Dott. Alberto Trivioli

REGIONE EMILIA-ROMAGNA

PROVINCIA DI FERRARA

COMUNE DI ARGENTA

PROGETTO DI EDIFICIO COMMERCIALE

FILIALE EUROSPIN

Via Natale Gaiba

RELAZIONE GEOLOGICA, SISMICA E GEOTECNICA

LUGLIO 2012

COMMITTENTE:

SPESA INTELLIGENTE S.p.A.

Studio di Geologia

Dott. Alberto Trivioli Geologo

strada farini, 5 - 43100 parma

tel: 0521/232421 - fax: 0521/230760 - e-mail: [email protected]

in collaborazione con: Ambiente e Territorio S.r.l.

PROGETTO DI FILIALE EUROSPIN - VIA NATALE GAIBA - ARGENTA


Studio di Geologia

Dott. Geol. Alberto Trivioli Strada Farini, 5 - 43121 Parma

Tel: 0521/232421 Fax: 0521/230760 E-mail: [email protected]

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INDICE

1 – GENERALITA’

2 – MORFOLOGIA, GEOLOGIA E IDROGEOLOGIA GENERALE DELL'AREA

2.1 - CARATTERIZZAZIONE STRATIGRAFICA

2.2: CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI DI FONDAZIONE

3 – SISMICITÀ DELL’AREA (MACROSISMICITA')

3.1 - MICROZONAZIONE SISMICA

4 – STIMA DEL VALORE DI PROGETTO DELLA RESISTENZA DEL TERRENO (Rd) PER LE

VERIFICHE NEI CONFRONTI DEGLI STATI LIMITE ULTIMI (SLU) (NTC 2008)

5 – CEDIMENTI

6 – CONCLUSIONI

ALLEGATI:

1. Prove penetrometriche

2. Verifica alla liquefazione



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1 – GENERALITA’

La presente relazione concerne i risultati delle indagini geognostiche in situ e delle

prospezioni sismiche, dello studio geologico-sismico e della parametrizzazione

geotecnica dei terreni di fondazione, delle analisi della risposta sismica locale e della

microzonazione sismica del territorio, su di un’area di 6.000 mq circa sita in Comune di

Argenta (FE) in via Natale Gaiba, dove è prevista la realizzazione di un edificio

commerciale.

L'area in oggetto è censita al Foglio 100 – Particella 58 del catasto del Comune di

Argenta.

Estratto di mappa catastale dell’area



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Sull'area sono previste le demolizioni dei manufatti della recente attività

produttiva consistente in prefabbricazione di elementi in cemento armato, deposito

materiali edili e trasformazione del ferro e la successiva realizzazione di un edificio ad

uso commerciale a media distribuzione.

L’intervento in progetto prevede la realizzazione di un edificio ad un piano

fuoriterra e l'impiego di fondazioni dirette a plinto isolate.

Il territorio oggetto di intervento ricade nel Comune di Argenta, classificato a

media sismicità (Zona 2) ai sensi dell’Ordinanza del Presidente del Consiglio dei

Ministri (n. 3274 – 20 marzo 2003 – G.U. n. 105 dell’8-5-2003) “Primi elementi in

materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di

normative tecniche per le costruzioni in zona sismica”.

L’area in oggetto, è ubicata nel centro abitato del Comune di Argenta e confina a

nord con Via Praga, a Sud con via Natale Gaiba e con la S.S. 16, a ovest ed a est con

proprietà di terzi.



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Foto aerea con delimitazione dell’area d’indagine

Lo studio dell'area, atto ad individuare le peculiari caratteristiche geologiche,

geotecniche e sismiche dei terreni di fondazione, è stato possibile sulla base

dell’elaborazione dei dati provenienti da una campagna geognostica eseguita sull'area di

sedime del futuro intervento nel dicembre 2012: tale campagna d’indagine ha visto

l'esecuzione di prove in situ dirette (penetrometrie statiche) ed indirette (sismica

passiva).



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Le prove dirette puntuali sono consistite nell’esecuzione di n. 6 prove

penetrometriche statiche spinte a -15 m dal p.c., per la stima dei parametri geomeccanici

dei terreni di fondazione.

Le prove indirette sono consistite nell'esecuzione di una prospezione geofisica di

sismica passiva, con misura del Rumore Sismico Ambientale (Microtremori) per

ricavare il parametro Vs30.

Ubicazione prove geognostiche



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I dati sono stati integrati con quelli derivanti dalla letteratura e dalla cartografia

ufficiale esistenti e da indagini geognostiche pregresse eseguite in zone limitrofe

all'area.

Il presente elaborato fornisce una schematizzazione del terreno di fondazione da

un punto di vista geologico-sismico e geotecnico, come richiesto dalle normative in

vigore in materia di opere di fondazioni (in particolare il D.M. 14/1/08) e al A.L. n.

112/2007 della Regione Emilia-Romagna, relativamente allo studio per la stima della

risposta sismica locale dell’area in oggetto, al fine di valutare la compatibilità sismica

del futuro intervento edificatorio.

Da indicazioni ricevute dalla committenza, la classe d’uso delle strutture in

progetto rientra nella classe III, caratteristica di “costruzioni il cui uso preveda

affollamenti significativi” con riferimento alle conseguenze di una interruzione di

operatività o di un eventuale collasso, in presenza di azioni sismiche.



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2 – MORFOLOGIA, GEOLOGIA E IDROGEOLOGIA GENERALE

DELL'AREA

MORFOLOGIA

L’area in oggetto è ubicata in sinistra idrografica del Fiume Reno, da cui dista alcune

centinaia di metri, nel settore ovest del centro abitato del Comune di Argenta e confina a nord

con Via Praga, a Sud con via Natale Gaiba e con la S.S. 16, a ovest ed a est con proprietà di

terzi.

La zona è pianeggiante e la quota del piano campagna di circa 4-5 m s.l.m..

Estratto di Carta Tecnica Regionale



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Da un punto di vista morfologico l'area è densamente urbanizzata e caratterizzata

dalla presenza di localizzate rotture di pendenza imputabili al pregresso reticolato

idrografico superficiale secondario (fossi irrigui).

I terreni in questione presentano un grado di erodibilità superficiale potenziale

assente o quasi assente per la presenza di opere d'urbanizzazione.

GEOLOGIA

Dal punto di vista geologico, secondo la Carta Geologica d’Italia 1:100.000 (Foglio 88

Imola), l’area in oggetto è situata sulle Alluvioni Quaternarie (secondo la terminologia della

Carta Geologica d’Italia 1:100.000); trattasi di alluvioni costituite da terreni argilloso-sabbiosi

contenenti dal 40% al 60% di materiali argillosi.

Stralcio della Carta Geologica d’Italia (scala 1:100.000) Foglio 88 – “IMOLA”



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Nella carta geologica di maggior dettaglio, realizzata dalla Regione Emilia Romagna

(progetto CARG), nel Comune di Argenta affiorano terreni riferibili a depositi alluvionali e

fluvio-glaciali appartenenti alla successione neogenico-quaternaria del margine appenninico

padano denominato “Sintema Emiliano Romagnolo Superiore”: in particolare sono presenti i

terreni riferibili al Subsintema di Ravenna (AES8 Olocene). I depositi alluvionali sono

costituiti in superficie prevalentemente da sabbie limoso e sabbie argillose di piana

alluvionale/deltizia.

Carta geologica-geomorfologica (Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli, Regione Emilia Romagna)



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La stratigrafia dei primi metri di profondità vede la presenza nell'area di un terreno di

riporto antropico costituente il piazzale dell'area (limi, sabbie e ghiaie con abbondanti inclusi

di macerie), con spessori inferiori ad 1 metro, e, più in profondità, la presenza di terreni

naturali costituiti da limi argilosi e argille limose di colore bruno.

IDROGEOLOGIA

Come si evince anche dalla relazione della Dott.ssa Bedeschi nella domanda di rinnovo

della concessione del pozzo idrico esistente nell’area, dal punto di vista idrogeologico sono

presenti lungo la verticale dell'area l'acquifero denominato "A" ed in particolare le sue sotto

unità A2 ed A3.

Il gruppo acquifero “A” è costituito da depositi alluvionali in cui si alternano sedimenti

grossolani e fini, ciascuna coppia grossolano-fine definisce un complesso acquifero.

All’interno di ciascun complesso acquifero i depositi più fini si concentrano nella porzione

inferiore, mentre nella parte alta prevalgono le litologie più grossolane; qui toviamo grandi

spessori di ghiaie amalgamate che costituiscono estesi corpi tabulari, corrispondenti ad ampie

conoidi alluvionali sepolte. Il pozzo ubicato nell’area oggetto di studio è collocato nel

Complesso Acquifero A3.

Nelle vicinanze è presente una serie di scoli consortili e modesti fossi e capifossi di

drenaggio.

Dall’analisi dei dati idrogeologici di riferimento e rappresentati dagli studi connessi al

P.R.G. ed al P.S.C. del Comune di Argenta, il regime dei flussi sotterranei appare stabile su

periodi temporali molto estesi. Ciò è logicamente determinato dalla natura antropica



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dell’ampia fascia di territorio in oggetto e della relativa regimazione dei corpi idrici principali

e delle loro connessioni.

Nell’area in esame la superficie della falda freatica è ubicata a circa -1,50/-2,00 m dal

p.c. in funzione della stagionalità e pertanto potrà interferire con le strutture fondazionali.



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2.1 - CARATTERIZZAZIONE STRATIGRAFICA

Al fine di approfondire il grado di conoscenza del terreno di fondazione nei primi

metri e quindi di costruire uno schema stratigrafico dell'area oggetto d’intervento, si è

fatto riferimento alla preindicata indagine geognostica in sito; sono state eseguite n. 6

prove penetrometriche statiche.

Le prove penetrometriche statiche CPT (Cone Penetration Test) di tipo meccanico

con penetrometro corredato di punta telescopica e manicotto laterale (tipo "Begemann")

consistono nell'infiggere verticalmente nel terreno a velocità costante di 2 cm/s,

mediante martinetto idraulico, una batteria d'aste a cui è collegata nella parte inferiore

una punta conica, e nel misurare separatamente le resistenze all'avanzamento della sola

punta conica Rp (Kg/cm2), la resistenza relativa all'infissione della punta e del

manicotto Rp + Rl (Kg/cm2) e la resistenza totale relativa all'infissione delle aste esterne

Rt (Kg/cm2). I dati relativi alle letture di campagna di Rp e Rl vengono poi elaborati e

permettono di ottenere indicazioni sui principali parametri geotecnici del terreno; in

base al rapporto Rp/Rl fra la resistenza alla punta e la resistenza laterale del manicotto

(Begemann 1965 - AGI '77) è possibile effettuare il riconoscimento di massima dei

terreni, facendo riferimento ai seguenti valori del rapporto Rp/Rl:

Terreno Rp/Rl

Torbe ed argille organiche <15

Limi ed argille 15÷30

Limi sabbiosi e sabbie limose 30÷60

Sabbie e sabbie con ghiaia >60



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Dal punto di vista stratigrafico, come si può notare dal confronto dei diagrammi

relativi alle prove effettuate, il terreno oggetto di indagine risulta caratterizzato nei primi

15 metri di profondità, da livelli litologici a granulometria fine coesivi e semicoesivi a

bassa-media consistenza (da poco consistenti a moderatamente consistenti), costituiti

per lo più da limi e argille, con intercalati a diverse profondità sottili livelli di limi

sabbiosi e sabbie limose.

All'interno dei terreni fini coesivi e semicoesivi (argille e limi), che costituiscono

le litologie predominanti in superficie e a media profondità (da 0 a 10 m circa), le prove

hanno fatto registrare valori di resistenza alla punta Rp per lo più compresi tra 10 e 15

Kg/cm2.

All'interno dei terreni fini coesivi e semicoesivi (argille e limi), che costituiscono

le litologie predominanti in profondità (da 10 a 15m circa), le prove hanno fatto

registrare valori di resistenza alla punta Rp per lo più compresi tra 20 e 30 Kg/cm2.

La modellazione geologica del sito è la presente:

MODELLO GEOLOGICO

Strato Profondità strato da p.c. [m] Litologia

A 0,00m ÷1,00m Riporto e/o terreno vegetale.

B 1,00m ÷ 10,00m

Alternanza di limi argillosi e argille limose da poco

consistenti a moderatamente consistenti; presenti a

tratti sottili lenti sabbiose.

C 10,00m ÷ 15,0m

Alternanza di limi argillosi e argille limose

moderatamente consistenti; presenti a tratti sottili lenti

sabbiose.

SOGGIACENZA MEDIA FALDA: -1,5 m circa dal p.c.



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Per quanto concerne l’andamento della stratigrafia in profondità si è fatto

riferimento a stratigrafie note di pozzi e a sondaggi a carotaggio continuo eseguiti nelle

zone limitrofe.

Sulla base della stratigrafia del pozzo presente nell'area e dei dati geologici

disponibili in bibliografia, in particolar modo lo studio sulle “Risorse idriche sotterranee

della Regione Emilia-Romagna”, a cura della Regione Emilia-Romagna ed Eni, l’area in

oggetto presenta la seguente situazione stratigrafica:

• da p.c. alla profondità di -1,00 m circa: riporto di origine antropica

• da -1,00 m alla profondità di -70,00 a -80,00 m circa dal p.c.: litotipi

sostanzialmente argillosi con presenza di sabbie;

• da -80,00 a -90,00 dal p.c.: litotipi sabbiosi;

• da -90,00 a -120,00 dal p.c.: litotipi argillo-sabbiosi, sede del complesso

acquifero A2;

• da -120,00 a -180,00 dal p.c.: litotipi sabbiosi, sede del complesso acquifero A3,

intercalati da litotipi argillo-limosi.

2.2: CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI DI

FONDAZIONE

Per mezzo delle prove geognostiche effettuate in sito si è provveduto alla

caratterizzazione geotecnica dei terreni di fondazione.



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Si è ritenuto opportuno utilizzare i risultati provenienti dalle prove

penetrometriche statiche CPT, essendo disponibili per quest'ultima numerosissimi dati

per risalire alle caratteristiche di resistenza al taglio dei terreni. In particolare

dall'elaborazione dei valori di Qc si possono estrapolare, tra gli altri, i valori di

resistenza al taglio in condizioni non drenate (Cu), essendo Cu = Qc/15÷25 (15÷25 =

coeff. adimensionale del carico limite riferito alla prova penetrometrica statica), e la

determinazione del parametro di resistenza al taglio φ (angolo d'attrito interno efficace

φ'), per mezzo della correlazione Qc-φ' proposta da Begemann (1974) e Meyerhof

(1974). Per quanto concerne la stima del modulo elastico, questo può essere

determinato da Qc secondo l’equazione generale: E = C1 × Qc.

Per mezzo delle prove geognostiche effettuate in sito e sulla base delle conoscenze

dei luoghi si è provveduto alla caratterizzazione stratigrafica e geotecnica dei terreni di

appoggio delle future strutture fondazionali.

QUADRO GEOTECNICO-GEOMECCANICO SCHEMATICO

Litologia

Prevalente

Profondità

(m)

Comportamento

geomeccanico

Cu

(Kg/cm 2)

C’

(Kg/cm 2)

φφφφ

(°)

E

(MPa)

γγγγ

(T/m3)

K

(m/s)

µµµµ

Terreno vegetale da 0 a 1 (*) - - - - - - -

Limi e argille da 1 a 10 Coesivo 0,55÷0,75 0,10÷0,15 10÷15 10÷15 1,90 10-6 0.25÷0.35

Limi e argille da 10 a 15 Coesivo 0,75÷0,95 0,15÷0,20 15÷20 15÷20 1,95 10-6 0.25÷0.35

(*) tali materiali poiché saranno completamente asportati e/o by-passati dalle strutture di

fondazione, non sono d’interesse per quanto attiene alle caratteristiche geomeccaniche.



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3 - SISMICITÀ DELL’AREA (MACROSISMICITA')

L’area in oggetto ricade nella zona legata al margine interno della piastra padano-

adriatica in subduzione sotto la catena appenninica, ed in particolare nella fascia

padano-adriatica in compressione caratterizzata da meccanismi di rottura thrust strike-

slip individuata nella zonazione sismogenetica ZS4, adottata dal GNDT nel 1996;

l’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia ha rimappato il territorio nazionale in

zone sismogenetiche, tale zonazione viene definita ufficialmente ZS9(Meletti e

Valensise, 2004).

Rispetto alle zonazioni precedenti, le zone sorgente sono state disegnate più

vincolate rispetto alle sorgenti sismogenetiche e alla sismicità storica e strumentale e le

aree circostanti sono state cautelate attraverso i normali effetti di propagazione della

pericolosità sismica al di fuori delle zone sorgenti.

La ZS9 può essere utilizzata in congiunzione con il nuovo catalogo CPTI2, e

fornisce, inoltre, una stima della “profondità efficace”, ovvero del’intervallo di

profondità nel quale viene rilasciato il maggior numero di terremoti in ogni zona

sorgente, utilizzabile in combinazione con le relazioni di attenuazione determinate su

base regionale, e fornisce, per ogni zona, un meccanismo di fogliazione prevalente.

La zonazione è costituita da 42 zone-sorgente, identificate da un numero che va da

901 a 936, che presentano limiti di colorazione nera e blu; i limiti neri definiscono limiti

il cui tracciamento dipende esclusivamente da informazioni tettoniche o geologico-

strutturali, il colore blu definisce, invece, suddivisioni di zone con uno stesso stile de



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formativo ma con differenti caratteristiche della sismicità, come la distribuzione

spaziale degli eventi o la massima magnitudo rilasciata.

L’area in esame si trova all’interno della fascia che va dalla zona 911 alla zona

923 (Appennino settentrionale e centrale). Questa fascia include le sorgenti

sismogenetiche responsabili dei terremoti di più elevata magnitudo che si sono

manifestate recentemente nell’arco appenninico centro-settentrionale. In particolare

l’area oggetto di studio rientra nella della zona sismogenetica 912 (Dorsale Ferrarese).

Al di sotto delle spesse coltri di sedimenti sciolti alluvionali è presente un sistema

roccioso, orogeneticamente legato alla catena appenninica, fagliato da diverse ed

importanti linee sismo tettoniche, la cui genesi è riconducibile alle forze compressive

che da sud-ovest spingono verso nord-est.

Zonizzazione sismogenetica ZS9 per il nord Italia e dettaglio dell’ubicazione del

Comune di Argenta all’interno della ZS912



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La zona 912 rappresenta infatti la porzione più esterna della fascia in

compressione dell’arco appenninico settentrionale.

La zona sismogenetica ZS912 è caratterizzata da un meccanismo focale prevalente

del tipo a fagliazione inversa e da un intervallo di profondità nel quale viene rilasciato il

maggior numero di terremoti compreso tra 5 e 8 km.

In particolare dalla consultazione della Carta Sismotettonica della Regione Emilia-

Romagna si osserva che l’area di studio ha avuto in passato eventi sismici di magnitudo

compresa tra 5 e 5.5 (Richter)

Stralcio della Carta Sismotettonica della Regione Emilia-Romagna, scala 1:250.000 (Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli della Regione Emilia-Romagna, CNR



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L’area appartiene ad una zona che storicamente è stata interessata da numerosi

eventi sismici. Nella seguente tabella sono riportati i principali terremoti storici (fino al

2006) per un un raggio di 40 Km con centro dall’area in oggetto, dalla quale si evince

che gli eventi sismici maggiori verificatisi hanno avuto magnitudo massime comprese

tre 5,5 e 5,8 Mw (Richter) mentre la magnitudo massima prevista per la zona ZS912

Mw è pari a 6,14.



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Estratto dal “Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani” (Gruppo di lavoro CPTI, 2004),

terremoti con epicentro compreso in un raggio di 40 Km dall’area d’intervento.

Nella carta delle “Massime intensità macrosismiche osservate nei comuni italiani

valutate a partire dalla banca dati macrosismici del GNDT e dai dati del Catalogo dei

Forti Terremoti dell'ING” (Molin et al., 1996) nella quale, per il territorio in oggetto

viene indicato un terremoto del IX grado MCS.



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Carta delle “Massime intensità macrosismiche osservate nei comuni italiani valutate a partire dalla banca dati macrosismici del GNDT e dai dati del Catalogo dei Forti Terremoti dell'ING”

(Molin et al., 1996) per la Regione Emilia Romagna

Per valutare la pericolosità sismica si fa riferimento alle disposizioni regionali e

nazionali. La Regione Emilia-Romagna, nella delibera della Giunta Regionale n. 1677

del 24 Ottobre 2005 “Prime indicazioni applicative in merito al decreto Ministeriale 14

Settembre 2005 (Pubblicato sul supplemento ordinario n.159 alla Gazzetta Ufficiale

n.222 del 23 settembre 2005) recante ‘Norme Tecniche per le costruzioni’” stabilisce

quanto segue “Nel silenzio del Decreto Ministeriale, si deve ritenere che a decorrere dal

23 ottobre 2005 continui a trovare applicazione la classificazione sismica di tutti i

Comuni della Regione, stabilità, in via di prima applicazione, ai sensi del punto 3.

dell’Allegato 1 all’Ordinanza n.3274/2003”

Nell’Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri n. 3274/2003 "Primi

elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio



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nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica", pubblicata sul

Supplemento Ordinario n. 72 alla Gazzetta Ufficiale n. 105 dell'8 maggio 2003 il

comune di Argenta viene classificato in zona 2.

Nella figura seguente viene riportata la classificazione sismica a scala regionale

della Regione Emilia-Romagna.

Riclassificazione sismica dell'Emilia-Romagna in base all’Ordinanza del PCM

n. 3274 / 2003, il n° di comuni si riferisce all’intero territorio regionale.

Nelle norme tecniche allegate all’ordinanza del Presidente del Consiglio dei

Ministri n. 3274/2003 ogni zona sismica è contrassegnata da un diverso valore del

parametro ag (accelerazione orizzontale massima su suolo di categoria A).



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Nelle classificazioni definite dai decreti emessi fino al 1984 la sismicità era

definita attraverso il grado di sismicità S, nella classificazione proposta dal Gruppo di

Lavoro del 1998 vennero invece proposte tre categorie sismiche (prima, seconda e terza)

ed una categoria per i comuni Non Classificati, la nuova classificazione (Ordinanza del

PCM n.3274/2003) prevede invece la suddivisione in quattro zone numerate da 1 a 4.

Nello schema seguente si riporta la corrispondenza tra le diverse classificazioni.

Decreti fino al 1984 GdL 1998 Classificazione 2003

S = 12 Prima categoria Zona 1 S = 9 Seconda categoria Zona 2 S = 6 Terza categoria Zona 3

Non classificato Non classificato Zona 4

Con Decreto del Ministero delle Infrastrutture del 14/01/08 sono state approvate le

Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni (G.U. n°29 del 04/02/08); le “Nuove norme

tecniche per le costruzioni” sono in vigore, a partire dal 5 marzo 2008, contestualmente

alla norma transitoria che, fino al 30 giugno 2009 (Art 20 L.31 del 28 febbraio 2008), dà

la possibilità di operare – in alternativa – con le norme tecniche precedenti, a parte le

eccezioni di esclusiva competenza statale, di cui agli elenchi A e B dell’allegato 1 al

decreto 21 ottobre 2003 del Capo del DPC.

“Art.20. – (Regime transitorio per l’operatività della revisione delle norme

tecniche per le costruzioni). –1. Il termine di cui al comma 2-bis dell’articolo 5 del

decreto-legge 28 maggio 2004, n.136, convertito, con modificazioni, dalla legge 27

luglio 2004, n.186, già prorogato il 31 dicembre 2007, ai sensi dell’articolo 3, comma 4-



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bis, del decreto-legge 28 dicembre 2006, n.300, convertito, con modificazioni, dalla

legge 26 febbraio 2007, n.17, è differito al 30 giugno 2009.

La mappa di pericolosità sismica del territorio nazionale, riportata nella figura

seguente ed elaborata dall’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, approvata con

Ordinanza n.3519 del Presidente del Consiglio dei Ministri del 28 Aprile 2006, è

diventata la mappa di riferimento prevista dall'Ordinanza n.3274 del 2003, All.1.

In tale cartografia il comune di Argenta ricade in una zona con accelerazione

massima al suolo (amax) con probabilità di eccedenza del 10% in 50 anni riferita a soli

molto rigidi (Vs30>800 m/s; cat .A) compresa tra 0.150 e 0.175 g.

Estratto da “Mappa di pericolosità sismica del territorio nazionale”

riferimento Ordinanza del 20 marzo 2003 n.3274 All.1. espressa in

termine di accelerazione massima al suolo (amax) con probabilità di



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eccedenza del 10% in 50 anni riferita a suoli molto rigidi (Vs30>800 m/s;

cat .A .All.2.3.1)

Con Decreto del Ministero delle Infrastrutture del 14/01/08 sono state approvate le

Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni (G.U. n°29 del 04/02/08) nelle quali è

presente un allegato relativo alla pericolosità sismica del territorio nazionale, in

particolare è fornita la pericolosità sismica. Le azioni di progetto si ricavano, ai sensi

delle NTC, dalle accelerazioni ag e dalle relative forme spettrali, che sono definite, su

sito di riferimento rigido orizzontale, in funzione dei tre parametri ag (accelerazione

orizzontale massima del terreno), Fo (valore massimo del fattore di amplificazione dello

spettro in accelerazione orizzontale), Tc*(periodo di inizio del tratto a velocità costante

dello spettro in accelerazione orizzontale).

Di seguito sono riportati i valori di ag, Fo, Tc* relativi alla pericolosità sismica

dell’area oggetto d’intervento per vari tempi di ritorno.



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Nell’”Atto di indirizzo e cordinamento tecnico ai sensi dell’art.16, c.1, della L.R.

20/2000 per “Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia-Romagna per la

pianificazione territoriale e urbanistica”” nella tabella 2 dell’allegato 4°, sono riportati i

valori di accelerazione massima orizzontale di picco al suolo, espressa in frazione

dell’accelerazione di gravità g (arefg) per ogni comune della regione Emilia-Romagna.

In particolare per il comune di Argenta viene fornito un valore di arefg=0.160 g.

I noti eventi sismici verificatisi il 20 e 29 maggio aventi rispettivamente

magnitudine massima pari a 5,9 e 5,8 con epicentri localizzati nelle provincie di

Modena e Ferrara rappresentano una novità per quanto concerne le intensità massime

dei sismi storicamente registrati in quella zona. Pertanto, data la relativa vicinanza dei

sismi al sito oggetto della presente relazione, è presumibile ritenere che nel prossimo

futuro verrà aggiornata la vigente “Mappa di pericolosità sismica del territorio

nazionale”, con conseguente modifica delle accelerazioni attese al suolo anche per la

zona in oggetto.



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Epicentro sisma del 20/05/2012



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3.2 - MICROZONAZIONE SISMICA

Risposta sismica locale

Al fine verificare gli scenari di pericolosità sismica locale sulla base dell’Atto di

indirizzo e coordinamento tecnico ai sensi dell’art.16.c.1 della L.R.20/2000 per

“Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia Romagna per la

pianificazione territoriale e urbanistica” (D.G.R.n.2131 del 2/5/2007) sono state eseguite

analisi di primo secondo e terzo livello.

Analisi di primo livello

Le analisi di primo livello hanno lo scopo di identificare le caratteristiche fisiche

del territorio che possono determinare effetti locali (amplificazione del segnale sismico,

cedimenti, instabilità, fenomeni di liquefazione, etc).

Tra gli elementi da valutare sono segnalati:

1. depositi che possono determinare amplificazione (spessore > 5 m);

2. elementi morfologici che possono determinare amplificazione;

3. depositi suscettibili di amplificazione e cedimenti;

4. aree soggette ad instabilità dei versanti;

5. elementi che possono determinare effetti differenziali.

Per quello che riguarda il punto 1, ossia la presenza di litotipi che possono

determinare amplificazione, l’esame delle prove eseguite evidenzia la presenza di

depositi alluvionali con spessori superiori a 5 m, tali depositi possono provocare

fenomeni di amplificazioni.



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30

Per quello che riguarda il punto 2 l’analisi morfologica e topografica evidenzia

come l’area in esame sia nel complesso sub-pianeggiante e pertanto non siano presenti

elementi morfologici che possono determinare amplificazione.

Per quello che riguarda il punto 3 non si evidenzia la presenza di depositi con

spessore >5 m con litologie compatibili con i processi di liquefazione.

E’ noto che i materiali più suscettibili a fenomeni di liquefazione in seguito a

sollecitazioni sismiche sono quelli prettamente sabbiosi posti sotto falda a profondità

relativamente basse. Le conoscenze dei luoghi non hanno messo in evidenza terreni e

condizioni al contorno sfavorevoli.

I terreni di fondazione sono pertanto esenti da fenomeni di liquefazione e di

eccessivo addensamento in caso di terremoto.

Per quello che riguarda il punto 4, l’area dove insisteranno gli edifici è per lo più

sub-pianeggiante e non è interessata per un intorno significativo da fenomeni franosi

attivi o quiescenti.

Per quello che riguarda il punto 5 nell’area non sono presenti contatti laterali tra

litotipi con caratteristiche fisico-meccaniche molto diverse, al livello di imposta delle

future fondazioni, né sono presenti cavità sepolte.

Analisi di secondo livello

L’analisi di secondo livello prevede la definizione dei coefficienti di

amplificazione. E’ stata elaborata una cartografia di microzonazione sismica, e si è

calcolato il fattore di amplificazione secondo diversi metodi, in particolare secondo il



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31

metodo riportato nell’Allegato A2 dei già citati indirizzi della Regione Emilia

Romagna.

Il primo step del calcolo del valore di FA prevede la determinazione della velocità

equivalente delle onde di taglio per lo spessore considerato (Vs30) del deposito di

copertura secondo la formula:

Vs30 = 30/[ΣΣΣΣi=1,n (hi/Vsi)] hi = spessore in metri dello strato i-esimo (fino alla profondità di 30m); Vsi = velocità (in m/s) dello strato i-esimo (fino alla profondità di 30m).

I due intervalli di periodo nei quali viene calcolato il valore di FA per l’intensità di

Housner identificano le due principali classi di tipologie costruttive: in particolare

l’intervallo tra 0.1-0.5 s si riferisce a strutture edificatorie relativamente basse (massimo

4-5 piani), regolari e rigide, mentre l’intervallo 0.5-1.5 s si riferisce a strutture più alte e

più flessibili.

Considerando i valori di Vs30 stimati con metodi geofisici (sismica passiva –

metodologia dei microtremori, valore delle Vs30 assunto pari a 196 m/s) e ricadendo in

un ambito di pianura caratterizzato da un profilo stratigrafico costituito da alternanze di

sabbie e peliti, con spessori anche decametrici, talora con intercalazioni di orizzonti di

ghiaie con substrato profondo oltre i 100m, i fattori di amplificazione, ricavati dalla

tabella relativa alla “PIANURA 2”, sono i seguenti:

F.A. P.G.A. = 1,5 F.A. INTENSITA’ SPETTRALE - 0.1s < To < 0.5s = 1,8 F.A. INTENSITA’ SPETTRALE - 0.5s < To < 1.0s = 2.5



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Analisi di terzo livello

Il terzo livello di analisi, ai sensi della normatica regionale (ai sensi dell’art.16.c.1

della L.R.20/2000 per “Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia

Romagna per la pianificazione territoriale e urbanistica” e s.m.i.), è richiesto nelle

seguenti situazioni:

• aree soggette a liquefazione e densificazione;

• aree instabili e potenzialmente instabili;

• aree in cui le coperture hanno spessore fortemente variabile, come ad

esempio nelle aree pedemontane e di fondovalle a ridosso dei versanti;

• aree in cui è prevista la realizzazione di opere di rilevante interesse

pubblico.

Questo livello di analisi è quindi finalizzato a valutare l’effettivo grado di

pericolosità sismica locale delle aree instabili e potenzialmente instabili, di quelle

soggette a liquefazione e densificazione sempre ai fini della redazione della carta di

microzonazione.

Nel caso in oggetto l’area in questione non rientra nei casi sopra menzionati,

tuttavia, come si evince dalla scheda di comparto del PUA del Comune di Argenta, tale

analisi viene richiesta.



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34

Per tale livello di approfondimento per l’area oggetto di studio sono stati elaborati

la misura diretta del parametro Vs30 con prospezioni sismiche, gli spettri di risposta ed

è stata effettuata la verifica alla liquefazione dei terreni direttamente interessati dal

futuro intervento edificatorio.

STIMA DELLE VS30, VALUTAZIONE DELLA CATEGORIA DI

SOTTOSUOLO DI FONDAZIONE.

Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto è necessaria pertanto la

classificazione dei terreni compresi tra il piano di imposta delle future fondazioni ed un

substrato rigido di riferimento (bedrock): la classificazione può essere basata sulla

stima, nei primi 30 m di profondità dal piano di posa delle fondazioni dei valori:

� della velocità media delle onde sismiche di taglio Vs;

� di Nspt;

� di Cu.

� o mediante descrizione litostratigrafica.

I parametri della Vs sono stati determinati integrando i dati ricavati da prove di

sismica passiva (microtemori HVSR) eseguite direttamente sull’area.



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Il confronto tra la curva teorica (BLU) e quella sperimentale (ROSSO) e il

modello di Vs ha consentito di individuare il profilo delle Vs nei primi 30 m di

profondità dal p.c. (Vs30).

EXPERIMENTAL VS. SYNTHETIC H/V

Depth at the bottom of the layer [m]

Thickness [m] Vs [m/s] Poisson ratio

0.70 0.70 110 0.35 40.70 40.00 200 0.35 90.70 50.00 350 0.35

inf. inf. 470 0.35

Vs(0.0-30.0)=196m/s



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Nelle NTC 2008 per valutare l’effetto della risposta sismica locale si può fare

riferimento ad un approccio semplificato che si basa sull’individuazione di categorie di

sottosuolo di riferimento così come riportato nella tabella seguente.



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Estratto dalle NTC 2008 (tabella 3.2 – Categorie di sottosuolo)

Il valore di Vs30 ricavati a partire dal p.c. è compreso nell'intervallo che definisce

la CATEGORIA DI SOTTOSUOLO “C”.

PERIODI FONDAMENTALI DEI TERRENI

L'indagine sismica effettuata ha inoltre consentito la valutazione della frequenza

(o periodo) fondamentale di risonanza dei terreni indagati. Tale valutazione risulta di

notevole importanza se si considera che in caso di eventi sismici la struttura subisce



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38

danni notevolmente maggiori se essa presenta dei modi di vibrazioni con frequenze

prossime a quelle dei terreni.

Nakamura (1989) ha dimostrato che i massimi dei rapporti spettrali H/V

consentono di individuare correttamente la frequenza e quindi il periodo fondamentale

di risonanza per le onde S.

Il grafico HVSR mostra un picco, anche se non significativo, a 1 Hz circa al limite

del campo di frequenze di interesse ingegneristico (1÷10 Hz). Stimando una frequenza

fondamentale di risonanza dell'edificio in progetto pari a circa 7÷9 Hz, sono da

escludere, in via preliminare, fenomeni d’amplificazione sismica per effetti di doppia

risonanza (frequenza naturale edificio = frequenza naturale terreni di fondazione).



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Relazione tipica altezza edificio – frequenza di risonanza (es. Masi et al. 2007)

Regione in cui ricade l'edificio



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SPETTRI DI RISPOSTA

Trattandosi di un’”opera ordinaria” l’opera in progetto ha una vita nominale,

intesa come il numero di anni nel quale l’opera, purché soggetta alla manutenzione

ordinaria, deve potere essere usata per lo scopo al quale è destinata, pari a 50 anni.

TIPI DI COSTRUZIONE Vita Nominale

VN (in anni)

1 Opere provvisorie – Opere provvisionali - Strutture in fase costruttiva

≤10

2 Opere ordinarie, ponti, opere infrastrutturali e dighe di dimensioni contenute o di importanza normale

≥ 50

3 Grandi opere, ponti, opere infrastrutturali e dighe di grandi dimensioni o di importanza strategica

≥ 100

Vita nominale dei diversi tipi di opere (NTC 08)

La classe d’uso la struttura in progetto rientra nella classe III, caratteristica di

“Costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi” con riferimento alle

conseguenze di una interruzione di operatività o di un eventuale collasso, in presenza di

azioni sismiche.

Classe I: Costruzioni con presenza solo occasionale di persone, edifici agricoli.

Classe II:

Costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, senza contenuti pericolosi per l’ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali. Industrie con attività non pericolose per l’ambiente. Ponti, opere infrastrutturali, reti viarie non ricadenti in Classe d’uso III o in Classe d’uso IV, reti ferroviarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza. Dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti.

Classe III: Costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi. Industrie con attività pericolose per l’ambiente. Reti viarie extraurbane non ricadenti in Classe d’uso IV. Ponti e reti ferroviarie la cui interruzione provochi situazioni di emergenza. Dighe rilevanti per le conseguenze di un loro eventuale collasso.



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Classe IV:

Costruzioni con funzioni pubbliche o strategiche importanti, anche con riferimento alla gestione della protezione civile in caso di calamità. Industrie con attività particolarmente pericolose per l’ambiente. Reti viarie di tipo A o B, di cui al D.M. 5 novembre 2001, n. 6792, “Norme funzionali e geometriche per la costruzione delle strade”, e di tipo C quando appartenenti ad itinerari di collegamento tra capoluoghi di provincia non altresì serviti da strade di tipo A o B. Ponti e reti ferroviarie di importanza critica per il mantenimento delle vie di comunicazione, particolarmente dopo un evento sismico. Dighe connesse al funzionamento di acquedotti e a impianti di produzione di energia elettrica.

Classi d’uso (NTC 08)

Le azioni sismiche su ciascuna costruzione vengono valutate in relazione ad un

periodo di riferimento detto vita di riferimento VR che si ricava, per ciascun tipo di

costruzione, moltiplicandone la vita nominale VN per il coefficiente d’uso CU.

CLASSE D’USO I II III IV COEFFICIENTE C U 0.7 1.0 1.5 2.0

Valori del coefficiente d’uso CU (NTC 08)

Per la struttura in progetto la vita di riferimento VR risulta pari a 75 anni. CARATTERISTICHE SISMICHE DEL TERRENO Topografia: T1 (superficie pianeggiante) Categoria di suolo di fondazione: C STATI LIMITE E RELATIVE PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO

Nei confronti delle azioni sismiche gli stati limite, sia di esercizio che ultimi, sono

individuati riferendosi alle prestazioni della costruzione nel suo complesso, includendo

gli elementi strutturali, quelli non strutturali e gli impianti.

R N UV V C= ⋅



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Gli stati limite di esercizio sono:

Stato Limite di Operatività (SLO): a seguito del terremoto la costruzione nel

suo complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le

apparecchiature rilevanti alla sua funzione, non deve subire danni ed interruzioni d'uso

significativi;

Stato Limite di Danno (SLD): a seguito del terremoto la costruzione nel suo

complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali, le apparecchiature

rilevanti alla sua funzione, subisce danni tali da non mettere a rischio gli utenti e da non

compromettere significativamente la capacità di resistenza e di rigidezza nei confronti

delle azioni verticali ed orizzontali, mantenendosi immediatamente utilizzabile pur

nell’interruzione d’uso di parte delle apparecchiature.

Gli stati limite ultimi sono:

Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV): a seguito del terremoto la

costruzione subisce rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e

significativi danni dei componenti strutturali cui si associa una perdita significativa di

rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali; la costruzione conserva invece una parte

della resistenza e rigidezza per azioni verticali e un margine di sicurezza nei confronti

del collasso per azioni sismiche orizzontali;

Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC): a seguito del terremoto la

costruzione subisce gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici



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e danni molto gravi dei componenti strutturali; la costruzione conserva ancora un

margine di sicurezza per azioni verticali ed un esiguo margine di sicurezza nei confronti

del collasso per azioni orizzontali.

Le probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR , cui riferirsi per

individuare l’azione sismica agente in ciascuno degli stati limite considerati, sono

riportate nella tabella sottostante.

Stati Limite PVR: Probabilità di superamento nel periodo di riferimento VR Stati limite

di esercizio

SLO 81%

SLD 63%

Stati limite ultimi

SLV 10% SLC 5%

Probabilità di superamento PVR al variare dello stato limite considerato

Qualora la protezione nei confronti degli stati limite di esercizio sia di prioritaria

importanza, i valori di PVR forniti in tabella devono essere ridotti in funzione del grado

di protezione che si vuole raggiungere.

Ai fini della definizione dell’Azione Sismica di progetto occorre valutare gli

effetti che le condizioni stratigrafiche locali hanno sulla Risposta Sismica Locale.

Sulla base degli esiti dell’indagine bibliografica, il suolo di fondazione dell’area di

studio ricade come già detto nella categoria di tipo C.

Per la determinazione dell’azione sismica occorre considerare anche il contributo

derivante dalla morfologia superficiale. Per condizioni topografiche complesse occorre

predisporre specifiche analisi di Risposta Sismica Locale; nel caso in cui la topografia

non presenti particolare complessità, è possibile adottare la seguente classificazione:



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Trattandosi di zona pianeggiante, l’area in esame ricade nella categoria T1, a cui

non è attribuibile alcun fenomeno di amplificazione sismica legato alle condizioni

topografiche.

Dal punto di vista progettuale, lo spettro di risposta elastico in accelerazione

riveste particolare importanza nella definizione delle Azioni Sismiche da adottare.

Di seguito vengono riportati gli Spettri in accelerazione orizzontale e verticale

relativi agli stati limite per l’area di trasformazione, caratterizzati, come

precedentemente osservato, da probabilità di superamento differenti nel periodo di

riferimento VR.

Nel caso specifico, tali spettri si riferiscono a costruzioni con Classe dell'edificio

III (Coefficiente Cu = 1.5) e Vita nominale VN > 50 anni.



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CONSIDERAZIONI IN ORDINE ALLA STABILITÀ' DEL SITO N EI

CONFRONTI DELLA LIQUEFAZIONE

La liquefazione è il processo per il quale si giunge all'annullamento della

resistenza a taglio di terreni qualora sottoposti allo scuotimento di un terremoto.

Per liquefazione si intende l'annullamento di resistenza al taglio di terreni saturi

sotto sollecitazioni di taglio cicliche o monotoniche, in conseguenza delle quali il

terreno raggiunge una condizione di fluidità pari a quella di un fluido viscoso. Il

fenomeno, che si verifica in particolare nelle sabbie fini e nei limi in falda con densità

da media a bassa e a granulometria piuttosto uniforme, avviene quando la pressione

dell'acqua nei pori aumenta progressivamente fino ad eguagliare la pressione di

confinamento e conseguentemente la tensione efficace si riduce a zero.

In generale si può osservare che i depositi più facilmente liquefacibili sono i

terreni recenti, i terreni di bonifica ed in generale i depositi non consolidati caratterizzati

da: - profondità dello strato potenzialmente liquefacibile < 15 m dal p.c.;

- falda molto superficiale (profondità inferiore ai 5 m dal p.c.);

- densità relativa Dr < 60 %;

- diametro medio: 0,02 mm < D50 < 2 mm;

- frazione dei fini (diametro < 0.005 mm) < 15%

Le condizioni scatenanti che riguardano le caratteristiche sismiche sono:

- magnitudo M > 5.5;

- PGA > 0.15 g;

- durata > 15-20 sec.



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Per quanto concerne gli aspetti relativi alla stabilità del sito nei confronti del

fenomeno della liquefazione si fa presente che la vigente normativa tecnica per le

costruzioni (NTC08) precisa che la verifica a liquefazione può essere omessa quando si

manifesti almeno una delle seguenti circostanze:

1. eventi sismici attesi di magnitudo M<5;

2. accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di manufatti

(condizioni di campo libero) minori di 0,1 g;

3. profondità media stagionale della falda superiore a 15 metri dal piano

campagna, per piano campagna sub-orizzontale e strutture con fondazioni dirette

superficiali;

4. depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica normalizzata

(N1) 60>30 oppure qc1N>180, dove (N1)60 è il valore della resistenza determinata in

prove penetrometriche dinamiche (Standard Penetration Test) normalizzata ad una

tensione efficace verticale di 100 kPa e qc1N è il valore della resistenza determinata in

prove penetrometriche statiche (Cone Penetration Test) normalizzata ad una tensione

efficace verticale di 100 kPa;

5. distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate in a) della seguente

immagine, nel caso di terreni con coefficiente di uniformità Uc < 3,5, ed in b) della

medesima nel caso di terreni con coefficiente di uniformità Uc> 3,5 (b), dove Uc =

D60/D10 con D60 diametro equivalente passante al 60% e D10 diametro equivalente

passante al 10%.



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Fasce granulometriche suscettibili alla liquefazione

Considerato che nessuna delle cinque condizioni di cui sopra elencate è

soddisfatta occorre procedere alla valutazione del coefficiente di sicurezza alla

liquefazione alle profondità in cui sono presenti i terreni potenzialmente liquefacibili.

La verifica consiste nella stima alle varie profondità di un coefficiente di sicurezza

dato dal rapporto fra la resistenza alla liquefazione del terreno (CRR) e lo sforzo di

taglio ciclico indotto dal sisma (CSR).

Fs= CRR/CSR

Le verifiche possono essere di tipo puntuale (singoli livelli) o globale (sull'intera

colonna stratigrafica).

Il parametro CRR può essere ottenuto attraverso correlazioni semi-empiriche con

prove in sito (prove penetroetriche statiche, dinamiche (SPT) o mediante misura delle

velocità delle onde S.



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La grandezza CSR è funzione dell'accelerazione sismica orizzontale max in

superficie e della magnitudo.

Le NTC 2008 non indicano un valore specifico di Fs di riferimento, lasciando al

progettista la scelta e la motivazione del margine di sicurezza.

L'Eurocodice 8 suggerisce, nel caso di impiego di correlazioni semi-empiriche,

che un terreno debba essere considerato liquefacibile se lo sforzo di taglio indotto dal

terremoto superi l'80% della resistenza mobilitata dal terreno.

CSR >= 0.80 CRR

Questo comporta un coefficiente di sicurezza limite paria Fs = CRR/CSR = 1.25.

Adottando la metodologia di verifica dell'Eurocodice 8 il valore di Fs calcolato

dove essere maggiore di 1,25 per considerare i depositi non liquefacibili.

In accordo con la normativa vigente si è adottata una procedura di calcolo

semplificata.

Da prove penetrometriche statiche è posibile stimare la resistenza alla liquefazione

del terreno con il metodo di Robertson e Wride qui di seguito riportato.



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Per la verifica alla liquefazione sono stati utilizzati i dati provenienti dalla prova

penetrometrica CPT 1, un Magnitudo attesa di 5,5 (Richter) e una accelerazione attesa

di 0,160 g.



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Dalle prove penetrometriche statiche è posibile stimare la resistenza alla

liquefazione del terreno anche con il metodo grafico di Robertson e Campanella qui di

seguito riportato.

Il primo grafico valuta quali terreni (dal punto di vista litologico, sulla base dei

valori da CPT di resistenza di punta e laterale) sono suscettibili a liquefazione, il

secondo grafico valuta se effettivamente c'è possibilità di liquefazione.



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Dai calcoli eseguiti, il deposito è risultato non liquefacibile, considerando tuttavia

l'ambiente di deposizione dei sedimenti OLOCENICI presenti nell'area, trattandosi di

depositi di piana deltizia in prossimità di un paleoalveo del Fiume Reno, si ritiene che

tali depositi, caratterizzati da una bassa propensione ai fenomeni di liquefazione, non

siano in assoluto esenti da fenomenti di liquefazione.



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A tal proposito si riporta la valutazione della suscettibilità alla liquefazione dei

terreni in base all’età ed ai tipi di depositi (Youd e Perkins, 1978) e la Carta dei caratteri

predisponenti la liquefazione per il comune di Argenta.

.

Tabella per la valutazione della suscettibilità alla liquefazione (Youd e Perkins, 1978)



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Carta dei caratteri predisponenti la liquefazione



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4 - STIMA DEL VALORE DI PROGETTO DELLA RESISTENZA DEL TERRENO (Rd) PER LE VERIFICHE NEI CONFRONTI DEGLI S TATI LIMITE ULTIMI (SLU) (NTC 2008)

In base al contesto litostratigrafico esistente e sulla base dei parametri di

resistenza dedotti dalle singole prove geognostiche, si riportano, qui di seguito, i criteri

utilizzati per la determinazione della capacità portante ammissibile del terreno di

fondazione dell'area.

La scelta dei parametri geotecnici per la verifica della stabilità del terreno di

fondazione è stata fatta:

1) in base al tipo di problema geotecnico in questione;

2) sulla base della storia tensionale e della litologia del deposito in oggetto

secondo i passaggi procedurali qui di seguito schematizzati:

tipo di problema geotecnico: "carico" �

condizioni critiche per la stabilità: "a breve scadenza" �

determinazione dei parametri di resistenza: "Cu" (coesione non drenata) e "φ" (angolo d'attrito interno)

Per quanto concerne la verifica della stabilità del terreno di fondazione è

essenziale stabilire innanzitutto le condizioni più critiche per la stessa e quindi operare

una scelta opportuna dei parametri geotecnici da utilizzare.

Nei terreni coesivi e semicoesivi (limi ed argille) poco permeabili l'applicazione di

carichi al terreno induce delle tensioni che generano sovrappressioni nei pori del mezzo



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62

sollecitato: le condizioni più critiche per la stabilità del terreno di fondazione sono

quelle iniziali; la verifica della stabilità dell'opera di fondazione va perciò effettuata in

condizioni non drenate, cioè a breve termine, utilizzando la resistenza al taglio del

terreno in termini di tensioni totali, vale a dire con tf = Cu ed assumendo come angolo

d'attrito interno φ = 0.

Nei terreni granulari (sabbie e ghiaie) l'applicazione di sovraccarichi non ingenera

sovrappressioni interstiziali dei fluidi presenti, a causa dell'elevata permeabilità tipica di

questi tipi di terreni: i parametri di resistenza impiegati per la verifica di stabilità sono

quindi espressi in termini di tensioni efficaci, poichè fanno riferimento a condizioni

drenate del terreno; di conseguenza si assumerà φ' ≠ 0 e coesione nulla c = 0.

Le considerazioni che seguono si basano su criteri teorici attualmente convalidati

ed opportunamente applicati al caso in questione in base al presente contesto geologico-

morfologico ed ipotizzando l'utilizzo di una fondazione diretta a plinto isolata.

Pur rimandando al progettista calcolatore delle strutture ogni ipotesi progettuale,

in base al contesto litostratigrafico esistente e sulla base dei parametri geotecnici di

resistenza stimati nel presente lavoro, si riporta qui di seguito il criterio utilizzato per la

stima di massima del valore di progetto della resistenza del terreno (Rd) impiegando una

fondazione diretta a plinto con dimensioni pari a 3m x 3m.

La pressione di contatto limite ultima di un corpo di carico è quella pressione

raggiunta per la quale non è più possibile alcuna forma di equilibrio del terreno.



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Per la stima del valore di progetto di massima della resistenza del terreno Rd di

fondazione vengono utilizzati metodi noti in letteratura.

Per tale scopo si è ipotizzato una profondità media di incastro pari a 2 m

dall'attuale p.c..

Si sono utilizzati valori caratteristici dei parametri geotecnici intesi come stima

ragionata e cautelativa dei valori dei parametri nello stato limite considerato ed il

modello geotecnico rappresentativo del volume significativo di terreno interessato dalle

sollecitazioni.

Secondo le istruzioni del CSLP appare giustificato il riferimento a valori prossimi

ai valori medi quando nello stato limite considerato è coinvolto un elevato volume di

terreno con possibile compensazione delle eterogeneità o quando in presenza di strutture

di sufficiente rigidezza si ha il trasferimento delle azioni dalle zone meno resistenti a

quelle più resistenti.

Si sono eseguite le seguenti stime per la capacità portante del terreno

(progettazione per le azioni sismiche) in condizioni non drenate (a breve termine) ed in

condizioni a lungo termine (drenate).

La falda viene considerata, per ragioni cautelative, interferente con il piano

fondazionale.

Le stime di capacità portante per l’azione sismica agli SLU sono di seguito

condotte per lo SLV in condizioni non drenate e drenate per carico limite dell’insieme

fondazione-terreno con l’approccio progettuale 2 (DA2) (combinazione unica STR-

GEO) applicando un coefficiente globale γr = 2,3 (Capacità Portante).



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B Larghezza fondazione

(m)

L Lunghezza fondazione

(m)

D Profondità di incastro

(m) 3 3 2



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CALCOLO PORTANZA IN CONDIZIONI NON DRENATE DATI GENERALI ====================================================== Azione sismica NTC 2008 Larghezza fondazione 3.0 m Lunghezza fondazione 3.0 m Profondità piano di posa 2.0 m Altezza di incastro 2.0 m Profondità falda 1.5 ====================================================== SISMA ====================================================== Accelerazione massima (ag/g) 0.264 Effetto sismico secondo NTC(C7.11.5.3.1) Fattore di struttura [q] 3 Periodo fondamentale vibrazione [T] 0.25 Coefficiente intensità sismico terreno [Khk] 0.0634 Coefficiente intensità sismico struttura [Khi] 0.2237 ====================================================== Coefficienti sismici [N.T.C.] ======================================================================== Dati generali Tipo opera: 2 - Opere ordinarie Classe d'uso: Classe III Vita nominale: 50.0 [anni] Vita di riferimento: 75.0 [anni] Parametri sismici su sito di riferimento Categoria sottosuolo: C Categoria topografica: T1

S.L. Stato limite

TR Tempo ritorno

[anni]

ag [m/s²]

F0 [-]

TC* [sec]

S.L.O. 45.0 0.54 2.48 0.27 S.L.D. 75.0 0.7 2.46 0.28 S.L.V. 712.0 1.83 2.54 0.28 S.L.C. 1462.0 2.41 2.48 0.29

Coefficienti sismici orizzontali e verticali Opera: Stabilità dei pendii e Fondazioni

S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0.81 0.2 0.0165 0.0083 S.L.D. 1.05 0.2 0.0214 0.0107 S.L.V. 2.5905 0.24 0.0634 0.0317 S.L.C. 3.2157 0.28 0.0918 0.0459



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STRATIGRAFIA TERRENO Corr: Parametri con fattore di correzione (TERZAGHI) DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico; Ed: Modulo Edometrico; Ni: Poisson; Cv: Coeff. consolidaz. primaria; Cs: Coeff. consolidazione secondaria; cu: Coesione non drenata

DH [m]

Gam [kN/m³]

Gams [kN/m³]

Fi [°]

Fi Corr. [°]

c [kN/m²]

c Corr. [kN/m²]

cu [kN/m²]

Ey [kN/m²]

Ed [kN/m²]

Ni Cv [cmq/s]

Cs

10.0 19.0 20.5 12.5 12.5 12.5 12.5 65.0 15000.0 0.0 0.0 0.0 0.0 5.0 19.5 21.0 17.5 17.5 17.5 17.5 85.0 20000.0 0.0 0.0 0.0 0.0

Carichi di progetto agenti sulla fondazione

Nr. Nome combinazion

e

Pressione normale di progetto [kN/m²]

N [kN]

Mx [kN·m]

My [kN·m]

Hx [kN]

Hy [kN]

Tipo

1 A1+M1+R3 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Progetto 2 Sisma 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Progetto 3 S.L.E. 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Servizio 4 S.L.D. 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Servizio

Sisma + Coeff. parziali parametri geotecnici terreno + Resistenze

Nr Correzione Sismica

Tangente angolo di

resistenza al taglio

Coesione efficace

Coesione non drenata

Peso Unità volume in fondazione

Peso unità volume

copertura

Coef. Rid. Capacità portante verticale

Coef.Rid.Capacità

portante orizzontale

1 No 1 1 1 1 1 2.3 1.1 2 Si 1 1 1 1 1 2.3 1.1 3 No 1 1 1 1 1 1 1 4 No 1 1 1 1 1 1 1

CARICO LIMITE FONDAZIONE COMBINAZIONE...A1+M1+R3 Autore: Brinch - Hansen 1970 Carico limite [Qult] 546.58 kN/m² Resistenza di progetto[Rd] 237.64 kN/m² Fattore sicurezza [Fs=Qult/Ed] -- COEFFICIENTE DI SOTTOFONDAZIONE BOWLES (1982) Costante di Winkler 21863.28 kN/m³

A1+M1+R3



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67

Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.2 Fattore profondità [Dc] 1.27 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 546.58 kN/m² Resistenza di progetto 237.64 kN/m² ======================================================

Sisma Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.2 Fattore profondità [Dc] 1.27 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 546.58 kN/m² Resistenza di progetto 237.64 kN/m² ======================================================



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68

CALCOLO PORTANZA CONDIZIONI DRENATE DATI GENERALI ====================================================== Azione sismica NTC 2008 Larghezza fondazione 3.0 m Lunghezza fondazione 3.0 m Profondità piano di posa 2.0 m Altezza di incastro 2.0 m Profondità falda 1.5 ====================================================== SISMA ====================================================== Accelerazione massima (ag/g) 0.264 Effetto sismico secondo NTC(C7.11.5.3.1) Fattore di struttura [q] 3 Periodo fondamentale vibrazione [T] 0.25 Coefficiente intensità sismico terreno [Khk] 0.0634 Coefficiente intensità sismico struttura [Khi] 0.2237 ====================================================== Coefficienti sismici [N.T.C.] ======================================================================== Dati generali Tipo opera: 2 - Opere ordinarie Classe d'uso: Classe III Vita nominale: 50.0 [anni] Vita di riferimento: 75.0 [anni] Parametri sismici su sito di riferimento Categoria sottosuolo: C Categoria topografica: T1

S.L. Stato limite

TR Tempo ritorno

[anni]

ag [m/s²]

F0 [-]

TC* [sec]

S.L.O. 45.0 0.54 2.48 0.27 S.L.D. 75.0 0.7 2.46 0.28 S.L.V. 712.0 1.83 2.54 0.28 S.L.C. 1462.0 2.41 2.48 0.29

Coefficienti sismici orizzontali e verticali Opera: Stabilità dei pendii e Fondazioni

S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0.81 0.2 0.0165 0.0083 S.L.D. 1.05 0.2 0.0214 0.0107 S.L.V. 2.5905 0.24 0.0634 0.0317 S.L.C. 3.2157 0.28 0.0918 0.0459



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STRATIGRAFIA TERRENO Corr: Parametri con fattore di correzione (TERZAGHI) DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico; Ed: Modulo Edometrico; Ni: Poisson; Cv: Coeff. consolidaz. primaria; Cs: Coeff. consolidazione secondaria; cu: Coesione non drenata

DH [m]

Gam [kN/m³]

Gams [kN/m³]

Fi [°]

Fi Corr. [°]

c [kN/m²]

c Corr. [kN/m²]

cu [kN/m²]

Ey [kN/m²]

Ed [kN/m²]

Ni Cv [cmq/s]

Cs

10.0 19.0 20.5 12.5 12.5 12.5 12.5 65.0 15000.0 0.0 0.0 0.0 0.0 5.0 19.5 21.0 17.5 17.5 17.5 17.5 85.0 20000.0 0.0 0.0 0.0 0.0

Carichi di progetto agenti sulla fondazione

Nr. Nome combinazion

e

Pressione normale di progetto [kN/m²]

N [kN]

Mx [kN·m]

My [kN·m]

Hx [kN]

Hy [kN]

Tipo

1 A1+M1+R3 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Progetto 2 Sisma 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Progetto 3 S.L.E. 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Servizio 4 S.L.D. 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 Servizio

Sisma + Coeff. parziali parametri geotecnici terreno + Resistenze

Nr Correzione Sismica

Tangente angolo di

resistenza al taglio

Coesione efficace

Coesione non drenata

Peso Unità volume in fondazione

Peso unità volume

copertura

Coef. Rid. Capacità portante verticale

Coef.Rid.Capacità

portante orizzontale

1 No 1 1 1 1 1 2.3 1.1 2 Si 1 1 1 1 1 2.3 1.1 3 No 1 1 1 1 1 1 1 4 No 1 1 1 1 1 1 1

CARICO LIMITE FONDAZIONE COMBINAZIONE...Sisma Autore: Brinch - Hansen 1970 Carico limite [Qult] 353.66 kN/m² Resistenza di progetto[Rd] 153.77 kN/m² Fattore sicurezza [Fs=Qult/Ed] -- COEFFICIENTE DI SOTTOFONDAZIONE BOWLES (1982) Costante di Winkler 14146.46 kN/m³

A1+M1+R3



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70

Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 3.12 Fattore [Nc] 9.54 Fattore [Ng] 0.7 Fattore forma [Sc] 1.32 Fattore profondità [Dc] 1.27 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.22 Fattore profondità [Dq] 1.18 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.7 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 358.66 kN/m² Resistenza di progetto 155.94 kN/m² ======================================================

Sisma Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 3.12 Fattore [Nc] 9.54 Fattore [Ng] 0.7 Fattore forma [Sc] 1.32 Fattore profondità [Dc] 1.27 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.22 Fattore profondità [Dq] 1.18 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.7 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.37 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 353.66 kN/m² Resistenza di progetto 153.77 kN/m²



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71

======================================================

Le simulazioni di cui sopra, per la stima della capacità portante, hanno fornito un

valore minimo stimato di progetto Rd della resistenza del terreno (resistenza del sistema

geotecnico) pari a circa 2,3 Kg/cm2 in condizioni non drenate e paria a circa 1,5 Kg/cm2,

in condizioni drenate.

5 – CEDIMENTI

I cedimenti dei terreni di fondazione, com’è noto, risultano generalmente costituiti

dai contributi dovuti a fenomeni immediati e di consolidazione; quelli di consolidazione

si dilazionano nel tempo all'interno dei terreni fini coesivi, quelli immediati fanno

sentire i loro effetti principalmente in presenza di terreni granulari, esaurendosi al

termine dell'imposizione dei carichi e cioè nel momento in cui sono completate le opere

d'arte.

Per quanto riguarda l'entità dei cedimenti delle strutture fondazionali si devono

fare le seguenti premesse e considerazioni:

• i terreni sono di tipo coesivo-semicoesivo a partire dalla quota di circa 1 m dal

p.c. sino a 15 m circa dal p.c.;

• facendo riferimento alla stratigrafia peculiare del sito (modello geologico), il

bulbo di pressione indotto dai plinti di fondazione coinvolgerà lo strato denominato B;



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72

MODELLO GEOLOGICO

Strato Profondità strato da p.c. [m] Litologia

A 0,00m ÷1,00m Riporto e/o terreno vegetale.

B 1,00m ÷ 10,00m

Alternanza di limi argillosi e argille limose da poco

consistenti a moderatamente consistenti; presenti a

tratti sottili lenti sabbiose.

C 10,00m ÷ 15,0m

Alternanza di limi argillosi e argille limose

moderatamente consistenti; presenti a tratti sottili lenti

sabbiose.

• i terreni di fondazione, a natura coesiva, direttamente interessati dai carichi

statici (B) presentano valori medi dei moduli elastici nel complesso dell’ordine dei 15

MPa;

• le verifiche dei cedimenti nei confronti degli stati limite d’esercizio, in assenza

di azioni sismiche, riguardano i cedimenti in regime statico; il concetto essenziale

comporta che nelle verifiche agli SLE il cedimento di progetto debba essere minore di

una determinata soglia critica, pregiudizievole alla funzionalità della struttura.

Presupponendo di posare le strutture di fondazione a profondità di circa -2 m

dall'attuale p.c., la stima dell'entità massima dei cedimenti viene effettuata secondo la

teoria dell'elasticità considerando:

• un diagramma semplificato di carico di tipo rettangolare;

• moduli elastici desunti dalle prove in situ;

• l'applicazione della seguente formula generale: S = [σ (1 −µµµµ2) / E] × H.

in cui: σ = pressione unitaria d’esercizio E = modulo elastico



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73

µ = coefficiente di Poisson H = larghezza fondazione

Considerando un modulo elastico medio per i depositi coesivi presenti pari a 15

MPa e un coefficiente di Poisson pari a 0,3, si è stimato un cedimento dell'ordine di

circa 0,025 m (2,5 cm) per i terreni fini (strato B), ciò considerando una pressione

massima unitaria d'esercizio sui terreni pari a 1,25 Kg/cm2.

Tale entità del cedimento è di poco interesse per quanto concerne il decorso dello

stesso (consolidamento), trattandosi di una struttura isostatica.



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74

6 – CONCLUSIONI

La presente relazione geologica-geotecnica e sismica ha analizzato i risultati delle

indagini geognostiche in situ e delle prospezioni sismiche, dello studio geologico-

sismico e della parametrizzazione geotecnica dei terreni di fondazione di un’area, sita in

Comune di Argenta (FE) in Via Natale Gaiba, su cui è prevista la realizzazione di un

edificio commerciale.

L’intervento in progetto prevede la realizzazione di un edificio ad un piano

fuoriterra e l'impiego di fondazioni dirette a plinto isolate.

Scopo del presente lavoro è quello di fornire un quadro generale geologico-

morfologico-idrogeologico e sismico di tutta l'area interessata dal progetto e di

caratterizzare dal punto di vista geotecnico e geomeccanico tutte le litologie presenti,

per permettere ai progettisti delle strutture di poter operare le scelte del caso.

Ai sensi dell’art.16.c.1 della L.R.20/2000 per “Indirizzi per gli studi di

microzonazione sismica in Emilia Romagna per la pianificazione territoriale e

urbanistica” sono state eseguite analisi di primo, secondo e terzo livello.

Il territorio oggetto di intervento ricade nel Comune di Argenta, classificato a

media sismicità (Zona 2) ai sensi dell’Ordinanza del Presidente del Consiglio dei

Ministri (n. 3274 – 20 marzo 2003 – G.U. n. 105 dell’8-5-2003) “Primi elementi in



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75

materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di

normative tecniche per le costruzioni in zona sismica”.

Ai fini della definizione della azione sismica di progetto, i terreni di fondazione

presenti lungo la verticale dell’area d’intervento, da quanto si è potuto sino ad ora

accertare nei primi 30 m di profondità, appartengono alla categoria “C” (Depositi

caratterizzati da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s, ai sensi dell’Ordinanza

del Presidente del Consiglio dei Ministri (n. 3274 – 20 marzo 2003 – G.U. n. 105 dell’8-

5-2003 e s.m.i.).

L’analisi di microzonazione sismica ha evidenziato, in via preliminare, la non

probabilità che si possano verificare fenomeni d’amplificazione sismica per effetti di

doppia risonanza (frequenza naturale edificio = frequenza naturale terreni di

fondazione).

Le verifiche in ordine alla stabilità' del sito nei confronti della liquefazione,

eseguite in accordo alla normativa vigente, hanno consentito di considerare i depositi

presenti nei primi 15 metri di profondità come non liquefacibili.

Si pone tuttavia l'attenzione sul fatto che l'area in oggetto si trova a ridosso di un

paleoalveo del Fiume Reno e si ritiene che tali depositi non siano in assoluto esenti da

fenomenti di liquefazione.

Ad ogni buon conto, in ordine alla problematica dei fenomeni di liquefazione, si

suggerisce di valutare l'ipotesi di impiego di fondazioni profonde e/o similari o



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76

interventi finalizzati alla mitigazione del rischio di liquefazione: ciò in considerazione

dell’importanza dell’opera edificatoria prevista (Classe d'uso III) e a tutela

dell’investimento immobiliare. Tale soluzione di progetto (adozione di fondazioni

indirette) è peraltro indicata per far fronte ai fenomeni di consolidamento post-sismici

che possono occorrere ai terreni fini a medio-basso grado di consistenza.

I terreni di fondazione direttamente interessati dai futuri carichi statici, costituiti in

superficie prevalentemente da limi ed argille, risentono per loro natura delle variazioni

del contenuto d’acqua e della conseguente variazione del grado di saturazione dando

luogo a fenomeni di rigonfiamento o di ritiro stagionale.

Si prescrive pertanto di attestare le future fondazioni di tipo diretto ad una

profondità non inferiore a circa -1,5- -2 m circa dal p.c.; ciò permetterà di bypassare

quelle litologie interessate dal gelo e dalle significative variazioni di umidità stagionali

responsabili in primis dei fenomeni di rigonfiamento e ritiro sopra esposti.

La simulazione delle verifiche per l’azione sismica agli SLU, per la capacità

portante, sono state condotte per lo SLV in condizioni non drenate e drenate, per carico

limite dell’insieme fondazione-terreno con l’approccio progettuale 2 (DA2)

(combinazione unica STR-GEO), applicando un coefficiente globale γr = 2,3 (Capacità

Portante); le verifiche hanno fornito un valore minimo stimato di progetto Rd della

resistenza del terreno (resistenza del sistema geotecnico) pari a circa 2,3 Kg/cm2 in

condizioni non drenate e paria a circa 1,5 Kg/cm2, in condizioni drenate.



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77

La presente relazione ha preso in esame uno stato di fatto ed ha inteso evidenziare

le problematiche tecniche che si potranno incontrare; tuttavia in corso d’opera si

potranno apportare adeguamenti progettuali ritenuti più idonei alla realtà geologico-

morfologica che si andrà a rilevare nel dettaglio.

Quanto sopra rientra nei criteri generali stabiliti dalle norme in vigore, in

particolare dal D.M. 11/3/88 “Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle

rocce...”, dove si sottolinea che le indagini in fase di progetto, per quanto possano essere

estese e approfondite, non sono generalmente sufficienti a definire nei dettagli le reali

situazioni geologiche e geomeccaniche e che quindi l’ipotesi progettuale va

costantemente affinata in corso d’opera.

In fase d’esecuzione degli scavi e realizzazione dei corpi fondazionali è buona e

consolidata prassi verificare, mediante supervisione geologica, le considerazioni di

natura geologico-geotecnica assunte in questo elaborato.

Parma, 31 luglio 2012

il geologo

Dott. Alberto Trivioli



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ALLEGATO 1

PROVE PENETROMETRICHE

Dott. Geol. Alberto Trivioli

Committente: Eurospin

Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.

Profondità Falda: -1.50

NOTE:

PROVA n. 1

Profondità Resistenza Resistenza Resistenza Rp Rl Rt Rp/Rl Cu φu Eu Litologia

(metri) alla punta laterale totale Kg/cm² Kg/cm² T - Kg/cm² ° Kg/cm² Norme AGI '770

0.2

0.4 0 0.20 0.00 0 0.00 #NUM! 0 argille organiche0.6 21 24 21 0.60 0.00 35 1.05 23.51 315 limi e sabbie limose0.8 29 38 29 0.40 0.00 72 1.45 25.69 435 sabbie e sabbie con ghiaia1 27 33 27 0.70 0.00 38 1.35 25.21 405 limi e sabbie limose

1.2 23 34 23 0.70 0.00 32 1.15 24.13 345 limi e sabbie limose1.4 9 20 9 0.40 0.00 22 0.45 17.43 135 limi e argille1.6 12 18 12 0.60 0.00 20 0.60 19.54 180 limi e argille1.8 12 21 12 0.60 0.00 20 0.60 19.54 180 limi e argille2 14 23 14 0.90 0.00 15 0.70 20.66 210 limi e argille

2.2 16 30 16 0.90 0.00 17 0.80 21.61 240 limi e argille2.4 14 28 14 1.00 0.00 14 0.70 20.66 210 limi e argille2.6 12 27 12 0.50 0.00 24 0.60 19.54 180 limi e argille2.8 10 18 10 0.50 0.00 20 0.50 18.21 150 limi e argille3 15 23 15 0.50 0.00 30 0.75 21.15 225 limi e argille




6.2 26 38 26 0.70 0.00 37 1.30 24.96 390 limi e sabbie limose6.4 18 29 18 0.40 0.00 45 0.90 22.44 270 limi e sabbie limose6.6 19 25 19 1.00 0.00 19 0.95 22.81 285 limi e argille6.8 12 27 12 0.40 0.00 30 0.60 19.54 180 limi e argille

Dic. 2011

PROVA PENETROMETRICA STATICA "CPT" (AGI 1977)

(cone penetration test)

LETTURE DI CAMPAGNA ELABORAZIONE DATI


7 21 27 21 1.00 0.00 21 1.05 23.51 315 limi e argille7.2 13 28 13 0.70 0.00 18 0.65 20.12 195 limi e argille7.4 9 20 9 0.50 0.00 18 0.45 17.43 135 limi e argille7.6 9 17 9 0.50 0.00 18 0.45 17.43 135 limi e argille7.8 11 19 11 0.4 0.00 27 0.55 18.91 165 limi e argille8 12 18 12 0.7 0.00 17 0.60 19.54 180 limi e argille

8.2 18 29 18 1.1 0.00 16 0.90 22.44 270 limi e argille8.4 17 34 17 1.1 0.00 15 0.85 22.04 255 limi e argille8.6 15 32 15 1.1 0.00 13 0.75 21.15 225 limi e argille8.8 18 35 18 1 0.00 18 0.90 22.44 270 limi e argille9 16 31 16 0.9 0.00 17 0.80 21.61 240 limi e argille


10.2 24 42 24 1.1 0.00 21 1.20 24.42 360 limi e argille10.4 24 41 24 0.7 0.00 34 1.20 24.42 360 limi e sabbie limose10.6 23 34 23 0.3 0.00 76 1.15 24.13 345 sabbie e sabbie con ghiaia10.8 23 28 23 1.3 0.00 17 1.15 24.13 345 limi e argille11 21 41 21 1.5 0.00 14 1.05 23.51 315 limi e argille


12.2 30 51 30 2.4 0.00 12 1.50 25.91 450 limi e argille12.4 27 63 27 1.6 0.00 16 1.35 25.21 405 limi e argille12.6 26 50 26 1.9 0.00 13 1.30 24.96 390 limi e argille12.8 29 58 29 1.9 0.00 15 1.45 25.69 435 limi e argille13 38 67 38 2 0.00 19 1.90 27.46 570 limi e argille


14.2 32 47 32 1.4 0.00 22 1.60 26.34 480 limi e argille14.4 25 46 25 1.4 0.00 17 1.25 24.70 375 limi e argille14.6 20 41 20 2 0.00 10 1.00 23.17 300 argille organiche14.8 29 59 29 1.6 0.00 18 1.45 25.69 435 limi e argille


PROVA n. 1

010

2030

4050

6070

8090

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Pro

f. (

m)

RE

SIS

TE

NZ

A A

LL

A P

UN

TA

-R

p (

Kg

/cm

q)

0.00

1.00

2.00

3.00

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Pro

f. (

m)

RE

SIS

TE

NZ

A U

NIT

AR

IA

DI A

TT

RIT

O L

AT

ER

AL

E

LO

CA

LE

R

l (K

g/c

mq

)


PROVA n. 1

05

1015

2025

3035

4045

5055

6065

7075

8085

9095

100

0.6

1.6

2.6

3.6

4.6

5.6

6.6

7.6

8.6

9.6

10.6

11.6

12.6

13.6

14.6

Pro

f.

(m)

RA

PP

OR

TO

F =

Rp

/Rl

(Rac

com

and

azio

ni

AG

I 19

77)

TORBE E ARGILLE ORGANICHE

LIMI ED ARGILLE

LIMI SABBIOSI E SABBIE LIMOSE

SABBIE E SABBIE CON GHIAIA

RIC

ON

OS

CIM

EN

TO

DI

MA

SS

IMA

DE

I TE

RR

EN

I:

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15

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lim

ose

-F >

60

sab

bie

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abb

ie

co

n g

hia

ia



Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.


NOTE:

PROVA n. 2



0.2

0.4 0 0.20 0.00 0 0.00 #NUM! 0 argille organiche0.6 12 15 12 0.40 0.00 30 0.60 19.54 180 limi e argille0.8 22 28 22 0.40 0.00 55 1.10 23.83 330 limi e sabbie limose1 25 31 25 0.70 0.00 35 1.25 24.70 375 limi e sabbie limose






6.2 26 38 26 0.70 0.00 37 1.30 24.96 390 limi e sabbie limose6.4 18 29 18 0.40 0.00 45 0.90 22.44 270 limi e sabbie limose6.6 19 25 19 1.00 0.00 19 0.95 22.81 285 limi e argille6.8 16 31 16 0.60 0.00 26 0.80 21.61 240 limi e argille

Dic. 2011






8.2 18 29 18 1.1 0.00 16 0.90 22.44 270 limi e argille8.4 17 34 17 1.1 0.00 15 0.85 22.04 255 limi e argille8.6 15 32 15 1.1 0.00 13 0.75 21.15 225 limi e argille8.8 18 35 18 1 0.00 18 0.90 22.44 270 limi e argille9 18 33 18 1 0.00 18 0.90 22.44 270 limi e argille


10.2 24 42 24 1.1 0.00 21 1.20 24.42 360 limi e argille10.4 24 41 24 0.7 0.00 34 1.20 24.42 360 limi e sabbie limose10.6 23 34 23 0.7 0.00 32 1.15 24.13 345 limi e sabbie limose10.8 23 34 23 1.3 0.00 17 1.15 24.13 345 limi e argille11 21 41 21 1.5 0.00 14 1.05 23.51 315 limi e argille




14.2 22 37 22 1.2 0.00 18 1.10 23.83 330 limi e argille14.4 21 39 21 1.3 0.00 16 1.05 23.51 315 limi e argille14.6 20 40 20 1.2 0.00 16 1.00 23.17 300 limi e argille14.8 26 44 26 1.6 0.00 16 1.30 24.96 390 limi e argille


PROVA n. 2

010

2030

4050

6070

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Pro

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m)

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Kg

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m)

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g/c

mq

)


PROVA n. 2

05

1015

2025

3035

4045

5055

6065

7075

8085

9095

100

0.6

1.6

2.6

3.6

4.6

5.6

6.6

7.6

8.6

9.6

10.6

11.6

12.6

13.6

14.6

Pro

f.

(m)

RA

PP

OR

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Rp

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Rac

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and

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AG

I 19

77)


LIMI ED ARGILLE



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I:

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ia



Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.


NOTE:

PROVA n. 3



0.2

0.4 0 0.20 0.00 0 0.00 #NUM! 0 argille organiche0.6 26 29 26 0.80 0.00 32 1.30 24.96 390 limi e sabbie limose0.8 27 39 27 0.80 0.00 33 1.35 25.21 405 limi e sabbie limose1 25 37 25 0.70 0.00 35 1.25 24.70 375 limi e sabbie limose

1.2 28 39 28 0.70 0.00 40 1.40 25.46 420 limi e sabbie limose1.4 18 29 18 0.40 0.00 45 0.90 22.44 270 limi e sabbie limose1.6 12 18 12 0.60 0.00 20 0.60 19.54 180 limi e argille1.8 12 21 12 0.60 0.00 20 0.60 19.54 180 limi e argille2 18 27 18 1.00 0.00 18 0.90 22.44 270 limi e argille





6.2 22 34 22 0.50 0.00 44 1.10 23.83 330 limi e sabbie limose6.4 22 30 22 0.50 0.00 44 1.10 23.83 330 limi e sabbie limose6.6 21 29 21 0.70 0.00 30 1.05 23.51 315 limi e argille6.8 23 34 23 0.60 0.00 38 1.15 24.13 345 limi e sabbie limose7 24 33 24 0.90 0.00 26 1.20 24.42 360 limi e argille

Dic. 2011











13.2 30 56 30 1.9 0.00 15 1.50 25.91 450 limi e argille13.4 32 61 32 1.7 0.00 18 1.60 26.34 480 limi e argille13.6 31 57 31 1.7 0.00 18 1.55 26.13 465 limi e argille13.8 32 58 32 1.7 0.00 18 1.60 26.34 480 limi e argille14 35 61 35 1 0.00 35 1.75 26.93 525 limi e sabbie limose

14.2 32 47 32 1.2 0.00 26 1.60 26.34 480 limi e argille14.4 31 49 31 1.3 0.00 23 1.55 26.13 465 limi e argille14.6 32 52 32 1.2 0.00 26 1.60 26.34 480 limi e argille14.8 34 52 34 1.6 0.00 21 1.70 26.74 510 limi e argille


PROVA n. 3

010

2030

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m)

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m)

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PROVA n. 3

05

1015

2025

3035

4045

5055

6065

7075

8085

9095

100

0.6

1.6

2.6

3.6

4.6

5.6

6.6

7.6

8.6

9.6

10.6

11.6

12.6

13.6

14.6

Pro

f.

(m)

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77)


LIMI ED ARGILLE



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ia



Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.


NOTE:

PROVA n. 4



0.2

0.4 0 0.30 0.00 0 0.00 #NUM! 0 argille organiche0.6 7 12 7 0.50 0.00 14 0.35 15.54 105 limi e argille0.8 19 27 19 1.10 0.00 17 0.95 22.81 285 limi e argille1 18 35 18 1.10 0.00 16 0.90 22.44 270 limi e argille

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2.2 16 39 16 1.20 0.00 13 0.80 21.61 240 limi e argille2.4 16 34 16 1.20 0.00 13 0.80 21.61 240 limi e argille2.6 13 31 13 1.10 0.00 11 0.65 20.12 195 limi e argille2.8 12 29 12 1.10 0.00 10 0.60 19.54 180 argille organiche3 13 30 13 1.00 0.00 13 0.65 20.12 195 limi e argille


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6.2 16 30 16 0.90 0.00 17 0.80 21.61 240 limi e argille6.4 13 27 13 0.60 0.00 21 0.65 20.12 195 limi e argille6.6 22 31 22 1.10 0.00 20 1.10 23.83 330 limi e argille6.8 10 27 10 1.00 0.00 10 0.50 18.21 150 argille organiche

Dic. 2011







9.2 13 25 13 0.80 0.00 16 0.65 20.12 195 limi e argille9.4 12 24 12 0.90 0.00 13 0.60 19.54 180 limi e argille9.6 33 47 33 1.20 0.00 27 1.65 26.54 495 limi e argille9.8 35 53 35 0.90 0.00 38 1.75 26.93 525 limi e sabbie limose10 31 45 31 1.30 0.00 23 1.55 26.13 465 limi e argille





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PROVA n. 4

010

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0.6

1.6

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3.6

4.6

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6.6

7.6

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10.6

11.6

12.6

13.6

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Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.


NOTE:

PROVA n. 5



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Dic. 2011







9.2 21 33 21 0.80 0.00 26 1.05 23.51 315 limi e argille9.4 22 34 22 0.90 0.00 24 1.10 23.83 330 limi e argille9.6 33 47 33 1.20 0.00 27 1.65 26.54 495 limi e argille9.8 35 53 35 0.90 0.00 38 1.75 26.93 525 limi e sabbie limose10 31 45 31 1.30 0.00 23 1.55 26.13 465 limi e argille





14.2 21 42 21 1.20 0.00 17 1.05 23.51 315 limi e argille14.4 39 57 39 1.20 0.00 32 1.95 27.63 585 limi e sabbie limose14.6 36 54 36 1.20 0.00 30 1.80 27.11 540 limi e argille14.8 21 39 21 1.20 0.00 17 1.05 23.51 315 limi e argille15 22 40 22 1.60 0.00 13 1.10 23.83 330 limi e argille



PROVA n. 5

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7075

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9095

100

0.6

1.6

2.6

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6.6

7.6

8.6

9.6

10.6

11.6

12.6

13.6

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Pro

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RA

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n g

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Cantiere: Argenta

Quota inizio: p.c.


NOTE:

PROVA n. 6



0.2


1.2 18 33 18 1.00 0.00 18 0.90 22.44 270 limi e argille1.4 17 32 17 1.20 0.00 14 0.85 22.04 255 limi e argille1.6 16 34 16 1.50 0.00 10 0.80 21.61 240 argille organiche1.8 12 35 12 1.40 0.00 8 0.60 19.54 180 argille organiche2 12 33 12 1.50 0.00 8 0.60 19.54 180 argille organiche

2.2 11 34 11 1.20 0.00 9 0.55 18.91 165 argille organiche2.4 16 34 16 1.20 0.00 13 0.80 21.61 240 limi e argille2.6 21 39 21 1.10 0.00 19 1.05 23.51 315 limi e argille2.8 22 39 22 1.10 0.00 20 1.10 23.83 330 limi e argille3 25 42 25 1.20 0.00 20 1.25 24.70 375 limi e argille





Dic. 2011





PROVA n. 6

010

2030

4050

6070

8090

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Pro

f. (

m)

RE

SIS

TE

NZ

A A

LL

A P

UN

TA

-R

p (

Kg

/cm

q)

0.00

1.00

2.00

3.00

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Pro

f. (

m)

RE

SIS

TE

NZ

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NIT

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DI A

TT

RIT

O L

AT

ER

AL

E

LO

CA

LE

R

l (K

g/c

mq

)


PROVA n. 6

05

1015

2025

3035

4045

5055

6065

7075

8085

9095

100

0.6

1.6

2.6

3.6

4.6

5.6

6.6

7.6

8.6

9.6

10.6

11.6

12.6

13.6

14.6

Pro

f.

(m)

RA

PP

OR

TO

F =

Rp

/Rl

(Rac

com

and

azio

ni

AG

I 19

77)


LIMI ED ARGILLE



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I:

-F <

15

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30

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rgill

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0 <

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60

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abb

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lim

ose

-F >

60

sab

bie

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abb

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co

n g

hia

ia



Studio di Geologia



ALLEGATO 2

VERIFICA ALLA LIQUEFAZIONE

L I Q U E F A C T I O N A N A L Y S I S R E P O R T

Input parameters and analysis data

In-situ data type:Analysis type:Analysis method:Fines correction method:

Cone Penetration TestDeterministicRobertson (1998)Robertson (1998)

1.00 m5.500.16 g1.00

Project title : Dott. Geol. Alberto Trivioli

Project subtitle : Argenta (FE)

di Pizzolon M. e Bruzzo G. s.n.c.

Via G. Marconi

35122 Padova

url: http://www.uningeo.it - email: [email protected]

No Liquefaction

Liquefaction

1LiqIT v.4.7.6.2 - Soil Liquefaction Assesment Software

This software is licensed to : UNINGEO di Pizzolon M. e Bruzzo G. s.n.c.

Gravelly sand to dense sand

Sands: clean sand to silty sand

Sand mixtures: silty sand to sandy silt

Silt mixtures: clayey silt to silty clay

Clays: silty clay to clay

Organic soils: peats

Soil type index legend



:: Field input data ::

Point ID Depth(m)

Unit weight(kN/m³)

Fines content(%)

1 0.60 2.06 58.80 20.69 18.00

2 0.80 2.84 39.20 13.67 18.00

3 1.00 2.65 68.60 20.66 18.00

4 1.20 2.25 68.60 24.54 18.00

5 1.40 0.88 39.20 42.23 18.00

6 1.60 1.18 58.80 40.32 18.00

7 1.80 1.18 58.80 41.22 18.00

8 2.00 1.37 88.20 43.72 18.00

9 2.20 1.57 88.20 40.32 18.00

10 2.40 1.37 98.00 47.13 18.00

11 2.60 1.18 49.00 41.86 18.00

12 2.80 0.98 49.00 48.83 18.00

13 3.00 1.47 49.00 36.65 18.00

14 3.20 1.67 68.60 38.12 18.00

15 3.40 1.47 68.60 42.69 18.00

16 3.60 1.08 49.00 48.63 18.00

17 3.80 1.47 58.80 41.64 18.00

18 4.00 1.27 58.80 47.20 18.00

19 4.20 1.37 68.60 47.66 18.00

20 4.40 1.27 58.80 48.52 18.00

21 4.60 1.18 78.40 57.06 18.00

22 4.80 1.37 58.80 47.03 18.00

23 5.00 1.57 68.60 45.22 18.00

24 5.20 1.76 88.20 45.78 18.00

25 5.40 1.67 78.40 46.24 18.00

26 5.60 1.76 88.20 46.81 18.00

27 5.80 1.67 68.60 45.13 18.00

28 6.00 1.57 78.40 50.11 18.00

29 6.20 2.55 68.60 32.53 18.00

30 6.40 1.76 39.20 36.85 18.00

31 6.60 1.86 98.00 49.01 18.00

32 6.80 1.18 39.20 52.08 18.00

33 7.00 2.06 98.00 46.13 18.00

34 7.20 1.27 68.60 59.89 18.00

35 7.40 0.88 49.00 71.92 18.00

36 7.60 0.88 49.00 72.70 18.00

37 7.80 1.08 39.20 58.87 18.00

38 8.00 1.18 68.60 65.79 18.00

39 8.20 1.76 107.80 56.80 18.00

40 8.40 1.67 107.80 59.60 18.00

41 8.60 1.47 107.80 66.12 18.00

42 8.80 1.76 98.00 56.38 18.00

43 9.00 1.57 88.20 59.95 18.00

44 9.20 1.08 58.80 71.02 18.00

45 9.40 0.88 58.80 83.82 18.00

46 9.60 1.76 78.40 54.05 18.00

47 9.80 2.35 156.80 55.11 18.00

48 10.00 1.67 117.60 65.33 18.00

49 10.20 2.35 107.80 48.91 18.00

50 10.40 2.35 68.60 41.97 18.00

51 10.60 2.25 29.40 32.85 18.00

52 10.80 2.25 127.40 54.85 18.00

53 11.00 2.06 147.00 62.13 18.00

54 11.20 2.35 166.60 59.01 18.00

55 11.40 2.65 176.40 55.19 18.00



:: Field input data (continued) ::

Point ID Depth(m)

Unit weight(kN/m³)

Fines content(%)

56 11.60 2.55 156.80 54.88 18.00

57 11.80 2.35 137.20 56.20 18.00

58 12.00 2.35 137.20 56.56 18.00

59 12.20 2.94 235.20 57.86 18.00

60 12.40 2.65 156.80 54.54 18.00

61 12.60 2.55 186.20 60.11 18.00

62 12.80 2.84 186.20 55.55 18.00

63 13.00 3.72 196.00 45.72 18.00

64 13.20 3.14 156.80 48.63 18.00

65 13.40 2.55 147.00 56.62 18.00

66 13.60 2.25 166.60 65.63 18.00

67 13.80 2.45 166.60 61.75 18.00

68 14.00 2.55 98.00 50.00 18.00

69 14.20 3.14 137.20 47.59 18.00

70 14.40 2.45 137.20 58.74 18.00

71 14.60 1.96 196.00 79.15 18.00

72 14.80 2.84 156.80 55.19 18.00

Depth from free surface, at which CPT was performed (m)Measured cone resistanceSleeve friction resistancePercentage of fines in soil (%)Bulk soil unit weight (kPa)

:: Cyclic Stress Ratio calculation (CSR fully adjusted and normalized) ::

Point ID Sigma(kPa)

Depth(m)

u(kPa)

Sigma'(kPa)

CSR MSF

1 0.60 10.80 0.00 10.80 1.00 0.10 2.21 0.05 1.00 0.05

2 0.80 14.40 0.00 14.40 0.99 0.10 2.21 0.05 1.00 0.05

3 1.00 18.00 0.00 18.00 0.99 0.10 2.21 0.05 1.00 0.05

4 1.20 21.60 1.96 19.64 0.99 0.11 2.21 0.05 1.00 0.05

5 1.40 25.20 3.92 21.28 0.99 0.12 2.21 0.06 1.00 0.06

6 1.60 28.80 5.89 22.91 0.99 0.13 2.21 0.06 1.00 0.06

7 1.80 32.40 7.85 24.55 0.99 0.14 2.21 0.06 1.00 0.06

8 2.00 36.00 9.81 26.19 0.98 0.14 2.21 0.06 1.00 0.06

9 2.20 39.60 11.77 27.83 0.98 0.15 2.21 0.07 1.00 0.07

10 2.40 43.20 13.73 29.47 0.98 0.15 2.21 0.07 1.00 0.07

11 2.60 46.80 15.70 31.10 0.98 0.15 2.21 0.07 1.00 0.07

12 2.80 50.40 17.66 32.74 0.98 0.16 2.21 0.07 1.00 0.07

13 3.00 54.00 19.62 34.38 0.98 0.16 2.21 0.07 1.00 0.07

14 3.20 57.60 21.58 36.02 0.98 0.16 2.21 0.07 1.00 0.07

15 3.40 61.20 23.54 37.66 0.97 0.16 2.21 0.07 1.00 0.07

16 3.60 64.80 25.51 39.29 0.97 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

17 3.80 68.40 27.47 40.93 0.97 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

18 4.00 72.00 29.43 42.57 0.97 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

19 4.20 75.60 31.39 44.21 0.97 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

20 4.40 79.20 33.35 45.85 0.97 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

21 4.60 82.80 35.32 47.48 0.96 0.17 2.21 0.08 1.00 0.08

22 4.80 86.40 37.28 49.12 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

23 5.00 90.00 39.24 50.76 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

24 5.20 93.60 41.20 52.40 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

25 5.40 97.20 43.16 54.04 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

26 5.60 100.80 45.13 55.67 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

27 5.80 104.40 47.09 57.31 0.96 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

28 6.00 108.00 49.05 58.95 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

29 6.20 111.60 51.01 60.59 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08



:: Cyclic Stress Ratio calculation (CSR fully adjusted and normalized) (continued) ::

Point ID Sigma(kPa)

Depth(m)

u(kPa)

Sigma'(kPa)

CSR MSF

30 6.40 115.20 52.97 62.23 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

31 6.60 118.80 54.94 63.86 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

32 6.80 122.40 56.90 65.50 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

33 7.00 126.00 58.86 67.14 0.95 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

34 7.20 129.60 60.82 68.78 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

35 7.40 133.20 62.78 70.42 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

36 7.60 136.80 64.75 72.05 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

37 7.80 140.40 66.71 73.69 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

38 8.00 144.00 68.67 75.33 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

39 8.20 147.60 70.63 76.97 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

40 8.40 151.20 72.59 78.61 0.94 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

41 8.60 154.80 74.56 80.24 0.93 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

42 8.80 158.40 76.52 81.88 0.93 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

43 9.00 162.00 78.48 83.52 0.93 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

44 9.20 165.60 80.44 85.16 0.93 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

45 9.40 169.20 82.40 86.80 0.92 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

46 9.60 172.80 84.37 88.43 0.92 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

47 9.80 176.40 86.33 90.07 0.91 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

48 10.00 180.00 88.29 91.71 0.91 0.19 2.21 0.08 1.00 0.08

49 10.20 183.60 90.25 93.35 0.90 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

50 10.40 187.20 92.21 94.99 0.90 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

51 10.60 190.80 94.18 96.62 0.89 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

52 10.80 194.40 96.14 98.26 0.89 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

53 11.00 198.00 98.10 99.90 0.88 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

54 11.20 201.60 100.06 101.54 0.88 0.18 2.21 0.08 1.00 0.08

55 11.40 205.20 102.02 103.18 0.87 0.18 2.21 0.08 0.99 0.08

56 11.60 208.80 103.99 104.81 0.87 0.18 2.21 0.08 0.99 0.08

57 11.80 212.40 105.95 106.45 0.86 0.18 2.21 0.08 0.99 0.08

58 12.00 216.00 107.91 108.09 0.85 0.18 2.21 0.08 0.98 0.08

59 12.20 219.60 109.87 109.73 0.85 0.18 2.21 0.08 0.98 0.08

60 12.40 223.20 111.83 111.37 0.84 0.18 2.21 0.08 0.98 0.08

61 12.60 226.80 113.80 113.00 0.84 0.18 2.21 0.08 0.98 0.08

62 12.80 230.40 115.76 114.64 0.83 0.17 2.21 0.08 0.97 0.08

63 13.00 234.00 117.72 116.28 0.83 0.17 2.21 0.08 0.97 0.08

64 13.20 237.60 119.68 117.92 0.82 0.17 2.21 0.08 0.97 0.08

65 13.40 241.20 121.64 119.56 0.82 0.17 2.21 0.08 0.96 0.08

66 13.60 244.80 123.61 121.19 0.81 0.17 2.21 0.08 0.96 0.08

67 13.80 248.40 125.57 122.83 0.81 0.17 2.21 0.08 0.96 0.08

68 14.00 252.00 127.53 124.47 0.80 0.17 2.21 0.08 0.96 0.08

69 14.20 255.60 129.49 126.11 0.80 0.17 2.21 0.08 0.95 0.08

70 14.40 259.20 131.45 127.75 0.79 0.17 2.21 0.08 0.95 0.08

71 14.60 262.80 133.42 129.38 0.79 0.17 2.21 0.08 0.95 0.08

72 14.80 266.40 135.38 131.02 0.78 0.16 2.21 0.07 0.95 0.08

Depth from free surface, at which CPT was performed (m)Total overburden pressure at test point, during earthquake (kPa)Water pressure at test point, during earthquake (kPa)Effective overburden pressure, during earthquake (kPa)Nonlinear shear mass factorCyclic Stress RatioMagnitude Scaling FactorCSR adjusted for M=7.5Effective overburden stress factorCSR fully adjusted

Point ID nF(%)



Point ID nF(%)

1 2.06 2.25 2.87 0.68 93.76 1.80 168.39 2.00

2 2.84 2.03 1.39 0.62 93.31 1.34 124.64 2.00

3 2.65 2.25 2.61 0.68 84.65 1.79 151.86 2.00

4 2.25 2.35 3.08 0.71 71.11 2.13 151.51 0.40

5 0.88 2.73 4.59 0.83 30.75 2.13 65.52 2.00

6 1.18 2.70 5.11 0.82 38.35 2.13 81.71 2.00

7 1.18 2.71 5.12 0.82 36.40 2.13 77.54 2.00

8 1.37 2.76 6.61 0.84 40.87 2.13 87.07 2.00

9 1.57 2.70 5.76 0.82 43.52 2.13 92.71 2.00

10 1.37 2.82 7.39 0.85 37.65 2.13 80.22 2.00

11 1.18 2.73 4.32 0.83 29.72 2.13 63.32 2.00

12 0.98 2.85 5.27 0.86 24.35 2.13 51.87 2.00

13 1.47 2.63 3.46 0.80 33.11 2.13 70.55 2.00

14 1.67 2.66 4.25 0.80 36.66 2.13 78.11 2.00

15 1.47 2.74 4.87 0.83 31.70 2.13 67.53 2.00

16 1.08 2.84 4.83 0.86 22.70 2.13 48.36 2.00

17 1.47 2.72 4.20 0.82 29.27 2.13 62.37 2.00

18 1.27 2.82 4.91 0.85 24.85 2.13 52.93 2.00

19 1.37 2.83 5.30 0.86 26.04 2.13 55.48 2.00

20 1.27 2.84 4.94 0.86 23.30 2.13 49.65 2.00

21 1.18 2.98 7.15 0.90 21.48 2.13 45.77 2.00

22 1.37 2.82 4.58 0.85 23.54 2.13 50.16 2.00

23 1.57 2.79 4.64 0.84 26.23 2.13 55.88 2.00

24 1.76 2.80 5.29 0.85 28.82 2.13 61.40 2.00

25 1.67 2.80 4.98 0.85 26.54 2.13 56.54 2.00

26 1.76 2.81 5.32 0.85 27.34 2.13 58.25 2.00

27 1.67 2.78 4.38 0.84 25.04 2.13 53.36 2.00

28 1.57 2.87 5.36 0.87 23.14 2.13 49.31 2.00

29 2.55 2.54 2.81 0.77 35.87 2.98 106.97 0.19

30 1.76 2.63 2.38 0.80 24.01 2.98 71.59 2.00

31 1.86 2.85 5.63 0.86 25.65 2.98 76.49 2.00

32 1.18 2.90 3.71 0.88 15.34 2.98 45.74 2.00

33 2.06 2.80 5.07 0.85 27.12 2.98 80.89 2.00

34 1.27 3.02 6.02 0.91 16.06 2.98 47.89 2.00

35 0.88 3.19 6.56 0.96 10.47 2.98 31.23 2.00

36 0.88 3.20 6.59 0.97 10.20 2.98 30.43 2.00

37 1.08 3.01 4.17 0.91 12.40 2.98 36.99 2.00

38 1.18 3.10 6.62 0.94 13.52 2.98 40.32 2.00

39 1.76 2.97 6.69 0.90 20.41 2.98 60.87 2.00

40 1.67 3.02 7.10 0.91 18.92 2.98 56.43 2.00

41 1.47 3.11 8.20 0.94 16.18 2.98 48.25 2.00

42 1.76 2.97 6.12 0.90 19.17 2.98 57.16 2.00

43 1.57 3.02 6.26 0.91 16.60 2.98 49.51 2.00

44 1.08 3.17 6.43 0.96 10.67 2.98 31.82 2.00

45 0.88 3.33 8.27 1.00 8.19 2.98 24.42 2.00

46 1.76 2.93 4.94 0.89 17.70 2.98 52.79 2.00

47 2.35 2.95 7.21 0.89 23.86 2.98 71.16 2.00

48 1.67 3.10 7.89 0.94 16.16 2.98 48.19 2.00

49 2.35 2.85 4.98 0.86 22.99 2.98 68.56 2.00

50 2.35 2.73 3.17 0.83 22.57 2.98 67.30 2.00

51 2.25 2.55 1.43 0.77 21.15 3.02 63.87 0.10

52 2.25 2.94 6.20 0.89 20.88 3.02 63.06 2.00

53 2.06 3.05 7.89 0.92 18.64 3.02 56.29 2.00

54 2.35 3.01 7.75 0.91 21.19 3.02 63.99 2.00

55 2.65 2.95 7.22 0.89 23.77 3.02 71.81 2.00



Point ID nF(%)

56 2.55 2.95 6.70 0.89 22.45 3.02 67.81 2.00

57 2.35 2.97 6.42 0.90 20.21 3.02 61.04 2.00

58 2.35 2.97 6.43 0.90 19.90 3.02 60.10 2.00

59 2.94 2.99 8.65 0.91 25.01 3.02 75.54 2.00

60 2.65 2.94 6.46 0.89 22.05 3.02 66.60 2.00

61 2.55 3.02 8.01 0.92 20.77 3.02 62.74 2.00

62 2.84 2.96 7.14 0.89 23.09 3.02 69.75 2.00

63 3.72 2.80 5.62 0.85 30.68 3.02 92.67 2.00

64 3.14 2.84 5.40 0.86 25.18 3.02 76.06 2.00

65 2.55 2.97 6.37 0.90 19.66 3.02 59.38 2.00

66 2.25 3.10 8.31 0.94 16.74 3.02 50.57 2.00

67 2.45 3.05 7.57 0.92 18.21 3.02 55.01 2.00

68 2.55 2.87 4.26 0.87 19.00 3.02 57.39 2.00

69 3.14 2.83 4.76 0.86 23.65 3.02 71.42 2.00

70 2.45 3.00 6.26 0.91 17.54 3.02 52.96 2.00

71 1.96 3.28 11.55 0.99 13.15 3.02 39.71 2.00

72 2.84 2.95 6.09 0.89 20.22 3.02 61.06 2.00

:: Settlements calculation for saturated sands ::

Point ID Settle.(cm)

1 2.06 168.39 5.00 0.00 0.00

2 2.84 124.64 5.00 0.00 0.00

3 2.65 151.86 5.00 0.00 0.00

4 2.25 151.51 5.00 0.00 0.00

5 0.88 65.52 5.00 0.00 0.00

6 1.18 81.71 5.00 0.00 0.00

7 1.18 77.54 5.00 0.00 0.00

8 1.37 87.07 5.00 0.00 0.00

9 1.57 92.71 5.00 0.00 0.00

10 1.37 80.22 5.00 0.00 0.00

11 1.18 63.32 5.00 0.00 0.00

12 0.98 51.87 5.00 0.00 0.00

13 1.47 70.55 5.00 0.00 0.00

14 1.67 78.11 5.00 0.00 0.00

15 1.47 67.53 5.00 0.00 0.00

16 1.08 48.36 5.00 0.00 0.00

17 1.47 62.37 5.00 0.00 0.00

18 1.27 52.93 5.00 0.00 0.00

19 1.37 55.48 5.00 0.00 0.00

20 1.27 49.65 5.00 0.00 0.00

21 1.18 45.77 5.00 0.00 0.00

22 1.37 50.16 5.00 0.00 0.00

23 1.57 55.88 5.00 0.00 0.00

24 1.76 61.40 5.00 0.00 0.00

25 1.67 56.54 5.00 0.00 0.00

26 1.76 58.25 5.00 0.00 0.00

27 1.67 53.36 5.00 0.00 0.00



:: Settlements calculation for saturated sands (continued) ::

Point ID Settle.(cm)

28 1.57 49.31 5.00 0.00 0.00

29 2.55 106.97 2.35 0.00 0.00

30 1.76 71.59 5.00 0.00 0.00

31 1.86 76.49 5.00 0.00 0.00

32 1.18 45.74 5.00 0.00 0.00

33 2.06 80.89 5.00 0.00 0.00

34 1.27 47.89 5.00 0.00 0.00

35 0.88 31.23 5.00 0.00 0.00

36 0.88 30.43 5.00 0.00 0.00

37 1.08 36.99 5.00 0.00 0.00

38 1.18 40.32 5.00 0.00 0.00

39 1.76 60.87 5.00 0.00 0.00

40 1.67 56.43 5.00 0.00 0.00

41 1.47 48.25 5.00 0.00 0.00

42 1.76 57.16 5.00 0.00 0.00

43 1.57 49.51 5.00 0.00 0.00

44 1.08 31.82 5.00 0.00 0.00

45 0.88 24.42 5.00 0.00 0.00

46 1.76 52.79 5.00 0.00 0.00

47 2.35 71.16 5.00 0.00 0.00

48 1.67 48.19 5.00 0.00 0.00

49 2.35 68.56 5.00 0.00 0.00

50 2.35 67.30 5.00 0.00 0.00

51 2.25 63.87 1.26 0.40 0.08

52 2.25 63.06 5.00 0.00 0.00

53 2.06 56.29 5.00 0.00 0.00

54 2.35 63.99 5.00 0.00 0.00

55 2.65 71.81 5.00 0.00 0.00

56 2.55 67.81 5.00 0.00 0.00

57 2.35 61.04 5.00 0.00 0.00

58 2.35 60.10 5.00 0.00 0.00

59 2.94 75.54 5.00 0.00 0.00

60 2.65 66.60 5.00 0.00 0.00

61 2.55 62.74 5.00 0.00 0.00

62 2.84 69.75 5.00 0.00 0.00

63 3.72 92.67 5.00 0.00 0.00

64 3.14 76.06 5.00 0.00 0.00

65 2.55 59.38 5.00 0.00 0.00

66 2.25 50.57 5.00 0.00 0.00

67 2.45 55.01 5.00 0.00 0.00

68 2.55 57.39 5.00 0.00 0.00

69 3.14 71.42 5.00 0.00 0.00

70 2.45 52.96 5.00 0.00 0.00

71 1.96 39.71 5.00 0.00 0.00

72 2.84 61.06 5.00 0.00 0.00

Total settlement : 0.08

Measured cone resistanceNormalized and adjusted cone resistanceFactor of safety against liquefactionPost-liquefaction volumentric strainCalculated settlement

:: Overall liquefaction potential according to Iwasaki ::

Point ID F Point ID F



:: Overall liquefaction potential according to Iwasaki (continued) ::

Point ID F Point ID F

1 0.00 9.70 0.00 2 0.00 9.60 0.00

3 0.00 9.50 0.00 4 0.00 9.40 0.00

5 0.00 9.30 0.00 6 0.00 9.20 0.00

7 0.00 9.10 0.00 8 0.00 9.00 0.00

9 0.00 8.90 0.00 10 0.00 8.80 0.00

11 0.00 8.70 0.00 12 0.00 8.60 0.00

13 0.00 8.50 0.00 14 0.00 8.40 0.00

15 0.00 8.30 0.00 16 0.00 8.20 0.00

17 0.00 8.10 0.00 18 0.00 8.00 0.00

19 0.00 7.90 0.00 20 0.00 7.80 0.00

21 0.00 7.70 0.00 22 0.00 7.60 0.00

23 0.00 7.50 0.00 24 0.00 7.40 0.00

25 0.00 7.30 0.00 26 0.00 7.20 0.00

27 0.00 7.10 0.00 28 0.00 7.00 0.00

29 0.00 6.90 0.00 30 0.00 6.80 0.00

31 0.00 6.70 0.00 32 0.00 6.60 0.00

33 0.00 6.50 0.00 34 0.00 6.40 0.00

35 0.00 6.30 0.00 36 0.00 6.20 0.00

37 0.00 6.10 0.00 38 0.00 6.00 0.00

39 0.00 5.90 0.00 40 0.00 5.80 0.00

41 0.00 5.70 0.00 42 0.00 5.60 0.00

43 0.00 5.50 0.00 44 0.00 5.40 0.00

45 0.00 5.30 0.00 46 0.00 5.20 0.00

47 0.00 5.10 0.00 48 0.00 5.00 0.00

49 0.00 4.90 0.00 50 0.00 4.80 0.00

51 0.00 4.70 0.00 52 0.00 4.60 0.00

53 0.00 4.50 0.00 54 0.00 4.40 0.00

55 0.00 4.30 0.00 56 0.00 4.20 0.00

57 0.00 4.10 0.00 58 0.00 4.00 0.00

59 0.00 3.90 0.00 60 0.00 3.80 0.00

61 0.00 3.70 0.00 62 0.00 3.60 0.00

63 0.00 3.50 0.00 64 0.00 3.40 0.00

65 0.00 3.30 0.00 66 0.00 3.20 0.00

67 0.00 3.10 0.00 68 0.00 3.00 0.00

69 0.00 2.90 0.00 70 0.00 2.80 0.00

71 0.00 2.70 0.00 72 0.00 2.60 0.00


di Pizzolon M. e Bruzzo G. s.n.c.

Via G. Marconi

35122 Padova

url: http://www.uningeo.it - email: [email protected]

Summary of liquefaction potential

Gravelly sand to dense sand

Sands: clean sand to silty sand

Sand mixtures: silty sand to sandy silt

Silt mixtures: clayey silt to silty clay

Clays: silty clay to clay

Organic soils: peats

Soil type index legend

Point does not meet criteria (assumed notsusceptible to liquefaction)

Point meets criteria and will be tested

Total points:Points accepted for testing:Points excluded for testing:

72666

Ic cutoff value (2.60)


Dott. Alberto Trivioli

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