GEO sintesi - Comune di Bardonecchia · oceanico formato da serpentiniti e oficalciti, su cui...

GEO sintesi Associazione tra professionisti 0

INDICE

1.0 INTRODUZIONE .................................................................................................................... 1

2.0 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO ..................................................................................... 2

3.0 INQUADRAMENTO GEOLOGICO........................................................................................ 3

4.0 ASSETTO GEOLOGICO-STRATIGRAFICO LOCALE ........................................................ 6

5.0 ASSETTO GEOMORFOLOGICO E DISSESTO IDROGEOLOGICO................................... 8

6.0 ASSETTO IDROGEOLOGICO ............................................................................................ 10

7.0 PERICOLOSITÀ GEOMORFOLOGICA E IDONEITÀ ALLA UTILIZZAZIONE

URBANISTICA DELL'AREA ............................................................................................... 11

8.0 ASPETTI SISMICI................................................................................................................ 15

8.1. Coefficienti sismici orizzontale e verticale ...................................................................... 23

9.0 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA ............................................................................. 26

9.1 INDAGINI GEOGNOSTICHE.......................................................................................... 26

9.2 DEFINIZIONE DELLE UNITÀ LITOSTRATIGRAFICHE ................................................ 26

9.3 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI ................................................. 26

9.3.1. Ghiaie ciottolose-sabbiose (Unità Litologica I) ..........................................27

9.3.2. Ghiaie ciottolose-sabbiose (Unità Litologica II) .........................................31

9.4 PARAMETRI GEOTECNICI DI CALCOLO..................................................................... 33

9.5 CRITERI PROGETTUALI DELLE STRUTTURE DI FONDAZIONE .............................. 37


1.0 INTRODUZIONE

La presente relazione, facente parte degli elaborati del Progetto Definitivo “Realizzazione

passerella pedonale sul Torrente Dora di Melezet in corrispondenza della Fontana Giolitti”

in Comune di Bardonecchia”, descrive la situazione geologica locale, individua gli

elementi di pericolosità geologica e sismica, nonché riporta la caratterizzazione dei

materiali nell'ambito dei quali verranno collocate le opere in progetto.

La relazione è stata redatta a seguito dei rilievi e delle indagini compiute in loco e delle

informazioni acquisite da fonti bibliografiche, secondo quanto previsto dall’art. 93 del

“Codice dei contratti pubblici relativi a lavori, servizi e forniture in attuazione delle direttive

2004/17/CE e 2004/18/CE” (D.lgs 12.04.06 n° 163) e, più precisamente da quanto

prescritto all’art. 26 del D.P.R. n. 207/2010, nonché dalle “Norme tecniche per le

costruzioni” (D.M. 14.01.08).

La metodologia di analisi si è articolata attraverso la consultazione della documentazione

esistente, in particolare le tavole di progetto e gli elaborati tecnici allegati al Piano

Regolatore Generale, la ricognizione nell’ambito dei più aggiornati strumenti informativi

geografici di carattere geologico-tecnico disponibili a livello regionale, provinciale,

comunale, pubblicazioni scientifiche, rilievi in sito ed esecuzione di indagini geognostiche.


2.0 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO

Il sito oggetto di indagine è ubicato all’estremità meridionale del concentrico di

Bardonecchia, immediatamente a Sud di Viale della Vittoria, presso Fontana Giolitti.

L’area di intervento è compresa nella sezione 153090 della Carta Tecnica Regionale alla

scala 1:10.000 e nell’elemento 153093 della Carta Tecnica della Provincia di Torino alla

scala 1:5.000.

Figura 1 – Stralcio dalla carta tecnica della Provincia di Torino, elementi 153091, 153092, 153093 e 153094. ll quadro rosso individua il sito in oggetto.


3.0 INQUADRAMENTO GEOLOGICO

La cartografia geologica ufficiale è rappresentata dal Foglio n. 153 “Bardonecchia” della

Carta geologica d’Italia alla scala 1:50.000.

Il settore di intervento è caratterizzato dalla diffusa presenza di depositi fluviali di

ambiente di conoide.

Figura 2 – Stralcio dal Foglio n. 153 Bardonecchia della Carta Geologica d’Italia alla scala 1:50.000 (fuori scala; legenda sintetica: UIDb: depositi fluviali; UIDb2: coltre eluvio-colluviale e detritico-colluviale; UINa1: accumuli gravitativi; CPY: Complesso del Puys; CNR: Complesso del Lago Nero).

In corrispondenza ai versanti il substrato roccioso è diffusamente mascherato dalla coltre

eluvio-detritico-colluviale e localmente da accumuli di frana.

Il substrato prequaternario affiorante sui versanti di Bardonecchia è rappresentato da

litotipi riferibili all’Unità tettonostratigrafica del Lago Nero e quella di Puys-Venaus.

Nel seguito si riportano le descrizioni contenute nelle Note illustrative del Foglio n. 153

(Dela Pierre et al., 1999).


Unità tettonostratigrafica di Puys-Venaus - Complesso di Puys (CPY)

Affiora sul versante destro della Dora di Bardonecchia, tra Bardonecchia e Oulx. E’

costituito da una successione di calcescisti di età sconosciuta in cui sono state distinte tre

sub-unità litostratigrafiche:

• alternanze di scisti quarzoso-micacei, quarziti, micascisti e filladi generalmente

poveri e privi di carbonato di calcio;

• alternanze di scisti più o meno carbonatici e marmi a patina ocra; questa

associazione, che può essere interpretata come un flysch a dominante

carbonatica, è ben esposta lungo la strada che da Oulx sale a Puys;

• scisti carbonatici e marmi grigio plumbei, in bancate massicce di spessore metrico,

con subordinata mica bianca, che costituiscono le scoscese pareti in sinistra

orografica della Dora Riparia a monte di Oulx.

Unità tettonostratigrafica del Lago Nero - Complesso del Lago Nero (CNR)

Questa unità litostratigrafica comprende le successioni a prevalenti calcescisti, ritenute

essere la porzione di età cretacica della copertura ofiolitica. E’ costituita da un basamento

oceanico formato da serpentiniti e oficalciti, su cui poggia una successione sedimentaria

ad affinità ligure comprendente brecce di serpentiniti e di basalti, radiolariti dell’Oxfordiano

superiore - Kimmeridgiano medio (?), marmi a patina di alterazione chiara (Titoniano -

Neocomiano ?), filladi alternanti a scisti carbonatici con bordi silicizzati (F. della Replatte,

Cretacico inferiore?), filladi nere in facies di black shales (Cretacico inferiore?) ed infine

scisti carbonatici “arenacei” alternati a peliti carbonatiche (Cretacico superiore?).

Caratteristica di questa unità è la presenza di intercalazioni detritiche e di olistoliti di

origine sia ofiolitica che continentale, diffuse a tutti i livelli stratigrafici ma soprattutto nella

porzione sommitale (cretacica) della successione.

In destra orografica della Dora di Bardonecchia, tale unità è compresa tettonicamente tra

l’unità dello Chaberton - Grand Hoche a tetto e l’unità a calcescisti di Puys-Venaus a letto

(Complesso del Puys).

Depositi fluviali (UIDb) (Pleistocene sup. - Attuale)

Il concentrico di Bardonecchia è caratterizzato dalla diffusa presenza di depositi fluviali di

ambiente di conoide, legati essenzialmente ai Torrenti Rho e Frejus e, in minor parte, al

T. Dora di Melezet. Trattasi di depositi prevalentemente ghiaioso-sabbiosi, localmente

comprendenti blocchi e massi riferibili a episodi di colata torrentizia.


Coltre eluvio-colluviale e detritico-colluviale (UIDb2) (Pleistocene sup. - Attuale)

Sotto questa dicitura sono stati riuniti i prodotti dell’alterazione in situ del substrato

roccioso e delle coperture superficiali ed i sedimenti provenienti dalla rielaborazione delle

formazioni quaternarie inalterate. Litofacies e potenza variano alquanto in funzione della

natura delle aree sorgenti: sedimenti fini massivi con spessori significativi, seppure non

superiori a qualche metro, si osservano negli areali di affioramento delle successioni

metasedimentarie a prevalenti calcescisti, soprattutto nei settori più elevati dei versanti

interessati da diffusi e imponenti fenomeni di creeping superficiale. La distribuzione

pressoché ubiquitaria della coltre eluvio-colluviale in corrispondenza delle unità a

calcescisti è determinata dalla bassa resistenza e dall’elevata alterabilità di queste rocce

e dalle pessime condizioni lito-strutturali in cui versa l’ammasso roccioso per effetto dei

ricorrenti fenomeni di deformazione gravitativa profonda.

La coltre detritico-colluviale, caratterizzata da una struttura massiva di tipo matrix

supported, si diversifica rispetto alla coltre eluvio-colluviale per la presenza di

un’apprezzabile frazione detritica più o meno residua, che rappresenta una componente

di rilievo del sedimento; la coltre detritico-colluviale è distribuita prevalentemente nelle

aree di affioramento del basamento cristallino del Massiccio d’Ambin e delle unità

carbonatiche del dominio brianzonese.

La scelta di rappresentare in alcuni settori della carta la distribuzione della coltre eluvio-

colluviale e detritico-colluviale è legata all’impossibilità oggettiva di giungere ad

un’interpolazione locale affidabile del substrato pre-quaternario.


4.0 ASSETTO GEOLOGICO-STRATIGRAFICO LOCALE

La cartografia geologica del P.R.G.C. (Zanella, 2008-2010) conferma quanto già

rappresentato sul Foglio n. 153 “Bardonecchia” della Carta geologica d’Italia alla scala

1:50.000.

Figura 3 - Stralcio dall’elaborato TGE1 Carta geologico-strutturale della Variante al P.R.G.C. di adeguamento al PAI (Zanella, 2008-2010).

I depositi alluvionali di conoide sono rappresentati da ghiaie con ciottoli e blocchi e

matrice sabbiosa o sabbioso-limosa presente in quantità variabili. In destra idrografica tali

depositi sono eteropici con depositi detritico-colluviali di versante.

Il substrato roccioso è invece rappresentato da calcescisti l.s.. verosimilmente del

Complesso del Puys.


Figura 4 – Stralci dalla legenda dell’elaborato TGE1 Carta geologico-strutturale della Variante al P.R.G.C. di adeguamento al PAI (Zanella, 2008-2010).

Per la descrizione dell’assetto litostratigrafico sono state acquisite indagini geognostiche

pregresse e sono state realizzate indagini geofisiche ex-novo.

Le indagini geognostiche pregresse indicano la presenza di almeno 6 m di depositi

alluvionali di conoide, mentre quelle geofisiche inducono a ipotizzare il seguente assetto

stratigrafico:

• da 0 a circa 10 metri da p.c.: depositi alluvionali;

• da circa 10 a circa 21 metri da p.c.: substrato roccioso molto fratturato e allentato;

• da circa 21 a circa 95 metri da p.c.: substrato roccioso poco fratturato.

• oltre 95 m dal p.c.: substrato roccioso integro e/o litologicamente differente.


5.0 ASSETTO GEOMORFOLOGICO E DISSESTO IDROGEOLOGICO

L'area oggetto di intervento si colloca a quota 1.259-1.260 m s.l.m.m. e in corrispondenza

al settore di unghia del conoide riferibile ai Torrenti Rho e Frejus, che mostra una debole

inclinazione verso Sud-Ovest. In particolare, trattasi di un ambito subpianeggiante avente

pendenza media del 3% verso Ovest e 6-7% verso Sud.

Figura 4 - Stralcio dall’elaborato TGE4 Carta dei dissesti legati alla dinamica fluviale della Variante al P.R.G.C. di adeguamento al PAI (Zanella, 2008-2010).

In tale tratto il T. Dora di Melezet assume una direttrice media circa SW-NE, interrotta

localmente da un andamento sinuoso e maggiormente inciso a valle della Fontana Giolitti

e sino alla confluenza nel T. Frejus, che avviene circa 500 m più a valle (in linea d’aria).

La cartografia della variante al P.R.G.C. di adeguamento al PAI (Zanella 2008-2010)

indica un dissesto lineare a intensità/pericolosità molto elevata EeL riferibile all’alveo del T.

Dora di Melezet, un dissesto areale a intensità/pericolosità media/moderata EmA in destra


idrografica immediatamente a valle della confluenza del T. Rho e un dissesto areale a

intensità/pericolosità elevata EbA in sinistra e all’altezza della Fontana Giolitti.

I dissesti areali sono stati dedotti dallo studio idrologico-idraulico condotto dall’Ing. Martina

(2008).

In merito alla dinamica di versante, la cartografia specifica del P.R.G.C. (Zanella 2008-

2010) non indica la presenza di dissesti in corrispondenza al settore di versante destro al

piede del quale si inserisce l’opera in progetto.

Figura 5 - Stralcio dall’elaborato TGE2 Carta geomorfologica e dei dissesti di versante della Variante al P.R.G.C. di adeguamento al PAI (Zanella, 2008-2010).

.

Durante i sopralluoghi effettuati nell’area non sono stati osservati dissesti di tipo

gravitativo interferenti con la spalla destra della passerella in progetto. Tuttavia, poco più

a valle sono presenti fenomeni di soil slip nella copertura detritico-colluviale.


6.0 ASSETTO IDROGEOLOGICO

L’ assetto idrogeologico dell'area in studio, da piano-campagna verso il sottosuolo, si può

schematizzare come una sovrapposizione di 2 distinti complessi.

1. Complesso dei depositi fluvio-torrentizi recenti ed attuali (Olocene) costituito da

blocchi, ghiaie ciottolose, ghiaie sabbiose con locali livelli limoso-sabbiosi. Tale unità

ospita una falda di tipo libero, è drenata dal reticolato idrografico locale e presenta

una permeabilità relativa media-alta (Civita, 2005).

2. Substrato roccioso (Cretacico?) costituita da calcescisti l.s., che mostrano una scarsa

permeabilità per fratturazione, fatta salva la presenza di bancate di litotipi più

competenti quali marmi, scisti quarzoso-micacei e quarziti.

La Fontana Giolitti è una sorgente localizzata al piede del versante, impostata nel

substrato roccioso, in prossimità dell’interfaccia con la sovrastante copertura detritico-

colluviale. La sua portata, come indicato nel catasto Risorse Idriche della Provincia di

Torino, è di circa 0,3 l/s.


7.0 PERICOLOSITÀ GEOMORFOLOGICA E IDONEITÀ ALLA

UTILIZZAZIONE URBANISTICA DELL'AREA

In riferimento alla Carta di sintesi della pericolosità geomorfologica e dell'idoneità

all'utilizzazione urbanistica del Progetto Definitivo della Variante al P.R.G.C. di

adeguamento al PAI di Bardonecchia (Zanella, 2008-2010; Alfredi & Fubini, 2010), si

constata che il in oggetto ricade in classe IIIa1.

Figura 6 - Stralci dall’elaborato TGE14 Carta della pericolosità geomorfologica e dell’idoneità geomorfologica e dell’idoneità all’utilizzazione urbanistica del P.R.G.C. (Zanella, 2008-2010).

Nel seguito si riportano le prescrizioni di P.R.G.C. relative a tale classe:

“ART. 35.1 CLASSE IIIA1


1. Per le opere infrastrutturali di interesse pubblico non altrimenti localizzabili, vale quanto

indicato all'art. 31 della L.R. 56/77

2. Sono possibili interventi finalizzati alla manutenzione, risanamento degli edifici esistenti.

Sono pertanto ammessi interventi di demolizione senza ricostruzione, manutenzione

ordinaria, manutenzione straordinaria, restauro e risanamento conservativo, non sono

ammesse nuove costruzioni, anche a destinazione agricola, ne ampliamenti volumetrici,

ne cambi i destinazioni d'uso a favore delle attività residenziali e turistico ricettive, nonché

cambi di destinazione d’uso che aumentino il livello di rischio. In ogni caso non sono

ammessi aumenti di superfici abitabili anche se realizzato con interventi di mutamento di

destinazione d’uso di locali esistenti, e la creazione di nuove unità immobiliari.

3. Per le attività agricole esistenti sono ammessi modesti ampliamenti fino ad un massimo

del 25 % della superficie utile lorda dei fabbricati rurali accessori (stalle, fienili, ecc.) e la

realizzazione di impianti e strutture tecniche e tecnologiche di servizio (silos, concimaie,

impianti di trattamento reflui, etc. ..); è ammessa inoltre la realizzazione di strutture

tecniche funzionali alle attività alpeggio.

4. Sono inoltre ammesse le seguenti opere a condizione che non aumentino il livello di

rischio (comportando ostacolo al deflusso, limitando la capacità di invaso delle aree,

diminuendo la stabilità dei versanti, compromettendo la possibilità di eliminare le cause

che determinino le cause di rischio):

- interventi volti a mitigare la vulnerabilità dell'edificio e a migliorare la tutela della pubblica

incolumità, senza aumenti di volume e superfici;

- piste forestali a servizio dell'attività agricola;

- la trivellazione dei pozzi per lo sfruttamento di falde acquifere;

- opere di bonifica, di sistemazione e di monitoraggio dei movimenti franosi;

- interventi per la mitigazione del rischio idrogeologico e idraulico presente e per il

monitoraggio dei fenomeni;

- opere di regimentazione delle acque superficiali e sotterranee;

- la realizzazione di infrastrutture lineari e a rete riferite a servizi pubblici essenziali non

altrimenti localizzabili, compresi gli impianti scioviari, previo studio di compatibilità

dell'intervento con lo stato di dissesto esistente validato dall'Autorità competente. Gli

interventi devono comunque garantire la sicurezza dell'esercizio delle funzioni per cui

sono destinati, tenuto conto dello stato di dissesto in essere.

- la ristrutturazione di infrastrutture lineari e a rete riferite a servizi pubblici essenziali. Gli

interventi devono comunque garantire la sicurezza dell'esercizio delle funzioni per cui

sono destinati, tenuto conto dello stato di dissesto in essere.


- opere infrastrutturali primarie ed impianti tecnici di interesse comunale o sovracomunale

di competenza degli Organi Statali, Regionali o di altri Enti Territoriali a condizione che

non modifichino i fenomeni idraulici naturali che possono

capacità di invaso delle aree inondabili.

- le opere di demolizioni e i reinterri non funzionali alla successiva attività costruttiva, gli

interventi idraulici e quelli di sistemazione ambientale atti a ridurre il rischio idraulico e/o di

dissesto nel rispetto del D.M. 11.03.1988 n. 47;

- adeguamento tecnologico di impianti al servizio delle attività esistenti;

- gli interventi di movimento terra per una manutenzione o modifica dei tracciati delle piste

da sci purché non influiscano negativamente sull’equilibrio idrogeologico delle aree

interessate dai lavori.

- la realizzazione di parcheggi a raso a servizio degli edifici, purché non in aree soggette

ad esondazione EbA definite dallo studio idraulico, alvei e relative fasce di rispetto, aree a

dissesto valanghivo (cfr. IIIa4) e purché non soggette a fenomeni franosi (cfr. IIIa3) da

crollo, saltazione, rotolio di materiale, ed in ogni caso previa verifica geologico - tecnica

effettuata ai sensi del comma 6.

5. Non sono ammesse attività di discarica, di deposito, di smaltimento di rifiuti,

realizzazione di depuratori di acque reflue.

6. Tutti gli interventi oltre il restauro e risanamento conservativo e i cambi di destinazione

d’uso degli edifici sono ammessi se verificati da indagini geologiche e geotecniche redatte

come previsto dal comma 2 dell' art. 35.16 delle presenti NdA mirate a definire localmente

le condizioni di pericolosità e di rischio ed a prescrivere gli accorgimenti tecnici atti alla

loro mitigazione.

7. Ai fini dell'emissione del titolo abilitativo per la realizzazione delle opere, è necessaria la

sottoscrizione di una dichiarazione liberatoria da parte del soggetto attuatore così come

prevista all'art. 18 comma 7 delle Norme di Attuazione del PAI adottate con Deliberazione

n. 18 del 26/04/2001.

8. Le possibilità di insediamento di opere temporanee è subordinata alla verifica che le

stesse non aumentino il livello di rischio (comportando ostacolo al deflusso, limitando la

capacità di invaso delle aree, diminuendo la stabilità dei versanti, compromettendo la

possibilità di eliminare le cause che determinino i fattori di rischio), con indagini

geologiche e geotecniche redatte come previsto dal comma 2 dell' art. 35.16 delle

presenti NdA.

9. In loc. Pian del Colle, anche a seguito degli interventi realizzati per la riduzione del

rischio legato all’attività torrentizia del corso d’acqua generatore del conoide, è ammessa


la realizzazione di un campo golf con divieto assoluto di qualsiasi nuova costruzione.

L’area andrà comunque sottoposta a Piano di Protezione Civile.”

Figura 7 - Stralci dall’elaborato 3D3 Zonazione - Indicazione delle classi di idoneità all’utilizzazione urbanistica del P.R.G.C. (Alfredi & Fubini, 2010).

In riferimento agli aspetti geologici e geomorfologici non si ipotizzano interferenze

negative dell’opera in progetto sulle aree limitrofe. Per quanto concerne gli aspetti

idraulici, le soluzioni tecniche adottate non inducono una riduzione apprezzabile della

capacità di invaso nelle aree di potenziale esondazione né costituiscono un significativo

ostacolo al deflusso delle acque.

L’area in oggetto è interessata dal R.D. 523/1904 per una fascia di 10 m da entrambi i

cigli superiori di sponda e dalla L.R. 45/89 sul vincolo idrogeologico. È inoltre soggetta ai

disposti dell’art. 29 della L.R. n. 56/1977 inerente le fasce di rispetto in Comunità Montana

(15 m per parte).


8.0 ASPETTI SISMICI

Il contesto tettonico e i regimi geodinamici tuttora attivi legati all'evoluzione della catena

alpina sono all'origine dell'attività sismica presente in Piemonte, generalmente modesta

come intensità, ma notevole come frequenza.

I terremoti si manifestano principalmente lungo due direttrici che riflettono chiaramente

l'assetto tettonico regionale essendo quasi coincidenti, entro un ragionevole margine di

distribuzione, l'uno con il fronte Pennidico e l'altro con il limite fra le unità pennidiche e la

pianura padana.

Osservando infatti la localizzazione degli epicentri dei terremoti registrati dalla rete

sismica si nota chiaramente una distribuzione dispersa lungo due direttrici principali:

• una segue la direzione dell'Arco Alpino occidentale nella sua parte interna in

corrispondenza del massimo gradiente orizzontale della gravità (zona

sismogenetica 908);

• l'altra (zona sismogenetica 909) più dispersa segue l'allineamento dei massicci

cristallini esterni in corrispondenza del minimo gravimetrico delle Alpi Occidentali

francesi.

Le due direttrici convergono nella zona del Cuneese, per riaprirsi a ventaglio verso la

costa, interessando il Nizzardo e l'Imperiese (fonte: ARPA Piemonte). Una terza direttrice

(zona sismogenetica 911), infine, interessa il fronte occidentale dell'Appennino sepolto ed

il suo prolungamento nel Monferrato.

Il Comune di Bardonecchia si colloca in corrispondenza alla zona sismogenetica 909 e in

adiacenza alla 908.

Nella figura 9 si possono osservare alcuni dati relativi alla storia sismica del Comune di

Bardonecchia contenuti nel Database Macrosismico Italiano 2004 (Stucchi et alii, 2007),

che per la prima volta ha raccolto e organizzato in modo critico i dati macrosismici

utilizzati per la compilazione del catalogo parametrico CPTI04 (2004). Recentemente è

stata pubblicata una nuova versione del catalogo (Locati et alii, 2011)


Figura 8 – Zone sismogenetiche, figure tratte da Meletti & Valensise (2004).


Figura 9 – Storia sismica del Comune di Bardonecchia, tratta dal Database Macrosismico Italiano 2011 (Locati et alii, 2011).

Sulla base di tale modello è stata elaborata la Mappa di pericolosità sismica del territorio

nazionale approvata dalla Commissione Grandi Rischi del Dipartimento della Protezione

Civile nella seduta del 6 aprile 2004, recepita dalla O.P.C.M. n° 3519 del 28 Aprile 2006 e

divenuta infine la Mappa di riferimento prevista dal D.M. 14 Gennaio 2008 – Norme

tecniche per le costruzioni.

Figura 10 – Mappa interattiva di pericolosità sismica, tratta dal sito dell’INGV.


È possibile stimare la magnitudo M, relativa agli eventi sismici attesi per il sito in oggetto,

con il processo di disaggregazione desunto dal sito internet dell’Istituto Nazionale di

Geofisica e Vulcanologia (2007), con probabilità di eccedenza del 10% in 50 anni. In tal

caso risulta pari a 4.81 (ved. fig. 11).

Figura 11 – Valori di magnitudo ottenuti con il processo di disaggregazione, figure tratte dal sito internet dell’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia.


Con l’individuazione delle zone sismiche di cui all’Ordinanza del Presidente del Consiglio

dei Ministri n. 3274 del 20/3/20031, così come modificata e integrata dall’Ordinanza del

Presidente del Consiglio dei Ministri del 28/4/20062, il Comune di Bardonecchia è stato

ascritto alla zona 3.

La Deliberazione della Giunta Regionale 19 gennaio 2010, n. 11-13058 "Aggiornamento e

adeguamento dell'elenco delle zone sismiche (O.P.C.M. n. 3274/2003 e O.P.C.M.

3519/2006)", nel caso specifico non ha mutato la classificazione.

Dal 1 gennaio 2012 si applicano le procedure di gestione e controllo delle attività

urbanistico-edilizie ai fini della prevenzione del rischio sismico approvate con

Deliberazione della Giunta Regionale n. 4-3084 del 12 dicembre 2011 e con

Deliberazione della Giunta Regionale n. 7-3340 del 3 febbraio 2012.

Nel seguito si riportano indicazioni tratte dalle linee guida dell'Associazione Geotecnica

Italiana, dal D.M. 14/01/2008 Norme tecniche per le costruzioni e dalla Circolare n. 617

del 2 febbraio 2009 Istruzioni per l'applicazione delle «nuove norme tecniche per le

costruzioni» di cui al decreto ministeriale 14 gennaio 2008 del Ministero delle

Infrastrutture e dei Trasporti.

Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto, si rende necessario valutare

l’effetto della risposta sismica locale mediante specifiche analisi. In assenza di tali analisi,

per la definizione dell’azione sismica si può fare riferimento a un approccio semplificato,

che si basa sull’individuazione di categorie di sottosuolo di riferimento indicate nelle

Tabelle 3.2.II e 3.2.III contenute nel Decreto ministeriale (infrastrutture) 14 Gennaio 2008

"Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni" (indicato nel seguito come

D.M. 14/01/2008).

In riferimento ai tipi e alle classi d'uso delle costruzioni di cui al D.M. 14/01/2008, il

Progettista ha stabilito che gli interventi in progetto ricadano rispettivamente nel tipo 2 e

nella classe II.

1 “Criteri per l’individuazione delle zone sismiche – individuazione, formazione e aggiornamento degli elenchi

delle medesime zone”. 2 “Criteri generali per l’individuazione delle zone sismiche e per la formazione e l’aggiornamento degli elenchi

delle medesime zone. (Ordinanza n. 3519)”, pubblicata sulla G.U. n. 108 dell’11/5/2006.


Tabella 1 – Tipi e vita nominale delle costruzioni di cui al D.M. 14/01/2008.

Tabella 2 –Classi d'uso delle costruzioni di cui al D.M. 14/01/2008.

Per le categorie di sottosuolo A, B, C, D, E le azioni sismiche sono definite al § 3.2.3 del

D.M. 14/01/2008 .

Per l'area di intervento, sulla scorta dell’indagine geofisica MASW effettuata nel sito in

oggetto (ved. allegati), è possibile individuare una categoria di sottosuolo E .

Per quanto ivece attiene condizioni topografiche complesse è necessario predisporre

specifiche analisi di risposta sismica locale. Per configurazioni superficiali semplici si può

adottare la classificazione della figura seguente.

Per quanto riguarda le condizioni topografiche si ricade invece nella categoria T1 .


Tabella 3 – Categorie di sottosuolo individuate nel D.M. 14/01/2008.

Tabella 4 – Categorie caratteristiche della superficie topografica.

Nelle prossime figure, tabelle e grafici si riportano, per il sito oggetto di intervento, i

parametri sismici di interesse, ovvero i valori dei parametri ag, Fo, TC* per il periodo di

ritorno TR associato ad ogni Stato Limite e i relativi spettri di risposta, ipotizzando una vita

di riferimento dell’opera di 50 anni. Nel dettaglio è stato utilizzato il programma “Spettri di


risposta” (versione 1.0.3), fornito dal Consiglio Superiore dei lavori Pubblici.

Tabella 5 – Parametri ag, Fo e Tc* riferite a ciascun stato limite.

Grafico 1 – Spettri di risposta elastici riferiti a ciascun stato limite.

In considerazione della categoria di sottosuolo B e la condizione topografica T1, è

possibile calcolare l’accelerazione sismica orizzontale massima attesa al sito

relativamente allo Stato Limite SLV:

amax = ag * Ss * ST = 0,105 g * 1,6 * 1 = 0,168 g


8.1. COEFFICIENTI SISMICI ORIZZONTALE E VERTICALE

I coefficienti sismici orizzontale e verticale sono pari a:

kh = βs * amax / g = 0,24 * 0,168 g/g = 0,040;

kv = ± 0,5 * kh = 0,5 * 0,040= 0,0020.

dove

βs = coefficiente di riduzione dell’accelerazione massima attesa al sito (ved. fig.

seguente);

amax = accelerazione orizzontale massima attesa al sito;

g = accelerazione di gravità.

Tabella 6 - Estratto NTC-08, § 7.11.13 – Tabella 7.11.I.

Nel seguito si riporta uno stralcio tratto dalle linee guida alle NTC redatte dalla

COMMISSIONE INTERREGIONALE ORDINE DEI GEOLOGI (2011).

Per liquefazione di un terreno s'intende il quasi totale annullamento della sua resistenza al

taglio con l'assunzione del comportamento meccanico caratteristico dei liquidi. I fenomeni

di liquefazione interessano in genere depositi sabbiosi saturi e dipendono principalmente

da: proprietà geotecniche dei terreni, caratteristiche delle vibrazioni sismiche e loro

durata, genesi e storia geologica dei terreni.

Un terreno incoerente saturo, in assenza di sollecitazioni sismiche è soggetto alla

pressione litostatica, dovuta al peso dei sedimenti sovrastanti. Durante una sollecitazione

sismica vengono indotte nel terreno delle sollecitazioni cicliche di taglio, dovute alla


propagazione delle onde sismiche verso la superficie, mentre la pressione litostatica resta

costante. Nel terreno si possono generare fenomeni di liquefazione se la scossa sismica

produce un numero di cicli tale da far si che la pressione interstiziale uguagli la pressione

di confinamento. Nei depositi la pressione di confinamento aumenta con la profondità,

mentre l'ampiezza dello sforzo di taglio indotto dal sisma diminuisce. La resistenza alla

liquefazione quindi è maggiore con la profondità. Maggiore è la durata di un terremoto più

alta è la possibilità che si arrivi (maggior numero di cicli) alla liquefazione. Inoltre,

maggiore è l'ampiezza della vibrazione e della deformazione indotta e minore è il numero

di cicli necessari per giungere a tale condizione. La probabilità che un deposito raggiunga

le condizioni per la liquefazione dipende anche dallo stato di addensamento, dalla

composizione granulometrica, dalle condizioni di drenaggio, dalla storia delle sollecitazioni

sismiche e dall'età del deposito stesso. Tanto minore è il grado di addensamento del

materiale (elevato indice dei vuoti e bassa densità relativa) tanto maggiore è la probabilità

che, a parità di altre condizioni, un deposito raggiunga lo stato di liquefazione.

Le NTC richiedono una verifica alla suscettibilità di liquefazione dei terreni del sito sul

quale insiste la progettazione di un manufatto. Se il terreno risulta suscettibile di

liquefazione e gli effetti conseguenti appaiono tali da influire sulle condizioni di stabilità di

pendii o manufatti, occorre procedere ad interventi di consolidamento del terreno e/o

trasferire il carico a strati di terreno non suscettibili di liquefazione.

Prima della vera e propria verifica della suscettibilità di liquefazione, le NTC propongono

una griglia di casi per i quali il sito non presenta possibilità di liquefazione dei terreni. Le

NTC recitano che “La verifica a liquefazione può essere omessa quando si manifesti

almeno una delle seguenti circostanze”:

1. eventi sismici attesi di magnitudo M inferiore a 5;

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

campo libero) minori di 0,1g;

3. profondità media stagionale della falda superiore a 15 m dal piano campagna, per

piano campagna sub orizzontale e strutture con fondazioni 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 nella Figura 7.11.1(a) nel caso

di terreni con coefficiente di uniformità Uc < 3,5 ed in Figura 7.11.1(b) nel caso di terreni

con coefficiente di uniformità Uc > 3,5.

Nel caso specifico la magnitudo stimata con il processo di disaggregazione desunto dal

sito internet dell’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia (2007), con probabilità di

eccedenza del 10% in 50 anni, risulta pari a 4.81, ovvero inferiore a 5.

Inoltre, stante la composizione granulometrica prevalentemente ghiaioso-ciottolosa dei

terreni di fondazione (ved. § 3, 5 e 9), si ritiene che i fenomeni di liquefazione siano

alquanto improbabili.


9.0 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA

9.1 INDAGINI GEOGNOSTICHE

Per il sito in oggetto sono disponibili indagini geognostiche pregresse e altre realizzate ex-

novo; in particolare si tratta di:

• n. 6 prove penetrometriche dinamiche continue (S.C.P.T.) eseguite con

penetrometro DPHS tipo “Meardi AGI”, spinte a profondità massima di 6 m (ved.

allegati);

• n. 1 prova tipo “MASW” per la determinazione del profilo di rigidità fino ad una

profondità di 30 metri e la conseguente determinazione della media pesata delle

velocità delle onde di taglio Vs30 (ved. relazione tecnica allegata);

• n. 1 misura di rumore sismico ambientale “HVSR” (ved. relazione tecnica allegata).

9.2 DEFINIZIONE DELLE UNITÀ LITOSTRATIGRAFICHE

Con riferimento a quanto sopra esposto, in sinistra idrografica sono state individuate due

Unità litostratigrafiche principali:

• tra 0 e -3.60 m dal p.c. - Unità I : ghiaie sabbiose debolmente limose;

• tra -3.60 m e circa -6.00 m dal p.c - Unità II : ghiaie ciottolose con matrice

sabbiosa.

La porzione superficiale (0.50 – 1 m) dell’Unità I è in parte riferibile a terreni di riporto,che

mostrano comunque un buon addensamento e non sono distinguibili dai terreni alluvionali

naturali.

In sponda destra le prove penetrometriche sono andate a rifiuto; tuttavia si ritiene congruo

e cautelativo, sulla scorta delle osservazioni effettuate in occasione della costruzione del

muro e limitatamente all’impronta della spalla della passerella in progetto, considerare la

presenza dell’Unità I. Si segnala che immediatamente a monte il substrato roccioso è

affiorante.

9.3 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI

La caratterizzazione geotecnica ha fatto riferimento alle indagini pregresse, in grado di

fornire informazioni sull’addensamento dei depositi presenti, che associati alle litologie

hanno permesso l’attribuzione dei paramenti geotecnici di progetto. Le indagini geofisiche


realizzate confermano l’assetto stratigrafico locale risultante dalle prove suddette.

In particolare, in corrispondenza del sito sono state realizzate alcune prove

penetrometriche dinamiche continue (S.C.P.T.) nell’ambito della progettazione per le

difese spondali localizzate in corrispondenza alla passerella in oggetto, eseguite con

penetrometro DPHS tipo “Meardi AGI”, spinte a profondità massima di 6 m da p.c..

Nella prova SCPT-DPSH il dato acquisito è rappresentato dall’indice N30, numero di colpi

inferti da una massa battente pesante 73 kg e con altezza di caduta di 75 cm per infiggere

di 30 cm una punta conica portata all’estremità di un’asta metallica.

Il valore di N30 è funzione delle caratteristiche e del tipo di terreno e riflette

essenzialmente il suo grado di addensamento. Il valore N30 può essere correlato al valore

NSPT tramite la correlazione 0,57 > N30/NSPT >0,5 proposta da Cestari (1990). Attraverso

tali correlazioni e con riferimento al parametro NSPT che ne deriva, è possibile ottenere

una stima del valore dei parametri geotecnici fondamentali.

Pur trattandosi di n. 6 prove, soltanto n. 2 forniscono dati utili in quanto n. 1 è stata

interrotta poiché ha subito una deviazione dalla verticale e le restanti sono andate “a

rifiuto” verosimilmente per la presenza di manufatti interrati (ved. Allegati).

9.3.1. Ghiaie ciottolose-sabbiose (Unità Litologica I)

Sulla base delle osservazioni in sito, dei risultati delle indagini geognostiche e dei dati

bibliografici disponibili, è possibile classificare i termini di tale unità secondo la

classificazione del sistema unificato statunitense (U.S.C.S.). In particolare i terreni di

tale unità sono classificabili con la sigla GM; si tratta cioè in prevalenza di ghiaie mal

gradate sabbioso-limose. Secondo la classificazione CNR-UNI questi materiali si

collocano nel gruppo A1b.

- Densità relativa

Per la stima di tale parametro, si fa riferimento alle correlazioni proposte da Gibbs e

Holtz (1956), che definiscono i valori caratteristici di DR relativi al valore di NSPT di

tali terreni in funzione della tensione geostatica efficace presente a livello di

esecuzione della prova. Per tale orizzonte stratigrafico sono disponibili i risultati delle

prove SCPT-DPSH n. 1bis e n. 2, spinte sino a 60 m di profondità. Le correlazioni con

il numero di colpi delle prove SPT indicano valori di densità corrispondenti variabili tra

il 64 e il 97%. Tuttavia, si può stimare cautelativamente una densità relativa DR del

65 %, corrispondente comunque a uno stato di densità media-elevata.


- Parametri di resistenza

Sulla base del valore di DR stimato è possibile, per mezzo delle correlazioni proposte

da Schmertmann (1978), stimare l'angolo di resistenza al taglio di picco, che risulta

pari a ø = 41°. Il valore ricavato rappresenta, come detto, l'angolo di resistenza al

taglio di picco da utilizzare in problematiche geotecniche che implichino un basso

livello deformativo (spinte contro opere di sostegno etc.).

Figura 12 – Correlazioni di Schmertmann (1978).

Relativamente all'angolo di resistenza al taglio a volume costante (φcv), i valori

proposti da Lambe e Whitman per sabbie e ghiaie risultano compresi tra 34° e 38°.

In particolare una stima di tale parametro è possibile dall'esame del diagramma

proposto da Bolton (1986) che per una densità relativa del 65% prevede una

differenza fra ø e øcv compresa tra 4,5 e 8° e conseguentemente un intervallo di

valori dell'angolo di resistenza al taglio a volume costante compreso tra 33° e 36,5°.

Viste le caratteristiche granulometriche dei terreni incontrati, si assume un valore

nullo della coesione.


Figura 13 – Correlazioni di Bolton (1986).

- Parametri di deformabilità

Il modulo di deformazione del terreno in condizioni drenate è stimato, come i

parametri precedenti, sulla base dei risultati delle prove penetrometriche eseguite in

sito. In particolar modo, facendo riferimento a quanto proposto da D’Appolonia (1970)

per sabbie ghiaiose risulta:

E' = S1 * NSPT + S2

dove per terreni sabbiosi:

S1 = 0,765 [MPa]

S2 = 18,75 [MPa]

Per quanto riguarda il valore di NSPT, si assume un valore rappresentativo

mediamente pari a 12 colpi/piede. Sostituendo questo dato nell'espressione proposta

si ricava: E' = 28 MPa

Il coefficiente di Poisson si può ragionevolmente assumere pari a ν = 0,35.

- Coefficiente di sottofondo (o di Winkler)

Il coefficiente di sottofondo viene stimato partendo dalla considerazione che per

materiali similari i livelli di confidenza raggiungono come limite superiore i 10 kg/cm3.


Figura 14 – Valori di S1 ed S2 (tratto da Denver, 1982).

- Peso di volume

Sulla base della classificazione granulometrica e del valore di DR stimato in

precedenza è possibile, attraverso le correlazioni proposte dal NAVFAC (1971),

stimare il peso di volume saturo dei terreni in esame. Con un valore di DR = 65% si

ottiene γ = 19 kN/m3.

Figura 15 – Correlazione tra DR, φ’ e peso di volume per diversi terreni (Navfac 1971).


Riassumendo per i terreni costituenti l’unità litologica in oggetto, si ritiene corretto

assumere i seguenti parametri geotecnici:

- peso di volume γ = 19 kN/m3

- coesione drenata c' = 0 kPa

- angolo di resistenza al taglio

di picco ø'p = 42°


a volume costante ø'cv = 34,5°

- modulo di deformazione E' = 28 MPa

- coefficiente di Poisson ν = 0,35

9.3.2. Ghiaie ciottolose-sabbiose (Unità Litologica II)

Sulla base delle osservazioni in sito, dei risultati delle indagini geognostiche e dei dati

bibliografici disponibili, è possibile classificare i termini di tale unità secondo la

classificazione del sistema unificato statunitense (U.S.C.S.). In particolare i terreni di tale

unità sono classificabili con la sigla GW. Secondo la classificazione CNR UNI questi

terreni sono classificabili in genere nel gruppo A1a.

Va peraltro segnalata una presenza di ciottoli e blocchi che costituiscono una significativa

percentuale del deposito.

Trattandosi di materiali di tipo incoerente verranno forniti i parametri in condizioni drenate.

- Densità relativa

Per la stima di tale parametro, si fa riferimento alle correlazioni proposte da Gibbs e

Holtz (1956), che definiscono i valori caratteristici di DR relativi al valore di NSPT di

tali terreni in funzione della tensione geostatica efficace presente a livello di

esecuzione della prova. . Per tale orizzonte stratigrafico sono disponibili i risultati

delle prove SCPT-DPSH n. 1bis e n. 2, spinte sino a 6 m di profondità, che indicano

valori di densità relativa corrispondenti al 100 %. Tuttavia, si può stimare

cautelativamente una densità relativa DR dell’80 %, corrispondente comunque a uno

stato di densità elevata.

- Parametri di resistenza

Sulla base del valore di DR stimato è possibile, per mezzo delle correlazioni proposte

da Schmertmann (1978), stimare l'angolo di resistenza al taglio di picco, che risulta


pari a ø = 44°. Il valore ricavato rappresenta, come detto, l'angolo di resistenza al

taglio di picco da utilizzare in problematiche geotecniche che implichino un basso

livello deformativo (spinte contro opere di sostegno etc.).

Relativamente all'angolo di resistenza al taglio a volume costante (φcv), i valori

proposti da Lambe e Whitman per sabbie e ghiaie risultano compresi tra 34° e 38°. In

particolare una stima di tale parametro è possibile dall'esame del diagramma

proposto da Bolton (1986) che per una densità relativa dell’80% prevede una

differenza fra ø e øcv compresa tra 7 e 11° e conseguentemente un intervallo di

valori dell'angolo di resistenza al taglio a volume costante compreso tra 33° e 37°.

Tuttavia, in considerazione del notevole addensamento dei materiali, si assume In

definitiva come valore dell'angolo di resistenza al taglio a volume costante un valore

di 36°. Viste le caratteristiche granulometriche dei terreni incontrati, si assume un

valore nullo della coesione.

- Parametri di deformabilità

Il modulo di deformazione del terreno in condizioni drenate è stimato, come i

parametri precedenti, sulla base dei risultati delle prove penetrometriche eseguite in

sito. In particolar modo, facendo riferimento a quanto proposto da D’Appolonia (1970)

per sabbie ghiaiose risulta:

E' = S1 * NSPT + S2

dove per terreni sabbiosi:

S1 = 0,765 [MPa]

S2 = 18,75 [MPa]

Per quanto riguarda il valore di NSPT, si assume un valore rappresentativo

mediamente pari a 35 colpi/piede. Sostituendo questo dato nell'espressione proposta

si ricava: E' = 45 MPa

Il coefficiente di Poisson si può ragionevolmente assumere pari a ν = 0,35.

- Peso di volume

Sulla base della classificazione granulometrica e del valore di DR stimato in

precedenza è possibile, attraverso le correlazioni proposte dal NAVFAC (1971),

stimare il peso di volume saturo dei terreni in esame. Con un valore di DR = 80% si


ottiene γ = 20 kN/m3.

- Coefficiente di sottofondo (o di Winkler)

Il coefficiente di sottofondo viene stimato partendo dalla considerazione che per

materiali similari i livelli di confidenza raggiungono come limite superiore i 10 kg/cm3.

Riassumendo per i terreni costituenti l’unità litologica in oggetto, si ritiene corretto

assumere i seguenti parametri geotecnici:

- peso di volume γ = 20 kN/m3

- coesione drenata c' = 0 kPa


di picco ø'p = 44°


a volume costante ø'cv = 36°

- modulo di deformazione E' = 45 MPa

- coefficiente di Poisson ν = 0,35

Si ribadisce che i parametri di picco risultano validi per problematiche che implichino bassi

livelli di deformazione, quali problemi di sostegno degli scavi mediante opere tirantate,

mentre per quanto concerne i parametri a volume costante è opportuno fare riferimento

ad essi quando i livelli di deformazione risultino elevati, come nel caso di problematiche di

capacità portante.

9.4 PARAMETRI GEOTECNICI DI CALCOLO

Sulla base delle analisi svolte al paragrafo precedente è possibile definire un profilo

geotecnico di progetto a cui fare riferimento in sede progettuale.

La definizione dei parametri di calcolo è effettuata con riferimento all’approccio agli stati

limite in campo geotecnico trattato dagli Eurocodici, che viene introdotto a livello di

normativa nazionale attraverso il “Testo unico – Norme Tecniche per le Costruzioni –

Gennaio 2008.

Per Stato Limite Ultimo (SLU) si intende lo stato al superamento del quale si ha il collasso

strutturale, crolli, perdita di equilibrio, dissesti gravi, ovvero fenomeni che mettono fuori


servizio in modo irreversibile la struttura.

Per Stato Limite di Esercizio (SLE) si intende lo stato al superamento del quale

corrisponde la perdita di una particolare funzionalità che condiziona o limita la prestazione

dell’opera.

Nell’ambito del metodo agli stati limite, la misura della sicurezza si ottiene con il “Metodo

semiprobabilistico dei Coefficienti Parziali” di sicurezza espresso dall’espressione

dd ER ≥

dove:

Rd = valore di progetto della resistenza del terreno pari a R/γR

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

carico di cui ai punti successivi

La resistenza Rd, alla quale è applicato un coefficiente γR che opera direttamente sulla

resistenza del sistema è determinata:

- in modo analitico, con riferimento ai valori caratteristici dei parametri geotecnici di

resistenza (angolo di attrito, coesione, etc.) divisi per un coefficiente parziale γm;

- sulla base di misure dirette, tenendo conto di specifici coefficienti parziali.

L’azione Ed è determinata, a partire da un valore caratteristico (F), amplificandolo

mediante i coefficienti parziali γf. Tenendo in conto i parametri di progetto (X) e la

geometria del progetto (a)

E d = E [γF * F k; X k /γ M ; a d ]

La verifica della suddetta condizione deve essere effettuata impiegando diverse

combinazioni di gruppi di coefficienti parziali, rispettivamente definiti per le azioni (A1 e

A2), per i parametri geotecnici (M1 e M2) e per le resistenze (R1, R2 e R3).

I diversi gruppi di coefficienti di sicurezza parziali sono scelti nell'ambito di due approcci

progettuali distinti e alternativi.

Nel primo approccio progettuale (approccio 1) sono previste due differenti combinazioni di

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

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

combinazione è generalmente più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico.


Nel seconda approccio progettuale (approccio 2) è prevista un'unica combinazione di

gruppi di coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali sia nelle verifiche

geotecniche.

In termini generali la combinazione A1+M1 prevede:

Azioni (A1)

AZIONE Simbologia coefficiente parziale COEFFICIENTE PARZIALE

Permanente sfavorevole 1,3

Permanente favorevole

γG

1,0

Variabile sfavorevole 1,5

Variabile favorevole

γQ

0,0

Resistenze (M1)

AZIONE Parametro al quale applicare

il coefficiente parziale COEFFICIENTE PARZIALE

Tangente dell’angolo di resistenza al taglio tan φ'k 1,0

Coesione efficace c’k 1,0

Resistenza non drenata cuk 1,0

Peso di volume γ 1,0

La combinazione A2+M2 prevede:

Azioni (A2)

AZIONE Simbologia coefficiente parziale COEFFICIENTE PARZIALE

Permanente sfavorevole 1,0

Permanente sfavorevole

γG

1,0

Variabile sfavorevole 1,3

Variabile favorevole

γQ

0,0


Resistenze (M2)

AZIONE Parametro al quale applicare il

coefficiente parziale COEFFICIENTE PARZIALE

Tangente dell’angolo di resistenza al taglio tan φ'k 1,25

Coesione efficace c’k 1,25

Resistenza non drenata cuk 1,4

Peso di volume γ 1,0

I parametri geotecnici caratteristici, utilizzati per le verifiche agli Stati Limite Ultimi (SLU),

in ottemperanza al D.M. 14/01/2008 – Norme Tecniche per le Costruzioni sono i seguenti:

Per la combinazione A1+M1:

Unità I

peso di volume γ = 19 kN/m3

coesione drenata c' = 0 kPa

angolo di resistenza al taglio di picco ø'p = 42°

angolo di resistenza al taglio a volume costante ø'cv = 34,5°

Unità II



angolo di resistenza al taglio di picco ø'p = 44°

angolo di resistenza al taglio a volume costante ø'cv = 36°

Per la combinazione A2+M2:

Unità I




angolo di resistenza al taglio di picco ø'p = 35,76°


Unità II



angolo di resistenza al taglio di picco ø'p = 37,68°


9.5 CRITERI PROGETTUALI DELLE STRUTTURE DI FONDAZIONE

L’analisi comparativa tra le opere previste in progetto e l’assetto geotecnico rilevato

permette, in linea generale, di pervenire ad una scelta del piano di fondazione e della

tipologia fondazionale da adottarsi.

Sulla base delle analisi stratigrafiche e geotecniche svolte ai punti precedenti sarebbe

possibile indicare una tipologia fondazionale di tipo diretto; tuttavia, in considerazione

della presenza di un muro di protezione spondale adiacente alla spalla destra e della

tipologia strutturale della passerella in progetto, che implica una non trascurabile

eccentricità dei carichi, si ritiene opportuna l’adozione di fondazioni indirette.

Il predimensionamento delle fondazioni è contenuto nella Relazione di calcolo strutturale.


RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI

ALIFREDI G. & FUBINI A. (2010) - Comune di Bardonecchia. Variante al P.R.G.C di adeguamento al PAI.

ARPA PIEMONTE (2013) - Geoviewer.

ASSOCIAZIONE GEOTECNICA ITALIANA (2005) - Aspetti geotecnici della progettazione in zona sismica. Linee guida. Patron Ed., Bologna, 402 pp.

CIVITA M. (2005) – Idrogeologia applicata e ambientale. – Casa Editrice Ambrosiana, Milano, 794 Pp.

DELA PIERRE F., POLINO R., BORGHI A., CARRARO F., FIORASO G., GIARDINO M., BELLARDONE G., MALUSÀ P., CONTI A., GATTIGLIO, M. & MOSCA P. (1999) – Note illustrative della Carta Geologica d’Italia alla scala 1:50.000. Foglio 132-152-153 Bardonecchia.

ISTITUTO NAZIONALE DI GEOFISICA E VULCANOLOGIA – Mappe interattive di pericolosità sismica. http://esse1-gis.mi.ingv.it/s1_en.php

LOCATI M., CAMASSI R. & STUCCHI M. (2011) Database Macrosismico Italiano, versione DBMI11.

MARTINA L. (2008) – Comune di Bardonecchia. Variante al P.R.G.C di adeguamento al PAI.

MELETTI C. & VALENSISE G. (2004) - Zonazione sismogenetica ZS9. App. 2 al rapporto conclusivo.

STUCCHI R., CAMASSI, ROVIDA A., LOCATI M., ERCOLANI E., MELETTI E. C., MIGLIAVACCA P., BERNARDINI F. & AZZARO R. (2007) - DBMI04, il database delle osservazioni macrosismiche dei terremoti italiani utilizzate per la compilazione del catalogo parametrico CPTI04. http://emidius.mi.ingv.it/DBMI04/ Quaderni di Geofisica, Vol 49, pp.38.

TECHGEA (2012) – Sito di indagine: Comune di Bardonecchia (TO). Indagini sismiche finalizzate alla caratterizzazione litostratigrafica e alla determinazione del parametro Vs30 per la classificazione sismica dei suoli.

ZANELLA E. (2008-2010). Comune di Bardonecchia. Piano regolatore Generale. Variante di adeguamento al PAI.


ALLEGATI


ALLEGATO 1 – UBICAZIONE DELLE PROVE PENETROMETRICHE

Prova penetrometrica dinamica realizzata da Sondeo S.r.l.

P1

P3

P2

P1bis


ALLEGATO 2 – RISULTATI DELLE PROVE PENETROMETRICHE


ALLEGATO 3 – INDAGINI GEOFISICHE

Techgea Srl Sede legale e operativa: Via Carlo Viola 78 11026 Pont Saint Martin (AO)

Tel 011 700113 - Fax 011 7077673 - e-mail: [email protected]

Committente:

Comune di Bardonecchia

Sito di indagine:

Viale della Vittoria, Bardonecchia (TO)

Indagine sismica finalizzata alla determinazione

del parametro Vs30 per la classificazione sismica dei suoli.

Relazione Tecnica

Relazione n.: 2620/2013 Redatto da: Dott. Geol. Emmanuele Duò Controllato da: Dott. Geol. Mario Naldi Data: Dicembre 2013 Revisione: 0

Comune di Bardonecchia Sommario

Relazione n. 2620/2013

Viale della Vittoria Dicembre 2013



1 INTRODUZIONE ....................................................................................................................................... 1

2 STRUMENTAZIONE UTILIZZATA ........................................................................................................... 1

3 UBICAZIONE INDAGINI E ACQUISIZIONE DATI ................................................................................... 2

4 ELABORAZIONE DATI ............................................................................................................................. 3

4.1 CALCOLO DELL’AZIONE SISMICA DI PROGETTO ...................................................................... 3

4.2 PROFILO SISMOSTRATIGRAFICO (PROFILO DI VELOCITA’ONDE DI TAGLIO)....................... 3

4.3 VALUTAZIONE DEL PARAMETRO Vs30 ......................................................................................... 4

4.4 RISULTATI DELLE MISURE DI RUMORE SISMICO ..................................................................... 4

4.4.1 PREMESSA ..................................................................................................................................... 4

4.4.2 RAPPORTO SPETTRALE H/V E FREQUENZE DI RISONANZA ................................................... 4

ALLEGATO A Certificato esito prova MASW e HVSR

ALLEGATO B Cenni sulla metodologia MASW

ALLEGATO C Cenni sulla metodologia HVSR

Comune di Bardonecchia Pagina 1





1 INTRODUZIONE

La presente relazione illustra e descrive le indagini geofisiche di tipo sismico (MASW –

Multichannel Analysis of Surface Waves) realizzate in viale della Vittoria, a Bardonecchia, dov’è in

progetto la realizzazione di una passerella per l’attraversamento pedonale sul Torrente Dora di

Melezet.

Scopo dell’indagine è definire il parametro Vs30 per la classificazione sismica dei suoli (in accordo

al D.M. 14.01.2008) e successivi aggiornamenti.

Allo scopo di fornire informazioni di complemento alla misura di Vs30 effettuata mediante

metodologia MASW attiva, è stata eseguita in prossimità dello stesso sito una misura di rumore

sismico ambientale (HVSR).

In quanto segue si illustrano i metodi utilizzati e si analizzano i risultati ottenuti (Allegato A).

2 STRUMENTAZIONE UTILIZZATA

L’acquisizione dei dati sismici per la prova MASW è stata realizzata con un sismografo a 24 canali

dotato di un convertitore analogico/digitale a 24 bit (unità Daq Link III, Seismic Source ltd.). Lo

strumento è fornito di una connessione di rete standard 10/100 (base RJ45) per la comunicazione

con un computer portatile su cui è installato un apposito programma (VibraScope ® v.2.4.40) che

gestisce la visualizzazione, l’analisi e la memorizzazione delle forme d’onda registrate.

I geofoni utilizzati (Weihai Sunfull) possiedono una frequenza di risonanza pari 4.5 Hz con

distorsione inferiore allo 0.2%.

L’energizzazione si è ottenuta con massa battente da 10 Kg su piastra metallica. Per l’innesco

(trigger) si è utilizzato uno “shock sensor” collegato alla mazza battente e connesso via cavo al

sismografo.

Cenni relativi alla metodologia di indagine sono riportati in Allegato B.

L’acquisizione dei dati di rumore ambientale è stata effettuata con il sismometro SL06 prodotto da

SARA Electronic Instruments. Lo strumento è costruito con 3 sensori (velocimetri da 2 Hz di

frequenza naturale), un digitalizzatore a 24 bit, un ricevitore GPS ed un’unità di calcolo/datalogger.

Lo strumento utilizzato è in grado di riprodurre fedelmente il segnale in arrivo (ossia mantiene una

risposta costante per tutte le frequenze contenute nel segnale in arrivo) come evidenziato nel

Technical Report n°26 “Test of seismic recorders with 4,5 Hz sensors: GBV 316 from GeoSig and






SL07 from SARA” del Norwegian National Seismic Network e certificato nel documento del

costruttore “Noise performance of the SADC20 A/D Converter”.

Cenni relativi alla metodologia di indagine sono riportati in Allegato C.

3 UBICAZIONE INDAGINI E ACQUISIZIONE DATI

Come detto nel capitolo introduttivo, l’indagine ha previsto la realizzazione di una prova MASW e

di una misura di rumore sismico ambientale, la cui ubicazione viene riportata in Allegato A (pag. 1).

L’array sismico per l’indagine MASW è stato eseguito posizionando 24 geofoni a 4.5 Hz

equispaziati di 1.5 m, per un totale di 34.5 m lineari di stendimento.

Per l’acquisizione dei dati si sono individuati 12 punti di energizzazione; tali punti sono stati ubicati

alle estremità dello stendimento, alla distanza massima di 9 metri dal primo geofono. Per ogni

punto di energizzazione sono stati generati almeno 2 impulsi sismici.

Le coordinate geografiche (gradi, minuti, secondi) del punto centrale dello stendimento, MASW

(ovvero del profilo di velocità delle onde di taglio ottenuto per il calcolo del valore di VS30), sono:

• Latitudine: 45° 4'23.57"N

• Longitudine: 6°42'19.21"E

Tabella 1 – geometria di stendimento MASW ottimale






Il sismografo SL06 per la misura di rumore sismico ambientale è stato posizionato a circa 30 metri

di distanza dal centro dello stendimento MASW, come si può osservare sulla foto aerea riportata in

allegato A, pagina 1. Particolare attenzione è stata dedicata alla messa in bolla dello strumento

onde evitare distorsioni nella risposta.

La registrazione di rumore sismico è iniziata alle ore 08:55 UTC (ore 09:55 locali) ed è terminata

alle ore 09:31 circa. Si è utilizzata una frequenza di campionamento pari a 200Hz. Le registrazioni

sono state tagliate per ottenere 30 minuti di segnale utile, eliminando quindi gli eventuali “spikes” di

bordo.

Le coordinate geografiche assolute (gradi, minuti, secondi) del punto di misura HVSR sono:

• Latitudine: 45° 4'24.13"N

• Longitudine: 45° 4'24.13"N

4 ELABORAZIONE DATI

I dati sismici relativi all’indagine MASW sono stati elaborati con il software Surfseis V. 3.05

(Kansas University, USA), che analizza la curva di dispersione sperimentale per le onde di

Rayleigh. L’inversione numerica della curva, secondo un processo iterativo ai minimi quadrati,

consente di ottenere un profilo di velocità delle onde di taglio nel sottosuolo.

Le misure di rumore sismico a stazione singola sono state elaborate attraverso il software Geopsy

(open source) nato durante il SESAME European Project e sviluppato da una collaborazione tra

l’ISTerre di Grenoble (France), l’IGUP di Postdam (Germany) l’UNLV (Las Vegas, USA) e l’USGS

(Nevada USA).

4.1 CALCOLO DELL’AZIONE SISMICA DI PROGETTO

Secondo la normativa sismica vigente, rappresentata per il Piemonte dalla D.G.R. 12/12/2011, n.

4-3084 modificata secondo la D.G.R. 3/02/2012, n. 7-3340 il Comune di Bardonecchia ricade in

zona sismica 3.

Il D.M. 14/01/2008 “Approvazione delle Nuove Norme Tecniche sulle Costruzioni” mette a

disposizione dei professionisti uno strumento basato sul progetto sviluppato in collaborazione

dall’INGV e dal DPC - “S1” - per il calcolo dei parametri rappresentativi delle componenti

(orizzontali e verticali) delle azioni sismiche di progetto per qualsiasi sito del territorio nazionale.






Si forniscono di seguito i parametri a cui sopra si è fatto cenno, calcolati utilizzando le coordinate

del centro dello stendimento MASW.

TR[anni] ag [g] F0 [-] Tc* [s]

30 0.031 2.435 0.199

50 0.040 2.508 0.213

72 0.048 2.476 0.231

101 0.055 2.498 0.235

140 0.063 2.505 0.248

201 0.074 2.485 0.256

475 0.105 2.465 0.268

975 0.138 2.462 0.277

2475 0.187 2.463 0.291

La medesima normativa individua come parametro di riferimento per la classificazione sismica dei

suoli la velocità media di propagazione delle onde di taglio entro i primi 30 m di profondità dal

piano campagna (Vs30) e viene calcolato con la seguente formula:

dove hi e Vi indicano lo spessore (in m) e la velocità (in m/s) delle onde di taglio (per deformazioni

di taglio γ < 10 -6 ) dello strato i-esimo, per un totale di N strati presenti nei 30 m superiori.

∑=

=

Ni i

i

V

hVs

,1

30

30

Tabella 2 – Valori dei parametri ag, F0, Tc* per i periodi di ritorno TR di riferimento






Tabella 3: Classificazione del tipo di suolo secondo la vigente normativa sismica italiana

4.2 PROFILO SISMOSTRATIGRAFICO (PROFILO DI VELOCITA’ONDE DI TAGLIO)

L’analisi del profilo di velocità ottenuto dalla curva di dispersione della prova MASW, riportato

nell’Allegato A, evidenzia un assetto sismostratigrafico caratterizzato dalla presenza dei seguenti

livelli:

1. un livello superficiale, fino a circa 7 m di profondità, costituito da materiali da sciolti a

debolmente addensati (VS compresa tra 260 e 340 m/s);

2. Un sismostrato sottostante costituito da terreni a grado d’addensamento medio-alto (VS

compresa tra circa 420 e 640 m/s), corrispondente con probabile substrato roccioso

alterato e esteso fino alla profondità di 21 metri circa.

3. Un sismostrato basale, caratterizzato da elevata rigidità (velocità delle onde di taglio

superiore a 900 m/s), coincidente con il substrato roccioso più massivo.

Suolo Descrizione geotecnica Vs30(m/s)

A Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi caratterizzati da valori di Vs30 superiori a 800 m/s, eventualmente comprendenti in superficie uno strato di

alterazione, con spessore massimo pari a 3 m. >800

B

Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un

graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT,30 > 50 nei terreni a grana

grossa e cu,30 > 250 kPa nei terreni a grana fina).

360÷800

C

Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un

graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a

grana grossa e 70 < cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).

180÷360

D

Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o di terreni a grana fina scarsamente consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori

di Vs30 inferiori a 180 m/s (ovvero NSPT,30 < 15 nei terreni a grana grossa e cu,30 < 70 kPa nei terreni a grana fina).

<180

E Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m, posti sul

substrato di riferimento (con Vs > 800 m/s). -

S1

Depositi di terreni caratterizzati da valori di Vs30 inferiori a 100 m/s (ovvero 10 < cu,30 < 20 kPa), che includono uno strato di almeno 8 m di terreni a grana fina di

bassa consistenza, oppure che includono almeno 3 m di torba o di argille altamente organiche.

<100

S2 Depositi di terreni suscettibili di liquefazione, di argille sensitive o qualsiasi altra

categoria di sottosuolo non classificabile nei tipi precedenti. -






4.3 VALUTAZIONE DEL PARAMETRO Vs30

Per la presenza di un substrato sismico entro i 20 m di profondità (dato confermato dalla prova HVSR, Par. 4.4) si ritiene, per ragioni cautelative, di adottare una classe E:

[Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m, posti sul substrato di

riferimento (con Vs > 800 m/s)].

4.4 RISULTATI DELLE MISURE DI RUMORE SISMICO

4.4.1 PREMESSA

Le misure di rumore sismico a stazione singola, effettuate in condizioni ottimali e secondo precise

prescrizioni tecniche (vedi Allegato C), consentono di ottenere informazioni sulle frequenze di

risonanza di sito, cioè i periodi propri di vibrazione del volume di materiali compreso tra il substrato

e la superficie topografica.

Tale tipologia di indagini è di particolare utilità negli studi di risposta sismica locale (RSL) ossia le

analisi volte a determinare l’insieme di modifiche che un moto sismico generato ad una certa

profondità subisce attraversando gli strati sovrastanti fino alla superficie.

Gli studi di RSL possono essere effettuati a diversa scala di approfondimento in funzione del tipo di

intervento in progetto. In questa sede si ricercano informazioni di tipo quantitativo, utili come

complemento e validazione della classificazione sismica effettuata per mezzo della tecnica MASW

attiva.

4.4.2 RAPPORTO SPETTRALE H/V E FREQUENZE DI RISONANZA

Nel grafico riportato in Allegato A (pagina 3) è mostrato l’andamento del rapporto spettrale tra le

componenti orizzontali (mediate) e verticale del moto sismico al suolo nel sito di indagine.

La misura mostra un’attendibilità media, valutabile in relazione a:

• durata complessiva della registrazione;

• elevata stazionarietà dei rapporti spettrali per le finestre temporali considerate (esclusione

delle finestre comprendenti il “rumore” prodotto dall’acquisizione sismica attiva);

• debole direzionalità del segnale (misura isotropa);

• assenza di rumore elettromagnetico;

• soddisfazione parziale dei criteri SESAME per le frequenze di risonanza individuate (4

criteri su 6, per entrambe le frequenze di risonanza individuate).






La frequenza di risonanza misurata (f = 1.60 Hz) si riferisce ad un interfaccia a medio-alto

contrasto di impedenza sismica localizzata a profondità elevata e può essere considerata

frequenza fondamentale di sito in quanto rappresentativa del modo di vibrazione legato ai materiali

sedimentari e rocciosi (fratturati e detensionati) giacenti sul substrato sismico locale.

I due picchi coalescenti visibili alle frequenze f1 = 5.30 Hz ed f2 = 7.40 Hz, sono legati ad interfacce

rifrangenti superficiali definite comunque da contrasto di impedenza sismica medio-elevato e

pertanto verosimilmente legate al contatto deposito/detrito – roccia in posto.

In ultima analisi è stata effettuata una verifica di tipo quantitativo per ottenere una misura speditiva

della profondità delle interfacce di risonanza a cui si riferiscono i picchi alle frequenze maggiori.

Mediante l’applicazione della relazione che lega la frequenza di risonanza alla velocità ed alla

profondità (1) ed utilizzando come valori di Vs media delle coperture quelli ottenuti mediante la

prova sismica MASW, si ricavano valori di profondità paragonabili (con approssimazione di circa

un metro) alle maggiori variazioni evidenziate dal profilo di velocità della prova MASW.

Lo schema riassuntivo che incrocia i dati delle due prove è presentato alla pagina 5 dell’Allegato A.

Si conferma in conclusione l’interpretazione dell’assetto stratigrafico locale, già descritto mediante

la prova MASW, rappresentato sinteticamente da:

• un’interfaccia superficiale definita dal contatto tra i depositi alluvionale/detriti di versante

con il substrato roccioso fratturato e allentato (circa 10 metri da p.c.);

• una seconda discontinuità tra materiali afferenti al substrato roccioso caratterizzati da

diversa competenza (circa 21 metri da p.c.):

• una disconformità profonda tra rocce ulteriormente differenziate per rigidità (circa 100 metri

da p.c).

Relazione redatta da: Dott. Geol. Emmanuele Duò Controllata da: Dott. Geol. Mario Naldi

1

H

V s

40

∧

=ν dalla quale derivano:

0

4

T

HV s =∧

e 4

0TV

Hs ∗

=

∧

Comune di Bardonecchia A





ALLEGATO A

Certificato esito prove MASW e HVSR

RELAZIONE

Stendimento linea MASW


PROIEZIONE UTM

LEGENDA

LOCALITA'

2620/13

COMMITTENTE

ZONA

Viale della Vittoria

13/12/2013 ALLEGATO A - pag 1

DATUM

Centrolinea MASW -

Ubicazione profilo Vs 30

Misura HVSR

NORD 4993645

DATA

DOCUMENTAZIONE FOTOGRAFICA

UBICAZIONE INDAGINE MASW

32T

EST

WGS84

319376

UBICAZIONE CENTRO MASW

SAMPLE INTERVAL

MODELLO PROFILO Vs A 10 STRATI

StratoProfondità [m]

998

-1.86

590-16.38

Vs [m/s}

5 293-4.76

4

9

10 -30.00

-9.29

-21.30

COMMITTENTE

RELAZIONE

N° PROVA

ada

ALLEGATO A - pag 2

24 (freq. 4,5 Hz)

1.0 s

0.250 ms

DESCRIZIONE GEOTECNICA

Curva di disperione finale

Vs iniziale

PROFILO DI VELOCITA' DELLE ONDE DI TAGLIO

2620/13

LEGENDA

-21.30

LOCALITA'

DATA 13/12/2013

CODICE DI CALCOLO: SurfSeis 3.15

-12.44

-16.38

Daq Link III

Vs finale

Curva di dispersione [Vfase/Frequenza]

Viale della Vittoria

-12.44 635

-6.77

256

312

339

0.00 -0.83

263

-3.15

-0.83

Vs30 CALCOLATO

321 m/sec

(media pesata sugli spessori

compresi tra 0 e -10 m,

profondità del substrato

sismico)

Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m, posti sul

substrato di riferimento (con Vs > 800 m/s).

617

Curva di disperione iniziale

Modello di velocità [Vs/Prof.]

E

SUOLO

Modo fondamentale misurato

1

6

3

8

-1.86

-9.297

2


MASW 001

SISMOGRAFO

GEOFONI

ACQUISITION TIME

415

-3.15 -4.76

-6.77

PROVA MASW - SPETTRO IN FREQUENZA E CURVA DI DISPERSIONE ESTRATTA

11.0

16.0

21.0

26.0

31.0

36.0

41.0

46.0

51.0

56.0

61.0

66.0

-30

-28

-26

-24

-22

-20

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

0 200 400 600 800 1000 1200

Fre

qu

en

za [

Hz]

Pro

fon

dit

à [

m]

Velocità onde di taglio Vs [m/s]

Allegato A, pag. 3

13/12/2013

COMMITTENTE

RELAZIONE

N° PROVA


HORIZONTAL TO VERTICAL SPECTRAL RATIO

2620/13

S01

Viale della Vittoria, BardonecchiaLOCALITA'

Taper: 5% - Smoothing: Konno & Ohmachi (b= 40)

SINGLE COMPONENT SPECTRA (NOT FILTERED)

Filters: -

Rec lenght: 2160 sec - Start Time: 08:55:00 (UTC)

Windows lenght: 20 s - N. of windows: 47

Minimum expected: 0.5 Hz. - Sampling: 200

f0: 1.60 Hz (frequenza

fondamentale di sito)

f1: 5.30 Hz

f2: 7.40 Hz

f0f1 f2

f0 = 1.61 - Fulfilled criteria 4/6 f1 = 5.3 - Fulfilled crit 4/6

1) Exists f- in [f0/4, f0] Ι AH/V(f-) < A0/2

2) Exists f+ in [4f0, f0] Ι AH/V(f+) < A0/2

3) A0 > 2

6) σA(f0) < θ (f0)

1) Exists f- in [f0/4, f0] Ι AH/V(f-) < A0/2

2) Exists f+ in [4f0, f0] Ι AH/V(f+) < A0/2

3) A0 > 2

4) fpeak [AH/V(f) ± σA(f)] = f0 ± 5%

5) σf < ε(f0)

HVSR time histories Directional HVSR

SESAME (2004) Criteria

4) fpeak [AH/V(f) ± σA(f)] = f0 ± 5%

5) σf < ε(f0)

6) σA(f0) < θ (f0)

*: Velocità media per unità, calcolata considerando lo spessore di materiali compreso tra il p.c. e la quota inferiore dell'intervallo considerato.

**: profondità ricavata dalla relazione: [H=(Vs*T0)/4]

COMMITTENTE Comune di Bardonecchia

RELAZIONE 2620/13

N° PROVA

ALLEGATO A - pag4

CONFRONTO INDAGINI SISMICHE

20.7

LOCALITA' Viale della Vittoria

DATA 13/12/2013

UNITA'

STRATIGRAFICHE

LOG Vs/FREQUENZE DI

RISONANZA

SCALA DEI COLORI

Velocità onde di taglio [m/s]

SEZIONE 2D

5.3

Profondità

interfaccia

risonante[m]**

Depositi indifferenziati [A] 321 7.4 10.8

1.6 95.0

438

600

Vs media* [m/s]Frequenza di

risonanza [Hz]

9.3 - 21.3

21.3 - half space

Roccia fratturata e detensionata [B]

Roccia fratturata [C]

Intervallo [m] Unità stratigrafica

0 - 9.3

A

B

C

f2: 7.4 Hz

f1: 5.3 Hz

Comune di Bardonecchia B - 1





ALLEGATO B

Cenni sulla metodologia MASW






CENNI TEORICI SULLA METODOLOGIA MASW

La propagazione delle onde di Rayleigh in un mezzo verticalmente eterogeneo è un fenomeno

multi-modale: data una determinata stratigrafia, in corrispondenza di una certa frequenza, possono

esistere diverse lunghezze d’onda. Di conseguenza, ad una determinata frequenza possono

corrispondere diverse velocità di fase, ad ognuna delle quali corrisponde un modo di propagazione

e differenti modi di vibrazione possono esibirsi simultaneamente.

La curva di dispersione ottenuta elaborando i dati derivanti dalle indagini sismiche col metodo

SWM (surface waves multichannel) è una curva apparente derivante dalla sovrapposizione delle

curve relative ai vari modi di vibrazione, e che per i limiti indotti dal campionamento non

necessariamente coincide con singoli modi nei diversi intervalli di frequenza campionati.

Il processo di caratterizzazione basato sul metodo delle onde superficiali, schematizzato in Figura

1 e 2, può essere suddiviso in tre fasi:

1) Acquisizione (Figura 1);

2) Elaborazione (Figura 2);

3) Inversione (Figura 3).

I dati acquisiti vengono sottoposti ad una fase di processing che consente di stimare la curva di

dispersione caratteristica del sito in oggetto ovvero, la velocità di fase delle onde di Rayleigh in

funzione della frequenza (il codice di calcolo utilizzato è SurfSeis ® versione 2.0, Kansas

University USA).

Esistono diverse tecniche di processing per estrarre dai sismogrammi le caratteristiche dispersive

del sito. La metodologia più diffusa è l’analisi spettrale in dominio f-k (frequenza-numero d’onda). I

dati sismici registrati vengono sottoposti a una doppia trasformata di Fourier che consente di

Figura 1 - Schema di acquisizione dati MASW






passare dal dominio x-t (spazio tempo) al dominio f-k. Lo spettro f-k del segnale consente di

ottenere una curva di dispersione per le onde di Rayleigh, nell’ipotesi che nell’intervallo di

frequenze analizzato le onde che si propagano con il maggiore contenuto di energia siano proprio

le onde di Rayleigh, e se le caratteristiche del sito sono tali da consentire la propagazione delle

onde superficiali e un comportamento dispersivo delle stesse. Si dimostra infatti che la velocità

delle onde di Rayleigh è associata ai massimi dello spettro f-k; si può ottenere facilmente una

curva di dispersione individuando ad ogni frequenza il picco spettrale, al quale è associato un

numero d’onda k e quindi una velocità delle onde di Rayleigh VR, determinabile in base alla teoria

delle onde dalla relazione:

VR (f) = 2πf/k

Riportando le coppie di valori (VR,f) in un grafico, si ottiene la curva di dispersione utilizzabile nella

successiva fase di inversione (Figura 2). La fase di inversione deve essere preceduta da una

parametrizzazione del sottosuolo, che viene di norma schematizzato come un mezzo visco-

elastico a strati piano-paralleli, omogenei ed isotropi, nel quale l’eterogeneità è rappresentata dalla

differenziazione delle caratteristiche meccaniche degli strati.

Il processo di inversione è iterativo: a partire da un profilo di primo tentativo, costruito sulla base di

metodi semplificati, ed eventualmente delle informazioni note a priori riguardo la stratigrafia, il

problema diretto viene risolto diverse volte variando i parametri che definiscono il modello. Il

processo termina quando viene individuato quel set di parametri di modello che minimizza la

differenza fra il set di dati sperimentali (curva di dispersione misurata) e il set di dati calcolati (curva

di dispersione sintetica). Usualmente, algoritmi di minimizzazione ai minimi quadrati vengono

utilizzati per automatizzare la procedura (Figura 3).

Figura 2 - Curva di dispersione della velocità Vs in

funzione della frequenza e della velocità di fase

Figura 3 - Modello di propagazione

delle velocità delle onde Vs

Comune di Bardonecchia Pagina C-1



Techgea Srl

Sede legale e operativa: Viale Carlo Viola 78, 11026 Pont-Saint-Martin (AO)


ALLEGATO C

Cenni sulla metodologia HVSR




Techgea Srl



CENNI TEORICI SULLA METODOLOGIA HVSR

La sismica passiva a stazione singola fornisce informazioni sui terreni di indagine relativamente alle

frequenze naturali e di risonanza. La metodologia, chiamata anche tecnica di Nakamura (1989), è stata

introdotta da Nogoshi e Igarashi (1971) sulla base degli studi di Kanai e Tanaka (1961). Questa tecnica si

basa essenzialmente sul rapporto spettrale H/V di rumore ambientale (seismic noise) e permette di valutare

gli effetti locali (sismici) di sito.

La tecnica proposta da Nakamura assume che i microtremori (il cosiddetto rumore di fondo registrabile

in qualunque momento posizionando un sensore sismico sul terreno) consistano principalmente di un tipo

di onde superficiali, le onde di Rayleigh, che si propagano in un singolo strato soffice su semispazio e che la

presenza di questo strato sia la causa dell’amplificazione al sito.

Per l’applicazione e l’interpretazione di questa tecnica è fondamentale una buona conoscenza

dell’ingegneria sismologica combinata con un background di informazioni relative alle caratteristiche

geologiche, geofisiche e geotecniche del sito. Questa tecnica presenta il vantaggio di poter essere

adoperata pressoché ovunque, purché siano garantite l’assenza di forti vibrazioni indotte da attività umane

nelle vicinanze del punto di misura. Il metodo è generalmente applicato per studi di microzonazione e per

valutare la risposta sismica locale. Questa tecnologia è stata oggetto del progetto di ricerca SESAME (Site

Effects assessment using AMbient Excitations) ed a questo si rimanda per le linee guida della tecnica H/V

spectral ratio (http://sesame-fp5.obs.ujf-grenoble.fr/index.htm).

Basi teoriche

Le basi teoriche dell’HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio) in un sistema stratificato in cui i parametri

variano solo con la profondità (1-D) è abbastanza semplice.

Si consideri un sistema in cui gli strati 1 e 2 si distinguono per le diverse densità (ρ1 e ρ2 ) e le diverse

velocità delle onde sismiche (V1e V2 ).

Un’onda che viaggia nel mezzo 1 viene parzialmente riflessa dall’orizzonte che separa i due strati, e questa,

una volta riflessa, interferisce con quelle incidenti, sommandosi e raggiungendo le ampiezze massime

(condizione di risonanza) quando la lunghezza dell’onda incidente (λ) è 4 volte (o suoi multipli dispari) lo

spessore h del primo strato.

In altre parole la frequenza fondamentale di risonanza (fr) dello strato 1 relativa alle onde P è pari a:

fr = Vρ1/(4h)

mentre quella relativa alle onde S è:

fr = V s1/(4h)




Techgea Srl



Teoricamente questo effetto è sommabile cosicché la curva HVSR mostra come massimi relativi le

frequenze di risonanza dei vari strati. Questo, insieme ad una stima della velocità, è in grado di fornire

previsioni sullo spessore h degli strati. Questa informazione è per lo più contenuta nella componente

verticale del moto, ma la prassi di usare il rapporto degli spettri orizzontali e quello verticale, piuttosto che il

solo spettro verticale, deriva dal fatto che il rapporto fornisce un’importante normalizzazione del segnale

per a) il contenuto in frequenza, b) la risposta strumentale e c) l’ampiezza del segnale quando le

registrazioni vengono effettuate in momenti con rumore di fondo più o meno alto.

La normalizzazione, che rende più semplice l’interpretazione del segnale, è alla base della popolarità del

metodo. Si rileva inoltre come i microtremori siano solo in parte costituiti da onde di volume, P o S, e in

misura molto maggiore da onde superficiali, in particolare da onde di Rayleigh (Lachet e Bard,1994).

Tuttavia ci si può ricondurre a risonanza delle onde di volume poiché le onde di superficie sono prodotte da

interferenza costruttiva di queste ultime e poiché la velocità dell’onda di Rayleigh è molto prossima a quella

delle onde S.

L’applicabilità pratica della semplice formula sopra riportata relativa alle onde S è stata già dimostrata in

molti studi sia nell’ambito della prospezione geofisica sia nell’ambito ingegneristico. Poiché la situazione

illustrata è tipica delle coltri sedimentarie sovrastanti basamenti rocciosi, il metodo HVSR è parso

immediatamente applicabile alla determinazione dello spessore delle coltri sedimentarie (Ibs-Von Seht e

Wohlemberg, 1999).

Attrezzature e modalità esecutive

La misura prevede la registrazione, senza utilizzo di alcun strumento di energizzazione del terreno, del

microtremore sismico ambientale nel dominio del tempo, sulle tre componenti dello spazio attraverso il

posizionamento di adeguati strumenti sismometrici costituiti da sensori tridimensionali. Per queste misure è

sconsigliato l’impiego di accelerometri, non sufficientemente sensibili a frequenze inferiori a 1 Hz, né di

accelerometri sismologici. Essendo la stabilità una caratteristica fondamentale non sono impiegabili

sismometri broadband con periodo naturale > 20 sec. in quanto richiedono lunghi tempi di stabilizzazione,

come non sono raccomandabili sensori con frequenza naturale inferiore alla più bassa frequenza di

interesse. Indicativamente, la frequenza di sito è funzione diretta della vicinanza del bedrock dalla superficie

topografica e della rigidità dei materiali.

Per l’installazione lo strumento di misura dovrà essere orientato secondo le direzioni geografiche (E e W) e

dovrà essere dotato di bolla sferica per il posizionamento mentre l’accoppiamento con la superficie dovrà

essere diretto o assicurato con piedini o puntazze in terreni morbidi. Bisognerà altresì fare attenzione alla

presenza di radici, sottoservizi, vicinanza edifici, vento ecc., in quanto creano disturbo nel segnale H/V

inducendo una forte perturbazione a bassa frequenza.




Techgea Srl



Per uno studio di risposta di sito è consigliabile effettuare almeno tre misure per punto, possibilmente in

tempi diversi durante la giornata, da cui derivare il valore di frequenza di risonanza.

La strumentazione di acquisizione presenta le seguenti specifiche:

1 trasduttori tricomponenti (N-S, E-W, verticale) a bassa frequenza (< 1-2 Hz);

2 amplificatori;

3 digitalizzatore;

4 frequenza di campionamento: > 50 Hz;

5 convertitore A/D (analogico digitale) a 24 bit;

6 durata registrazione: >10 minuti;

7 collegamento al tempo GPS per la referenziazione temporale.

Elaborazione dati

L’elaborazione dei dati raccolti impiega un software (Geopsy) in grado di consentire la determinazione delle

frequenze di risonanza del sottosuolo mediante la tecnica dei rapporti spettrali secondo le linee guida del

progetto europeo SESAME (Site EffectS assessment using Ambient Excitations, 2005).

Il processing dei dati verte sul rapporto spettrale tra il segnale del sensore verticale e quelli orizzontali

operando su finestre di selezione del segnale che dovranno essere non meno di 10 per un segnale

complessivo utile non inferiore a 200-400 secondi.

I principali passi del processing sono i seguenti:

1 FFT (incluso il tapering);

2 operatore di smoothing (Konno & Ohmachi);

3 merging dei componenti orizzontali;

4 H/V Spectral Ratio per ogni finestra utilizzata (>10);

5 media degli spettri H/V;

6 valutazione della deviazione standard.

Le risultanze dell’elaborazione sono presentate mediante graficazione dei rapporti spettrali H/V delle varie

componenti indicando il massimo del rapporto HVSR nel valore di f0 – Frequenza/e di risonanza e la sua

deviazione standard.

Il certificato finale della prova presenta (http://www.geo.uib.no/seismo/REPORTS/SESAME/USER-

GUIDELINES/SESAME-HV-User-Guidelines.doc):

1 i criteri di attendibilità della misura;

2 i criteri di validità del picco di f0;

3 i valori di soglia delle condizioni di stabilità;




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4 l’analisi dei criteri in particolare con verifica rispetto alla frequenza del sensore ed alla presenza di

rumore di origine industriale;

5 l’interpretazione di f0 e dello spettro H/V nei termini di caratteristiche del sito.

Per gli scopi e finalità dell’indagine le misure HVSR offrono la possibilità di determinare:

1 valutazione dell’omogeneità del sito rispetto alle frequenze di risonanza;

2 spessori della coltre di copertura.

Frequenze

Per quanto riguarda la mappatura delle frequenze principali di risonanza, tale elaborazione permette di

valutare il grado di omogeneità sulla risposta di sito relativamente alle frequenze dei materiali.

L’analisi di queste permette di definire il campo delle frequenze significative di risonanza da utilizzare

direttamente nella progettazione degli edifici.

Spessori2

L’assunzione di base è che, per un modello di sottosuolo monodimensionale (stratificazione piana e

parallela) costituito da sedimenti soffici sovrastanti il substrato, la frequenza di risonanza fr dovuta alla

propagazione di onde S incidenti perpendicolarmente la base del substrato è data dalla relazione:

da cui la frequenza di risonanza

dove h è lo spessore dello strato di sedimenti e Vs dipende dalla velocità delle onde di taglio al suo interno.

In base a tale relazione, quindi, a partire da valori misurati di fr e Vs ricavati è possibile stimare lo spessore

della coltre sedimentaria di un bacino.

Tuttavia, non essendo sempre presente la misura di Vs come profilo sismico fino al bedrock geofisico, allora

si può far riferimento alla relazione di Ibs-von Seht e Wohlenberg (1999).

Poiché l’andamento del log in Vs in terreni sedimentari è principalmente regolato dall’incremento del modulo

di rigidezza al crescere della pressione di confinamento e quindi della profondità, a partire dai valori di Vs

2 Ibs-von Seht M. and Wohlenberg J. (1999). Microtremor measurements used to map thickness of soft sediments. Bull. Seism. Soc.

Am., 89 (1): 250-259.Nakamura Y. (1989). A method for dynamic characteristics estimation of subsurface using microtremor on the ground surface, QR Railway Tech. Res. Inst., 30: 25-33.




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per la porzione più superficiale del terreno, è possibile estrapolare l’andamento delle Vs a profondità più

elevate tramite l’impiego di relazioni empiriche.

A questo scopo, Ibs-von Seht e Wohlenberg (1999) suggeriscono la seguente funzione:

Vs = V0(1+ Z)a

dove V0 è la velocità al tetto dello strato ed a un fattore che dipende dalle caratteristiche del

sedimento(granulometria, coesione ecc.).

Questa relazione, combinata con la precedente, consente infatti la stima dello spessore della coltre di

sedimenti soffici:

Nei casi più complessi è possibile invertire le curve HVSR creando una serie di modelli teorici da confrontare

con quello sperimentale fino a considerare ottimale il modello teorico più prossimo alle curve sperimentali.

Per l’inversione delle curve si può far riferimento alle procedure descritte in Arai e Tokimatsu (2004)3 usando

il modo fondamentale delle onde di Rayleigh e Love.

3

Arai H. e Tokimatsu, 2004. S-Wave Velocity Profiling by Inversion of Microtremor H/V Spectrum. Bull. Seismol. Soc. Am., 94, p. 53-63.

GEO sintesi - Comune di Bardonecchia · oceanico formato da serpentiniti e oficalciti, su cui...

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