la graduale espulsione dell’acqua, dalla zona interessata dalle sovrappressioni indotte (bulbo delle tensioni), e

cioè la graduale dissipazione delle sovrappressioni neutre, l’aumento delle tensioni effettive e la diminuzione di

porosità del terreno. Per i terreni a grana grossa per i quali non è possibile eseguire campionamenti da

sottoporre a prove di laboratorio i metodi usati (Schmertmann, Burland, etc.) fanno riferimento a correlazioni con

parametri determinati con prove in sito (Prova SPT, Prova CPT).

Il metodo edometrico è il classico procedimento per il calcolo dei cedimenti in terreni a grana fine, proposto da

Terzaghi. I cedimenti risultano legati al modulo edometrico dei sedimenti, seguendo la seguente espressione:

20

dove:

∆σ è la tensione indotta nel terreno, alla profondità z, dalla pressione di contatto della fondazione;

Eed

è il modulo elastico determinato attraverso la prova edometrica e relativa allo strato i-esimo;

∆z rappresenta lo spessore dello strato i-esimo in cui è stato suddiviso lo strato compressibile e per il quale si

conosce il modulo elastico.

Il calcolo dei cedimenti è stato eseguito per ognuna delle prove penetrometriche e ci si è riferiti ai valori più

cautelativi di massima portanza di progetto ammissibile (SLU). Per una migliore approssimazione della stima

dei cedimenti, i sedimenti attraversati sono stati discretizzati in ulteriori strati omogenei, limitandone in questo

modo gli spessori. Si è inoltre considerata una soglia limite al calcolo pari al 10% dell'incremento delle tensioni

nel sottosuolo.

Per quanto riguarda le verifiche di liquefacibilità e la stima dei cedimenti post sisma nei sedimenti granulari e fini

poco coesivi, si sono espletate analisi quantitative di tipologia deterministica, basate sugli esiti delle prove

CPTU, e utilizzando i metodi di valutazione stocastici più riconosciuti (NCEER 1998/2001; Idriss & Boulanger

2008; Robertson 2010). Si è espletata un ulteriore analisi del rischio di liquefazione, in considerazione

dell'edificazione di progetto, mediante il calcolo dell’indice del potenziale di liquefazione LPI (Liquefaction

Potential Index) di Iwasaki et al. (1982) e la stima del parametro LSN (Liquefaction Severity Number),

recentemente proposto da Tonkin & Taylor (2013). Per la descrizione dettagliata dei metodi di verifica si

rimanda ai contenuti della Relazione Geologica.

6.3 Esiti delle verifiche geotecniche

6.3.1 Capacità portante

Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti di capacità portante più cautelativi, ricavati con l'approccio 1

combinazione 2 (GEO – A2-M2-R2) e considerando le condizioni non drenate (verifiche a breve termine). La

tabella riporta la massima portanza di progetto unitaria e la relativa pressione riferita al metro lineare di sviluppo

della fondazione nastriforme considerata. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.

Condizione Fnd PF H qu qd Pd

[m] [kg/cmq] [kg/cmq] [kN]

4 1 NO 0.65 2.21 1.23 156.72

4 2 NO 0.50 2.19 1.21 119.05

4 3 NO 0.35 2.28 1.27 87.07

Condizione Indice della condizione

Fnd Indice della fondazione nastriforme (B =1,3 m; B =1,0 m; B =0,7 m)

PF Rottura per punzonamento in presenza di falda

H Altezza del cuneo di rottura, espressa in [m]

qu Portanza ultima, espressa in [kg/cmq]

qd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kg/cmq]

Pd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kN/ml]

21

6.3.2 Cedimenti

Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti dei cedimenti totali più cautelativi rivavati dalle simulazioni per le

singole verticali (prove CPTU). I cedimenti più elevati, in funzione dei carichi trasmessi all'impronta delle

fondazioni considerate, si riscontrano nella verticale CPTU3 (evidenziati nella tanella), peraltro i differenziali tra

le prove appaiono contenuti, a dimostrazione della buona omogeneità geotecnica del sottosuolo nell'area di

previsto sedime. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.

Verticale Fnd N wf H

[kN/m] [cm] [m]

CPTU3 1 156.72 3.22 11.00

SCPTU1 1 156.72 2.55 10.90

CPTU1 2 119.05 2.34 9.80

CPTU3 2 119.05 2.55 9.60

SCPTU1 2 119.05 2.03 9.50

CPTU1 3 87.07 1.81 8.40

CPTU3 3 87.07 1.91 8.20

SCPTU1 3 87.07 1.59 8.20

Verticale Indice della verticale (prova)

Fnd Indice della fondazione nastriforme (B =1,3 m; B =1,0 m; B =0,7 m)

N Sforzo normale totale espresso in [kN/m] (equivalente alla max portanza di progetto Pd)

wf cedimento finale espresso in [cm]

H Profondità volume compressibile espresso in [m]

6.3.3 Liquefacibilità e cedimenti post sisma

Le verifiche (descritte nella Relazione Geologica, alla quale si rimanda per ogni approfondimento) forniscono

esiti di rischio di liquefazione sito specifici che possono ritenersi del tutto trascurabili in relazione alla strategia di

progettazione definitiva considerata (SLD e SLV).

I livelli sedimentari potenzialmente liquefacibili sono prevalentemente compresi negli intervalli sabbiosi e/o poco

coesivi profondi (oltre 12 metri): tali strati, appaiono sufficientemente confinati rispetto alla quota di imposta

delle previste fondazioni superficiali. I livelli invece liquefacibili riscontrati nei primi 3 metri (vedi CPTU3) e con

cedimenti post sisma stimati pari a circa 1 cm, non risultano costituire un particolare rischio per le strutture di

progetto. L'edificio di progetto, infatti, adotterà un sistema di fondazione a travi rovescie continue, in grado di

fornire un'opportuna rigidezza e capacità ad assorbire gli eventuali cedimenti differenziali e assoluti cosismici.

Elaborazione:

dr. geol. Samuel Sangiorgi

22

Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"

Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLD

Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLD T [s] Se [g]

ag 0,067 g 0,000 0,101

Fo 2,492 TB 0,147 0,167

TC* 0,274 s TC 0,441 0,167

SS 1,500 0,509 0,145

CC 1,610 0,577 0,128

ST 1,000 0,645 0,114

q 1,500 0,713 0,103

0,781 0,094

0,849 0,087

Parametri dipendenti 0,917 0,080

S 1,500 0,985 0,075

η 0,667 1,053 0,070TB 0,147 s 1,121 0,066

TC 0,441 s 1,189 0,062

TD 1,868 s 1,257 0,059

1,324 0,056

1,392 0,053

Espressioni dei parametri dipendenti 1,460 0,050

1,528 0,048(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,596 0,046

1,664 0,044(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 1,732 0,043

1,800 0,041(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 1,868 0,039

1,970 0,035(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,071 0,032

2,173 0,029(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,274 0,027

2,376 0,024

2,477 0,022Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 2,579 0,021

2,680 0,0192,782 0,018

2,883 0,017

2,985 0,015

3,086 0,014

3,188 0,014

3,289 0,013

3,391 0,012

3,492 0,011

3,594 0,011

3,695 0,010

3,797 0,010

3,898 0,009

4,000 0,009

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell

Punti dello spettro di risposta

Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)

e g oB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅

e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅

Ce g o

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅

C De g o 2

T TS (T) a S F

T

= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

*C C CT C T= ⋅

B CT T / 3=

D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +

10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =


Parametri e punti dello spettro di risposta verticale per lo stato limite: SLD

Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLD T [s] Se [g]

agv 0,023 g 0,000 0,023

SS 1,000 TB 0,050 0,039

ST 1,000 TC 0,150 0,039

q 1,500 0,235 0,025

TB 0,050 s 0,320 0,018

TC 0,150 s 0,405 0,014

TD 1,000 s 0,490 0,012

0,575 0,010

0,660 0,009


Fv 0,871 0,830 0,007

S 1,000 0,915 0,006

η 0,667 TD 1,000 0,006

1,094 0,005

1,188 0,004

1,281 0,004

1,375 0,003


1,563 0,002(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,656 0,002

1,750 0,002(NTC-08 §. 3.2.3.5) 1,844 0,002

1,938 0,002(NTC-08 Eq. 3.2.11) 2,031 0,001

2,125 0,001

2,219 0,001

2,313 0,001

2,406 0,001

2,500 0,001


2,781 0,0012,875 0,001

2,969 0,001

3,063 0,001

3,156 0,001

3,250 0,001

3,344 0,001

3,438 0,000

3,531 0,000

3,625 0,000

3,719 0,000

3,813 0,000

3,906 0,000

4,000 0,000

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.


e g vB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅ η⋅ ⋅ + − η⋅

e g vS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅

Ce g v

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅

C De g v 2

T TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

1/ qη =0,5

gv o

aF 1,35 F

g

= ⋅ ⋅


Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV

Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]

ag 0,183 g 0,000 0,260

Fo 2,561 TB 0,147 0,666

TC* 0,275 s TC 0,442 0,666

SS 1,418 0,532 0,553

CC 1,607 0,622 0,473

ST 1,000 0,713 0,414

q 1,000 0,803 0,367

0,893 0,330

0,983 0,300


S 1,418 1,163 0,253

η 1,000 1,253 0,235TB 0,147 s 1,343 0,219

TC 0,442 s 1,433 0,206

TD 2,334 s 1,523 0,193

1,613 0,183

1,703 0,173


1,883 0,156(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,149

2,064 0,143(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,137

2,244 0,131(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,126

2,413 0,118(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,111

2,572 0,104(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,098

2,730 0,092


2,969 0,0783,048 0,074

3,127 0,070

3,207 0,067

3,286 0,064

3,365 0,061

3,445 0,058

3,524 0,055

3,603 0,053

3,683 0,051

3,762 0,049

3,841 0,047

3,921 0,045

4,000 0,043




e g oB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅

e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅

Ce g o

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅

C De g o 2

T TS (T) a S F

T

= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

*C C CT C T= ⋅

B CT T / 3=

D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +

10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =


Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV


ag 0,183 g 0,000 0,260

Fo 2,561 TB 0,147 0,167

TC* 0,275 s TC 0,442 0,167

SS 1,418 0,532 0,138

CC 1,607 0,622 0,118

ST 1,000 0,713 0,103

q 4,000 0,803 0,092

0,893 0,083

0,983 0,075


S 1,418 1,163 0,063

η 0,250 1,253 0,059TB 0,147 s 1,343 0,055

TC 0,442 s 1,433 0,051

TD 2,334 s 1,523 0,048

1,613 0,046

1,703 0,043


1,883 0,039(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,037

2,064 0,037(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,037

2,244 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,037

2,413 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,037

2,572 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,037

2,730 0,037


2,969 0,0373,048 0,037

3,127 0,037

3,207 0,037

3,286 0,037

3,365 0,037

3,445 0,037

3,524 0,037

3,603 0,037

3,683 0,037

3,762 0,037

3,841 0,037

3,921 0,037

4,000 0,037




e g oB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅

e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅

Ce g o

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅

C De g o 2

T TS (T) a S F

T

= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

*C C CT C T= ⋅

B CT T / 3=

D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +

10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =


Parametri e punti dello spettro di risposta inelastico orizzontale per lo stato limite: SLV


ag 0,183 g 0,000 0,260

Fo 2,561 TB 0,147 0,167

TC* 0,275 s TC 0,442 0,167

SS 1,418 0,532 0,138

CC 1,607 0,622 0,118

ST 1,000 0,713 0,103

q 4,000 0,803 0,092

0,893 0,083

0,983 0,075


S 1,418 1,163 0,063

η 0,250 1,253 0,059TB 0,147 s 1,343 0,055

TC 0,442 s 1,433 0,051

TD 2,334 s 1,523 0,048

1,613 0,046

1,703 0,043


1,883 0,039(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,037

2,064 0,037(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,037

2,244 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,037

2,413 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,037

2,572 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,037

2,730 0,037


2,969 0,0373,048 0,037

3,127 0,037

3,207 0,037

3,286 0,037

3,365 0,037

3,445 0,037

3,524 0,037

3,603 0,037

3,683 0,037

3,762 0,037

3,841 0,037

3,921 0,037

4,000 0,037




e g oB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅

e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅

Ce g o

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅

C De g o 2

T TS (T) a S F

T

= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

*C C CT C T= ⋅

B CT T / 3=

D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +

10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =


Parametri e punti dello spettro di risposta inelastico verticale per lo stato limite: SLV


agv 0,106 g 0,000 0,106

SS 1,000 TB 0,050 0,181

ST 1,000 TC 0,150 0,181

q 1,500 0,235 0,116

TB 0,050 s 0,320 0,085

TC 0,150 s 0,405 0,067

TD 1,000 s 0,490 0,055

0,575 0,047

0,660 0,041


Fv 1,481 0,830 0,033

S 1,000 0,915 0,030

η 0,667 TD 1,000 0,027

1,094 0,023

1,188 0,019

1,281 0,017

1,375 0,014


1,563 0,011(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,656 0,010

1,750 0,009(NTC-08 §. 3.2.3.5) 1,844 0,008

1,938 0,007(NTC-08 Eq. 3.2.11) 2,031 0,007

2,125 0,006

2,219 0,006

2,313 0,005

2,406 0,005

2,500 0,004


2,781 0,0042,875 0,003

2,969 0,003

3,063 0,003

3,156 0,003

3,250 0,003

3,344 0,002

3,438 0,002

3,531 0,002

3,625 0,002

3,719 0,002

3,813 0,002

3,906 0,002

4,000 0,002

La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.


e g vB o B

T 1 TS (T) a S F 1

T F T

= ⋅ ⋅ η⋅ ⋅ + − η⋅

e g vS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅

Ce g v

TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅

C De g v 2

T TS (T) a S F

T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅

B0 T T≤ <

B CT T T≤ <

C DT T T≤ <

DT T≤

S TS S S= ⋅

1/ qη =0,5

gv o

aF 1,35 F

g

= ⋅ ⋅

Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 1

DATI GENERALI

Progetto: Progetto Definitivo Scuola Primaria frazione Renazzo – Cento (FE)Committente: Comune di CentoElaborazione Analisi: dr. geol. Samuel SangiorgiData elaborazione: 22/09/2015

DATI PROGETTUALI

Descrizione terreni e falda

Descr Quota Spessore γ φ δ c' cu ca

[m da p.c] [m] [kN/mc] [°] [°] [MPa] [MPa] [MPa]

Strato 1 -1.00 1.00 16.500 28.00 18.00 0.000 0.400 0.000

Strato 2 -3.00 2.00 16.500 25.00 16.00 0.150 0.400 0.100

Strato 3 -3.85 0.85 16.300 22.00 14.00 0.100 0.400 0.050

Strato 4 -5.50 1.65 16.800 22.00 14.00 0.150 0.550 0.070

Strato 5 -6.40 0.90 17.000 22.00 14.00 0.150 0.600 0.070

Strato 6 -9.50 3.10 17.500 20.00 13.00 0.200 0.650 0.100

γ Peso di volume del terreno espresso in [kg/mc]γsat Peso di volume saturo del terreno espresso in [kg/mc]φ Angolo di attrito interno del terreno espresso in gradiδ Angolo di attrito palo-terreno espresso in gradic' Coesione efficace del terreno espressa in [kg/cmq]cu Coesione non drenata del terreno espressa in [kg/cmq]ca Adesione del terreno espressa in [kg/cmq]

Falda profondità dal piano campagna 2.00 [m]

Caratteristiche di deformabilità

Verticale:CPTU1

Verticale:CPTU2

Verticale:CPTU3

Quota Eed Quota Eed Quota Eed

[m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa]

-1.0 10.0 -1.0 10.0 -1.0 10.0

-3.1 12.7 -2.9 13.0 -2.1 13.5

-3.9 6.5 -3.8 5.8 -4.2 13.5

-5.5 10.0 -4.4 13.1 -5.5 10.7

-7.5 7.7 -6.5 7.0 -5.9 3.6

-8.4 11.7 -6.8 24.3 -7.0 8.6

-9.5 15.4 -9.4 8.3 -8.1 14.5

-9.7 12.9 -12.2 18.8 -10.5 20.4

-12.7 22.3 -12.5 7.7 -12.1 17.9

-13.5 11.2 -12.8 57.6 -14.9 12.9

-13.4 11.6

Eed Modulo edometrico espresso in [MPa]

Geometria fondazione/i

Descrizione Forma B L D α ω [m] [m] [m] [°] [°]

Fondazione 1 (N) 1.30 - 1.20 0 0

Fondazione 2 (N) 1.00 - 1.20 0 0

Fondazione 3 (N) 0.70 - 1.20 0 0


Descrizione Descrizione della fondazioneForma Forma della fondazione (N=Nastriforme, R=Rettangolare, C=Circolare)B Base/Diametro della fondazione espressa in [m]L Lunghezza della fondazione espressa in [m]D Profondità del piano di posa in [m]α Inclinazione del piano di posa espressa in [°]ω Inclinazione del piano campagna espressa in [°]

Coefficienti normativa

Statici Sismici

Parametri M1 M2 M1 M2

Tangente dell'angolo di attrito γtanφ' 1.00 1.25 1.00 1.25

Coesione efficace γc' 1.00 1.25 1.00 1.25

Resistenza non drenata γcu 1.00 1.40 1.00 1.40

Resistenza a compressione uniassiale γqu 1.00 1.60 1.00 1.60

Peso dell'unità di volume γγ 1.00 1.00 1.00 1.00

Coefficienti parziali γR per le verifiche geotecniche:

R1 R2 R3

Capacità portante γr 1.00 1.80 2.30

Scorrimento γr 1.00 1.10 1.10

γGsfav Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni permanentiγGfav Coefficiente parziale favorevole sulle azioni permanentiγQsfav Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni variabiliγQfav Coefficiente parziale favorevole sulle azioni variabiliγtanφ' Coefficiente parziale di riduzione dell'angolo di attrito drenatoγc' Coefficiente parziale di riduzione della coesione drenataγcu Coefficiente parziale di riduzione della coesione non drenataγqu Coefficiente parziale di riduzione del carico ultimoγγ Coefficiente parziale di riduzione della resistenza a compressione uniassiale delle rocce

Descrizione condizioni di calcolo capacità portante

Condizione n° 1: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 (condizioni drenate)Condizione n° 2: approccio 1 combinazione 2 - GEO - A2-M2-R2 (condizioni drenate)Condizione n° 3: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 (condizioni non drenate)Condizione n° 4: approccio 1 combinazione 2 - GEO - A2-M2-R2 (condizioni non drenate)Condizione n° 5: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 - SISMICA (condizioni drenate)Condizione n° 6: approccio 1 combinazione 2 - GEO – A2-M2-R2 - SISMICA (condizioni drenate)

Opzioni di calcolo

Verifica capacità portanteAnalisi in condizioni drenate e in condizioni non drenateMetodo di calcolo della portanza: Brinch-HansenAltezza del cuneo di rottura: AUTOMATICACriterio per il calcolo del macrostrato equivalente: MEDIA ARITMETICANel calcolo della portanza sono state richieste le seguenti opzioni:Meccanismo di punzonamento in presenza di falda.

Verifica capacità portante SISMICAAnalisi in condizioni drenate e in condizioni non drenateMetodo di calcolo della portanza: PAOLUCCI e PECKERAltezza del cuneo di rottura: AUTOMATICACriterio per il calcolo del macrostrato equivalente: MEDIA ARITMETICANel calcolo della portanza sono state richieste le seguenti opzioni:Riduzione sismica angolo attrito interno φ: VESIC [2.00°]Fattori correttivi zy zq zcMeccanismo di punzonamento in presenza di falda.

CedimentiIl calcolo dei cedimenti è stato eseguito con il metodo Edometrico utilizzando il modulo edometrico.Per il calcolo dei cedimenti, è stata impostata un'altezza dello strato compressibile legato alla percentuale tensionale.In particolare la percentuale limite impostata è pari al 10%Il calcolo si basa su fondazione singola e sui valori portanza di progetto ricavate dalle verifiche


RISULTATI

Verifica della portanza per carichi verticali

Condizione Fnd PF H qu qd Pd

[m] [kg/cmq] [kg/cmq] [kN]

1 1 SI 0.99 8.05 8.05 1026.58

1 2 NO 0.78 7.70 7.70 754.76

1 3 NO 0.55 7.71 7.71 529.34

2 1 SI 0.93 4.83 2.69 342.45

2 2 NO 0.71 4.64 2.58 252.69

2 3 NO 0.50 4.68 2.60 178.39

3 1 NO 0.65 3.02 3.02 384.64

3 2 NO 0.50 2.98 2.98 292.08

3 3 NO 0.35 3.12 3.12 213.87

4 1 NO 0.65 2.21 1.23 156.72

4 2 NO 0.50 2.19 1.21 119.05

4 3 NO 0.35 2.28 1.27 87.07

5 1 SI 0.99 7.17 7.17 913.53

5 2 NO 0.78 6.90 6.90 676.98

5 3 NO 0.55 6.64 6.64 455.88

6 1 SI 0.93 4.05 2.25 287.06

6 2 NO 0.71 3.93 2.18 214.26

6 3 NO 0.50 3.81 2.12 145.40

Condizione Indice della condizioneFnd Indice della fondazionePF Rottura per punzonamento in presenza di faldaH Altezza del cuneo di rottura, espressa in [m]qu Portanza ultima, espressa in [kg/cmq]qd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kg/cmq]Pd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kN/ml]

(in evidenziato: Valori più cautelativi)

Cedimenti

Cedimenti complessivi

Verticale Fnd N wf H

[kN/m] [cm] [m]

CPTU1 1 156.72 2.93 11.10

CPTU3 1 156.72 3.22 11.00

SCPTU1 1 156.72 2.55 10.90

CPTU1 2 119.05 2.34 9.80

CPTU3 2 119.05 2.55 9.60

SCPTU1 2 119.05 2.03 9.50

CPTU1 3 87.07 1.81 8.40

CPTU3 3 87.07 1.91 8.20

SCPTU1 3 87.07 1.59 8.20

Verticale Indice della verticale (prova)Fnd Indice della fondazioneN Sforzo normale totale espresso in [kN/m] (equivalente alla max portanza di progetto Pd) wf cedimento finale espresso in [cm]H Profondità volume compressibile espresso in [m]

(in evidenziato: verticale con valori più elevati)

Cedimento dei singoli strati

Riferito alla verticale con valori più elevati.

Verticale: CPTU3 Fnd 1

n° z ∆H ∆σv Eed ∆w

[m] [m] [MPa] [MPa] [cm]

1 -1.23 0.05 0.016 13.000 0.0065

2 -1.28 0.05 0.097 13.000 0.0397

3 -1.33 0.05 0.117 13.000 0.0481

4 -1.39 0.05 0.119 13.000 0.0489


5 -1.44 0.05 0.118 13.000 0.0486

6 -1.49 0.05 0.117 13.000 0.0479

7 -1.55 0.05 0.115 13.000 0.0471

8 -1.60 0.05 0.113 13.000 0.0462

9 -1.65 0.05 0.110 13.000 0.0451

10 -1.71 0.05 0.107 13.000 0.0439

11 -1.76 0.05 0.104 13.000 0.0427

12 -1.81 0.05 0.101 13.000 0.0414

13 -1.87 0.05 0.098 13.000 0.0401

14 -1.92 0.05 0.095 13.000 0.0388

15 -1.97 0.05 0.092 13.000 0.0376

16 -2.03 0.06 0.088 13.000 0.0408

17 -2.09 0.06 0.085 13.000 0.0393

18 -2.15 0.06 0.082 13.000 0.0378

19 -2.21 0.06 0.079 13.000 0.0364

20 -2.27 0.06 0.076 13.000 0.0351

21 -2.33 0.06 0.073 13.000 0.0338

22 -2.39 0.06 0.071 13.000 0.0326

23 -2.45 0.06 0.068 13.000 0.0315

24 -2.51 0.06 0.066 13.000 0.0304

25 -2.57 0.06 0.064 13.000 0.0294

26 -2.63 0.06 0.062 13.000 0.0285

27 -2.69 0.06 0.060 13.000 0.0276

28 -2.75 0.06 0.058 13.000 0.0267

29 -2.81 0.06 0.056 13.000 0.0259

30 -2.87 0.06 0.054 13.000 0.0251

31 -2.93 0.06 0.053 5.800 0.0547

32 -2.99 0.06 0.051 5.800 0.0532

33 -3.05 0.06 0.050 5.800 0.0517

34 -3.11 0.06 0.049 5.800 0.0503

35 -3.17 0.06 0.047 5.800 0.0490

36 -3.23 0.06 0.046 5.800 0.0477

37 -3.29 0.06 0.045 5.800 0.0465

38 -3.35 0.06 0.044 5.800 0.0453

39 -3.41 0.06 0.043 5.800 0.0442

40 -3.47 0.06 0.042 5.800 0.0432

41 -3.53 0.06 0.041 5.800 0.0422

42 -3.59 0.06 0.040 5.800 0.0412

43 -3.65 0.06 0.039 5.800 0.0403

44 -3.71 0.06 0.038 5.800 0.0394

45 -3.77 0.06 0.037 5.800 0.0386

46 -3.82 0.04 0.037 13.100 0.0115

47 -3.86 0.04 0.036 13.100 0.0114

48 -3.90 0.04 0.036 13.100 0.0112

49 -3.94 0.04 0.035 13.100 0.0111

50 -3.99 0.04 0.035 13.100 0.0109

51 -4.03 0.04 0.034 13.100 0.0108

52 -4.07 0.04 0.034 13.100 0.0106

53 -4.11 0.04 0.033 13.100 0.0105

54 -4.15 0.04 0.033 13.100 0.0103

55 -4.19 0.04 0.032 13.100 0.0102

56 -4.23 0.04 0.032 13.100 0.0101

57 -4.28 0.04 0.032 13.100 0.0099

58 -4.32 0.04 0.031 13.100 0.0098

59 -4.36 0.04 0.031 13.100 0.0097

60 -4.40 0.04 0.030 13.100 0.0096

61 -4.49 0.14 0.030 7.000 0.0586

62 -4.63 0.14 0.028 7.000 0.0563

63 -4.77 0.14 0.027 7.000 0.0542

64 -4.91 0.14 0.026 7.000 0.0523

65 -5.04 0.14 0.025 7.000 0.0505

66 -5.18 0.14 0.025 7.000 0.0488

67 -5.32 0.14 0.024 7.000 0.0472

68 -5.46 0.14 0.023 7.000 0.0457

69 -5.60 0.14 0.022 7.000 0.0443

70 -5.74 0.14 0.022 7.000 0.0430

71 -5.88 0.14 0.021 7.000 0.0417

72 -6.01 0.14 0.020 7.000 0.0406

73 -6.15 0.14 0.020 7.000 0.0395

74 -6.29 0.14 0.019 7.000 0.0384

75 -6.43 0.14 0.019 7.000 0.0374

76 -6.51 0.02 0.019 24.300 0.0015

77 -6.53 0.02 0.019 24.300 0.0015

78 -6.55 0.02 0.018 24.300 0.0015

79 -6.57 0.02 0.018 24.300 0.0015

80 -6.59 0.02 0.018 24.300 0.0015

81 -6.61 0.02 0.018 24.300 0.0015

82 -6.63 0.02 0.018 24.300 0.0014


83 -6.64 0.02 0.018 24.300 0.0014

84 -6.66 0.02 0.018 24.300 0.0014

85 -6.68 0.02 0.018 24.300 0.0014

86 -6.70 0.02 0.018 24.300 0.0014

87 -6.72 0.02 0.018 24.300 0.0014

88 -6.74 0.02 0.018 24.300 0.0014

89 -6.76 0.02 0.018 24.300 0.0014

90 -6.78 0.02 0.018 24.300 0.0014

91 -6.88 0.17 0.017 8.300 0.0365

92 -7.05 0.17 0.017 8.300 0.0355

93 -7.23 0.17 0.016 8.300 0.0345

94 -7.40 0.17 0.016 8.300 0.0335

95 -7.57 0.17 0.016 8.300 0.0326

96 -7.75 0.17 0.015 8.300 0.0317

97 -7.92 0.17 0.015 8.300 0.0309

98 -8.10 0.17 0.014 8.300 0.0302

99 -8.27 0.17 0.014 8.300 0.0294

100 -8.44 0.17 0.014 8.300 0.0287

101 -8.62 0.17 0.013 8.300 0.0281

102 -8.79 0.17 0.013 8.300 0.0274

103 -8.96 0.17 0.013 8.300 0.0268

104 -9.14 0.17 0.013 8.300 0.0262

105 -9.31 0.17 0.012 8.300 0.0257

106 -9.45 0.11 0.012 18.800 0.0068

107 -9.56 0.11 0.012 18.800 0.0067

108 -9.67 0.11 0.012 18.800 0.0067

109 -9.77 0.11 0.012 18.800 0.0066

110 -9.88 0.11 0.011 18.800 0.0065

111 -9.99 0.11 0.011 18.800 0.0064

112 -10.09 0.11 0.011 18.800 0.0063

113 -10.20 0.11 0.011 18.800 0.0063

114 -10.31 0.11 0.011 18.800 0.0062

115 -10.41 0.11 0.011 18.800 0.0061

116 -10.52 0.11 0.011 18.800 0.0061

117 -10.63 0.11 0.011 18.800 0.0060

118 -10.73 0.11 0.010 18.800 0.0059

119 -10.84 0.11 0.010 18.800 0.0059

120 -10.95 0.11 0.010 18.800 0.0058

9.80 3.2207

n° numero d'ordine dell'i-esimo stratoz quota media dell'i-esimo strato espresso in [m]∆H spessore dello strato i-esimo espresso in [m]∆σv incremento di tensione verticale dell'i-esimo strato espresso in [MPa]Eed modulo edometrico dell'i-esimo strato espresso in [MPa]∆w cedimento dell'i-esimo strato espresso in [cm]

DICHIARAZIONI SECONDO N.T.C. 2008 (punto 10.2)

Cedimenti

Analisi e verifiche svolte con l'ausilio di codici di calcolo Il sottoscritto dr. geol. Samuel Sangiorgi, in qualità di calcolatore delle opere in progetto, dichiara quanto segue.

Tipo di analisi svolta L'analisi e le verifiche sono condotte con l'ausilio di un codice di calcolo automatico.La verifica a carico limite viene eseguita secondo le seguenti fasi:- Calcolo delle caratteristiche del terreno equivalente di progetto;- Calcolo della fondazione di progetto;- Calcolo del carico limite.Le combinazioni di carico adottate sono esaustive relativamente agli scenari di carico più gravosi cui l'opera sarà soggetta.

Origine e caratteristiche dei codici di calcolo Titolo CARL - Carico Limite e CedimentiVersione 10.0Produttore Aztec Informatica srl, Casole Bruzio (CS)Utente Geol. Sangiorgi Samuel Licenza AIU4626C5

Affidabilità dei codici di calcolo Un attento esame preliminare della documentazione a corredo del software ha consentito di valutarne l'affidabilità. La documentazione fornita dal produttore del software contiene un'esauriente descrizione delle basi teoriche, degli algoritmi impiegati e l'individuazione dei


campi d'impiego. La società produttrice Aztec Informatica srl ha verificato l'affidabilità e la robustezza del codice di calcolo attraverso un numero significativo di casi prova in cui i risultati dell'analisi numerica sono stati confrontati con soluzioni teoriche.

Modalità di presentazione dei risultati La relazione di calcolo strutturale presenta i dati di calcolo tale da garantirne la leggibilità, la corretta interpretazione e la riproducibilità. La relazione di calcolo illustra in modo esaustivo i dati in ingresso ed i risultati delle analisi in forma tabellare.

Informazioni generali sull'elaborazione Il software prevede una serie di controlli automatici che consentono l'individuazione di errori di modellazione, di non rispetto di limitazioni geometriche e di armatura e di presenza di elementi non verificati. Il codice di calcolo consente di visualizzare e controllare, sia in forma grafica che tabellare, i dati del modello strutturale, in modo da avere una visione consapevole del comportamento corretto del modello strutturale.

Giudizio motivato di accettabilità dei risultati I risultati delle elaborazioni sono stati sottoposti a controlli dal sottoscritto utente del software. Tale valutazione ha compreso il confronto con i risultati di semplici calcoli, eseguiti con metodi tradizionali. Inoltre sulla base di considerazioni riguardanti gli stati tensionali e deformativi determinati, si è valutata la validità delle scelte operate in sede di schematizzazione e di modellazione della struttura e delle azioni. In base a quanto sopra, io sottoscritto asserisco che l'elaborazione è corretta ed idonea al caso specifico, pertanto i risultati di calcolo sono da ritenersi validi ed accettabili.

Comune di Cento Provincia di Ferrara

OGGETTO:

COMMITTENTE:

RELAZIONE GEOTECNICA

Miglioramento Sismico Scuola Renazzo

Amministrazione Comunale Cento

Data, novembre 2016

IL TECNICO

Lino

Casella di testo

(arch. Lorenzo Murciano)

RELAZIONE SULLE FONDAZIONI

Con riferimento alla allegata relazione geologica e geotecnica redatta dal

dott. Geol Samuel Sangiorgi per la nuova scuola elementare di Renazzo

posta ad una distanza di circa 450 ml dalla sede della esistente scuola

elementare oggetto della presente relazione di calcolo, si espone quanto

segue:

La struttura è ubicata nel Comune di Cento (FE) via Renazzo n. 40 e si

sviluppa su tre piani.

La struttura, realizzata negli anni 20 è in muratura, le fondazioni dello

spessore di cm 42 sono sempre in muratura e sono poste ad una profondità

di ml 1.1 rispetto al piano di campagna.

La quota media altimetrica è di 15.00 m slm.

La profondità di falda freatica si attesta ad una profondità di circa 2,0 m da

p.c.;

Per la caratterizzazione geologica, sismica e geotecnica del sottosuolo si è

tenuto conto dei dati di repertorio disponibili (Carta Geologica, sezioni

geologiche e Banca Dati geognostica pubblicate dal Servizio Geologico

Sismico e dei Suoli – SGSS – della Regione Emilia-Romagna; dati PSC dei

Comuni dell'Alto Ferrarese; studio di microzonazione sismica del Comune di

Cento a cura del SGSS).

È stata infine seguita una campagna d'indagini geognostica e geofisica

nell'area di progetto. Le indagini sono consistite in:

• n. 1 sondaggio a carotaggio continuo spinto fino a 20 metri di profondità,

con prove geotecniche (Pocket penetrometer; TorVane) eseguite sulle

carote estratte;

• n. 3 prove penetrometriche elettriche con puntale dotato di piezocono di

cui due spinte fino a -20 m (CPTU1 e CPTU3). La prova CPTU2 è stata

interrotta a -2,4 metri per il disancoraggio dello strumento a causa di riporti

superficiali. La prova è stata comunque eseguita in un'area non interessata

dal sedimene di progetto definitivo;

• n. 1 prova penetrometrica elettrica con puntale dotato di piezocono

(CPTU) e “Cono Sismico” spinta fino a -30 metri di profondità (SCPTU1),

per la misurazione diretta della velocita delle onde sismiche di taglio dei

sedimenti attraversati (Vs);

• n. 1 registrazione sismica passiva HVSR con stazione singola

(registrazione di 20 minuti, con frequenza di campionamento di 128 Hz).

Le indagini geofisiche eseguite nell'area di studio (SCPTU spinta fino a -30

metri) hanno permesso di ricavare,alla quota di incastro delle fondazione,

una Vs30 =184 m/s che consente di attribuibile il sottosuolo investigato alla

“categoria di sottosuolo di fondazione C” (<<depositi di terreni a grana

grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti

con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento

delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi

tra 180 m/s e 360 m/s>>).

MODELLAZIONE GEOTECNICA

4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geotecniche e geofisiche I

parametri meccanici nominali dei sedimenti che costituiscono il “volume

significativo” per l'opera di progetto sono desunti dalle prove

penetrometriche elettriche con piezocono (CPTU e SCPTU) e dagli esiti

delle prove di laboratorio effettuate nei campioni di sedimenti indisturbati

prelevati con il sondaggio a carotaggio continuo S1 (cfr. Relazione

Geologica, SONGEO, settembre 2015). Gli esiti numerici delle prove CPTU

sono esposti nei relativi grafici e schede riportate in allegato anche alla

presente Relazione, mentre per gli ulteriori approfondimenti sulle modalità di

acquisizione dei dati e sulla valutazione dei principali parametri meccanici si

rimanda alla citata Relazione Geologica. Si rammenta che la

parametrizzazione dei sedimenti indagati dalle penetrometrie, è elaborata

attraverso le correlazioni1 proposte in letteratura, riportate in figura 4.1. Le

figure 4.2, 4.3 e 4.4 riportano lo schema geotecnico semplificato riferito alle

singole prove SCPTU1 e CPTU1 e CPTU3 (parametri medi).

Capacità portante

Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti di capacità portante più cautelativi, ricavati con

l'approccio 1 combinazione 2 (GEO – A2-M2-R2) e considerando le condizioni non drenate

(verifiche a breve termine). La tabella riporta la massima portanza di progetto unitaria e la

relativa pressione riferita al metro lineare di sviluppo della fondazione nastriforme

considerata. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.

Cedimenti

Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti dei cedimenti totali più cautelativi rivavati dalle

simulazioni per le singole verticali (prove CPTU). I cedimenti più elevati, in funzione dei

carichi trasmessi all'impronta delle fondazioni considerate, si riscontrano nella verticale

CPTU3 (evidenziati nella tanella), peraltro i differenziali tra le prove appaiono contenuti, a

dimostrazione della buona omogeneità geotecnica del sottosuolo nell'area di previsto

sedime. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.

Liquefacibilità e cedimenti post sisma

Le verifiche (descritte nella Relazione Geologica, alla quale si rimanda per ogni

approfondimento) forniscono esiti di rischio di liquefazione sito specifici che possono

ritenersi del tutto trascurabili in relazione alla strategia di progettazione definitiva

considerata (SLD e SLV).

I livelli sedimentari potenzialmente liquefacibili sono prevalentemente compresi negli

intervalli sabbiosi e/o poco coesivi profondi (oltre 12 metri): tali strati, appaiono

sufficientemente confinati rispetto alla quota di imposta delle previste fondazioni

superficiali. I livelli invece liquefacibili riscontrati nei primi 3 metri (vedi CPTU3) e con

cedimenti post sisma stimati pari a circa 1 cm, non risultano costituire un particolare rischio

per le strutture di progetto. L'edificio di progetto, infatti, adotterà un sistema di fondazione a

travi rovescie continue, in grado di fornire un'opportuna rigidezza e capacità ad assorbire

gli eventuali cedimenti differenziali e assoluti cosismici.

Al fine di contenere le tensioni massime sul terreno di fondazione all’interno di parametri

ammissibili (1,23 DN/cmq) è stato previsto l’allargamento della fondazione dagli attuali 42

cm a 142 cm. Per fare ciò è stato necessario accoppiare alla fondazione esistente due

blocchi in conglomerato cementizio armato delle dimensioni cm 50 x 50 inghisati alla

struttura muraria esistente.

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