Liquefazione dei terreni in condizioni sismiche · Normativa di riferimento, teoria e procedure di...

Liquefazione dei terreni in condizioni sismicheNormativa di riferimento, teoria e procedure di calcolo

Dr.Aldo Di Bernardo - Program Geo - www.programgeo.it - [email protected]

SOMMARIO

● Cenni teorici.● Normativa di riferimento.● Procedure di calcolo semplificate.● Procedure per la zonazione del rischio.● Effetti della liquefazione.● Cenni sui metodi di mitigazione del rischio.

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LIQUEFAZIONE: annullamento temporaneo della resistenza al taglio del terreno con l'assunzione di un comportamento meccanico tipico dei fluidi.

A livello globale è una delle maggiori cause di danno durante un evento sismico.




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.Fuoriuscita di terreno liquefatto (sand boils) con conseguente subsidenza del terreno.




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.I movimenti di massa rapidi su versanti acclivi




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.Le deformazioni laterali su pendii con bassa pendenza




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.La perdita di capacità portante di fondazioni superficiali e profonde




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.I cedimenti post-sismici




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.La spinta al galleggiamento di strutture sepolte




EFFETTI DELLA LIQUEFAZIONE.L’incremento della spinta su opere di contenimento (muri e diaframmi)




La maggior parte degli studi e delle ricerche relative al rischio di liquefazione in condizioni sismiche sono state condotte in zone del mondo in cui i terremoti di magnitudo 7 o superiore sono la regola. Da noi, per fortuna, sono l’eccezione. Ciò non significa che il rischio di liquefazione in Italia vada trascurato. Pur non di dimensioni così eclatanti, esiste un’ampia casistica di danni provocati dal fenomeno nei terremoti storici italiani.

P.Galli: New empirical relationship between magnitude and distance for liquefaction – Tectonophisycs 324, 2000




Alla base del fenomeno c’è un aumento repentino delle sovrappressioni interstiziali all’interno di un volume di terreno sciolto saturo. Questo aumento di pressione, generato dall’acqua circolante nei pori, ha come conseguenza una riduzione della resistenza al taglio del deposito. Robertson e Fear (1996) hanno proposto una classificazione nell’ambito della definizione della liquefazione, distinguendo due categorie di fenomeni.1. Liquefazione di flusso (Flow liquefaction): questo termine, secondo gli Autori, andrebbe applicato nel caso in cui, una volta che il deposito ha subito la liquefazione, l’eventuale sforzo di taglio statico applicato superi la resistenza residua del terreno. Ciò può avvenire nel caso, ma non solo, in cui livelli liquefacibili siano posti su versanti acclivi.2. Rammollimento ciclico (Cyclic softening): a differenza del punto precedente, le deformazioni si arrestano nel momento in cui si esauriscono gli sforzi di taglio esterni applicati. Si distinguono due casi:• Liquefazione ciclica (Cyclic liquefaction): l’aumento delle sovrappressioni neutre è tale da annullare lo sforzo efficace agente;• Mobilità ciclica: (Cyclic mobility): l’aumento delle sovrappressioni neutre non è in grado di condurre all’annullamento dello sforzo efficace agente. Si sviluppano in ogni caso deformazioni importanti.




Bisogna fare attenzione a quest’ultimo termine, perché spesso viene usato con un altro significato. In molti testi si parla di mobilità ciclicaintendendo una situazione, che si presenta preferibilmente nei terreni saturi addensati, in cui la tensione di taglio ciclica applicata può generare l’annullamento dello sforzo efficace agente, ma in cui questa condizione ha carattere effimero, perché di brevissima durata (liquefazione istantanea) e seguita immediatamente da un recupero di resistenza al taglio. In questi casi le deformazioni che si sviluppano sono molto limitate.




Cenni teorici




Cenni teorici●SUSCETTIBILITA' DEL TERRENO:1. la composizione granulometrica;2. la pressione litostatica;3. il grado di addensamento;4. il contenuto in argilla;5. la soglia di deformazione volumetrica.




Cenni teorici●SUSCETTIBILITA' DEL TERRENO:

➢Granulometria: nel caso di sollecitazioni intense sottoposte a incrementi rapidi, come si verifica durante un evento sismico, i gradienti di pressione che si generano possono essere tali da produrre elevati flussi idrici dall'interno verso l'esterno; se il fenomeno si manifesta in depositi incoerenti a granulometria relativamente fine (per es. sabbie fini), la larghezza limitata dei vuoti dello scheletro tenderà ad ostacolare il flusso idrico, con il conseguente sviluppo di elevate sovrappressioni neutre.




Cenni teorici

Da Lambe e Whitmann (1969)

Applichiamo un carico verticale a un volume di terreno incoerente saturo. Questo carico si distribuisce in parte sullo scheletro solido (granuli) e in parte sul fluido (acqua).L'acqua tende quindi a spostarsi dalla zona più caricata a quella meno caricata (lungo il tubo piezometrico, facendo riferimento al disegno) fino al raggiungimento di una condizione di nuovo equilibrio. La velocità con cui si raggiunge l'equilibrio dipende fondamentalmente, anche se non esclusivamente, dalla permeabilità del terreno.




Cenni teorici

Da Lambe e Whitmann (1969)

Si distinguono due fasi.●Fase di applicazione del carico: partendo da un tempo t=0 in cui il sovraccarico è nullo, questo cresce, più o meno rapidamente, fino a un valore massimo; allo stesso tempo l'acqua presente nei pori si contrappone all'incremento di carico generando una sovrappressione.●Fase di dissipazione: il sovraccarico esterno raggiunto il suo valore max rimane costante; l'acqua nel terreno inizia a defluire verso l'area circostante in cui non si risente l'effetto del sovraccarico; la sovrappressione tende a decrescere nel tempo fino ad annullarsi.




Cenni teorici

Stima del tempo di dissipazione (consolidazione monodimensionale)Il tempo necessario perché una determinata percentuale della sovrapressione neutra generata dall'applicazione di un carico esterno venga dissipata si ottiene dalla seguente relazione:

t = (T yw H2) / (Ed k);

in cui:T=fattore tempo, tabellato in funzione della distribuzione della pressione dei pori nello strato;H=DH/2 nel caso in cui il drenaggio sia consentito da ambedue i lati dello strato;H=DH nel caso il drenaggio sia consentito da un solo lato dello strato;DH = spessore dello strato;Ed=modulo edometrico del terreno;K = permeabilità del terreno;Y

w = peso di volume dell'acqua.

Per un tempo corrispondente ad una dissipazione del 92% (T=1) la relazione può essere riscritta come segue:

t = (yw H2) / (Ed k);




Cenni teorici

Stima del tempo di dissipazione (consolidazione)La formula:

t = (T yw H2) / (Ed k);

Implica che il tempo di dissipazione:

● aumenti al diminuire del modulo edometrico (maggiore compressibilità dello scheletro solido);● diminuisca all'aumentare di k;● aumenti con l'aumentare dello spessore dello strato;● risulti indipendente dall'entità del carico esterno applicato.




Cenni teorici

Differenza fra modulo di Young (o elastico) e modulo edometrico.

Sono ambedue dati dal rapporto fra la componente assiale del carico e la deformazione lungo lo stesso asse. Nel caso del modulo edometrico la dilatazione laterale del volume di terreno è però impedita.




Cenni teoriciStima del tempo di dissipazione nei diversi terreni.

Applichiamo la relazione t = (yw x H2) / (Ed x k) (U=92%) a terreni con granulometria differente.

Poniamo: yw = 1 t/mc e H = 1 m (per semplificare il calcolo).

Da Castany (1982)

Ricaviamo i valori di permeabilità dalla seguente tabella.

Per quanto riguarda Ed, prendiamo i seguenti valori indicativi (da diverse fonti):Argilla: Ed = 500 t/mq;Limo: Ed = 600 t/mq;Sabbia fine: Ed = 750 t/mq;Sabbia media: Ed = 830 t/mq;Sabbia grossa: Ed = 1430 t/mq;Ghiaia: Ed = 1500 t/mq.




Cenni teoriciStima del tempo di dissipazione nei diversi terreni.

Risultati (per U = 92% e quindi T=1):

Argilla: t = 4.000.000 sLimo: t = 55.000 sSabbia fine: t = 7 sSabbia media: t = 2 sSabbia grossa: t = 0,35 sGhiaia: t = 0,002 s

U = 92%Il fattore più importante è la permeabilità: passando dall'argilla alla ghiaia Ed triplica, ma k aumenta di 9 ordini di grandezza.




Cenni teoriciCarico esterno variabile nel tempo.

In questo caso la dissipazione dovuta a un dato incremento di carico procede indipendentemente dalla dissipazione dovuta agli incrementi di carico successivi o precedenti. Il valore della sovrapressione neutra nello strato di terreno si ottiene considerando la sovrapposizione degli effetti dovuti ai singoli incrementi di carico.

Se l'intervallo di tempo fra un incremento di carico e il successivo è MINORE del tempo di dissipazione delle sovrappressioni neutre nello strato di terreno si ha un graduale, progressivo aumento di ∆u.




Cenni teoriciDurante un evento sismico l'intervallo di tempo fra un incremento (DT) di carico e il successivo è dell'ordine di 0,1 s.Nei terreni dove il tempo di dissipazione è maggiore di DT si ha un progressivo aumento di ∆u.




Cenni teoriciNei terreni in cui il tempo di dissipazione è inferiore o paragonabile a DT non si nota nessun incremento delle ∆u.




Cenni teorici

Conseguenze.

E' possibile fissare un limite granulometrico superiore per quanto riguarda la suscettibilità alla liquefazione.

Argilla: t = 4.000.000 sLimo: t = 55.000 sSabbia fine: t = 7 sSabbia media: t = 2 sSabbia grossa: t = 0,35 sGhiaia: t = 0,002 s

Dove DT è l'intervallo di tempo fra un incremento degli sforzi di taglio e il successivo (circa 0,1 s per un terremoto).

Le sabbie grosse e le ghiaie PULITE non sono scuscettibili di liquefazione in condizioni sismiche.

Paragonabile a DT

Minore di DT





➢Pressione litostatica: con l'aumentare della profondità sono richiesti valori di <u> sempre più elevati per annullare la pressione litostatica totale crescente. Cresce in altre parole il termine σv0 nell'equazione di Mohr-Coulomb:

τ = c + (σv0 -u)tgϕ




Cenni teoriciL'influenza della pressione litostatica permette di spiegare il fenomeno della migrazione della liquefazione dai depositi più superficiali a quelli più profondi.Infatti nel momento in cui un livello più superficiale subisce liquefazione, quelli più profondi risentono di una diminuita pressione litostatica efficace, diventando automaticamente più suscettibili.




Cenni teoriciL'analisi di un elevato numero di casi reali ha condotto alla conclusione che è estremamente improbabile, anche se non impossibile, che si verifichino fenomeni di liquefazione oltre i 15 metri circa di profondità.

Questa profondità corrisponde, in campo libero, a una pressione litostatica totale intorno a 0,3-0,4 Mpa. E' molto difficile che un evento sismico riesca a produrre variazioni di pressione interstiziale ∆u superiori a questo valore.





➢Grado di addensamento: in terreni poco addensati le sollecitazioni indotte dal sisma tendono a produrre una diminuzione di volume, con conseguente flusso idrico verso l'esterno e la generazione di una <u> disegno positivo [diminuisce il valore di (σv0 – u)].




Cenni teorici

I terreni meno addensati sono più suscettibili di liquefazione.I terreni più addensati sono meno suscettibili di liquefazione.

Risultato apparentemente paradossale:un terreno addensato infatti, a parità di granulometria, ha una porosità efficace inferiore rispetto a un terreno sciolto (disposizione più compatta dei granuli).

Dato che minore porosità efficace = minore permeabilità = maggiore tempo di dissipazione delle sovrappressioni interstiziali. In base alle considerazioni fatte in precedenza dovrebbe verificarsi l'opposto (maggiore suscettibilità dei terreni addensati).




Cenni teorici

Soluzione del paradosso.

In un volume di terreno soggetto a sforzi di taglio cambia la disposizione interna dei granuli.

Un terreno soggetto a sforzi di taglio tende ad assumere una configurazione più prossima a quella corrispondente allo stato critico.




Cenni teorici

Lo stato critico è identificato da un valore dell'indice dei vuoti caratteristico verso cui tende l'indice dei vuoti naturale del terreno in seguito a grandi deformazioni.




Cenni teoriciUn volume di terreno sciolto soggetto a sforzi taglianti tende ad assumere una configurazione più compatta (densità relativa crescente). Durante l'applicazione del taglio la porosità efficace diminuisce producendo, in terreni saturi, un'espulsione dell'acqua con la generazione di sovrappressione neutre positive. Il termine (σv0 -u) diminuisce.

Un volume di terreno addensato soggetto a sforzi taglianti tende ad assumere una configurazione meno compatta (densità relativa decrescente). Durante l'applicazione del taglio la porosità efficace aumenta producendo, in terreni saturi, un richiamo dell'acqua dall'esterno con la generazione di sovrappressione neutre negative. Il termine (σv0 -u) aumenta.




Cenni teorici

Terreno sciolto Terreno addensato




Cenni teorici

Terreno sciolto: la ∆u cresce fino al raggiungimento della condizione (σv0 -u) =0 (liquefazione iniziale); a questo punto, i successivi incrementi dello sforzo di taglio generano deformazioni elevate nel terreno (20% o maggiori).




Cenni teorici

Terreno addensato: la crescita della ∆u viene contrastata dalla dilatanza del terreno; è possibile che istantaneamente si raggiunga la condizione (σv0 -u) =0 (liquefazione iniziale), ma questa non è seguita da elevate deformazioni (mobilità ciclica). Quando il terreno raggiunge lo stato critico,l'aumento di volume cessa; a questo punto la ∆u inizia a crescere progressivamente fino alla liquefazione; questa condizione viene però raggiunta solo dopo centinaia cicli di carico.




Cenni teoriciÈ da notare che in livelli già sottoposti in passato a liquefazione lo scheletro solido assume configurazioni meno vulnerabili (cresce in pratica il grado di addensamento), che rendono meno probabile il ripresentarsi del fenomeno.Indicativamente i terreni sabbiosi con densità relativa prossima o superiore al 50-65%, con un valore medio del 60%, si possono ritenere a bassa suscettibilità relativamente alla liquefazione.





Il contenuto in argilla: Nella legge di Mohr-Coulomb, appare il termine c che prende il nome di coesione efficace o intercetta. Questa grandezza serve a quantificare le forze di superficie di natura elettrostatica che legano fra loro i granuli composti da minerali argillosi. In condizioni non drenate, la sovrappressione interstiziale che si genera è tale da compensare temporaneamente gli sforzi totali agenti. Poiché u tende a compensare lo sforzo totale agente σv0 si ha che (σv0–u)=0. Quindi la resistenza al taglio che si mobilità nelle condizioni non drenate si può considerare indipendente dall’entità di σv0. Si può scrivere quindi:

τ = cu

(criterio di Tresca)La grandezza cu prende il nome di coesione non drenata.In generale cu e c assumono valori diversi nello stesso terreno.





La soglia di deformazione volumetrica.

In conclusione si possono ritenere potenzialmente liquefacibili quei depositi sciolti che presentano le seguenti caratteristiche:-granulometricamente sono sabbie da fini a medie con contenuto in fine variabile generalmente dallo 0 al 25%;- si trovano sotto falda;- sono da poco a mediamente addensati.- si trovano a profondità relativamente basse (di solito inferiori ai 15-20 metri).

Queste conclusioni ci portano a immaginare che sia possibile portare un deposito sciolto a liquefarsi anche applicando una serie di cicli di carico di entità modesta, purché prolungati nel tempo.




Cenni teoriciSe l’entità di questa deformazione si colloca al di sotto di un determinato valore non si ha la generazione di sovrappressioni interstiziali nel terreno. Questo valore limite assume il nome di soglia di deformazione volumetrica (γ v). In pratica, se si indica conγmax la deformazione di taglio massima generata dal sisma, le sovrappressioni neutre si manifestano solo nel caso in cui si abbia:

γmax > γv




Cenni teoriciLa grandezza γv è correlabile con l’indice plastico Ip e tende a crescere con l’aumentare di questo. Nei terreni limo-sabbiosi quindi la soglia di deformazione volumetrica è più bassa rispetto ai terreni argillosi e si colloca indicativamente fra lo 0,01% e lo 0,07%.Indicativamente il fenomeno della liquefazione si manifesta nel momento in cui γmax raggiunge valori dell’ordine del 2,5-3,5%.




Cenni teoriciDomanda:

un livello di ghiaia può subire liquefazione in condizioni sismiche?Nel caso di ghiaia pulita la risposta è NO.Nel caso di ghiaia con abbondante componente fine non plastico si tenga presente che:

●le ghiaie tendono ad avere un grado di addensamento inferiore a quello delle sabbie;●la permeabilità è condizionata dalla presenza della componente fine; se gli spazi intergranulari di un depositi ghiaioso sono intasati da sabbia fine o da limo non plastico il valore di k può abbassarsi anche di due ordini di grandezza.

In questo caso il rischio di liquefazione non può essere automaticamente escluso. In situazioni simili si può ottenere un’indicazione qualitativa della suscettibilità alla liquefazione stimando il tempo di dissipazione. Se il valore di tricavato risulta superiore a 1 secondo circa la possibilità di liquefazione del deposito ghiaioso va presa seriamente in considerazione.Non esiste a livello internazionale una casistica sufficientemente estesa.




Cenni teoriciDomanda: un livello di limo può subire liquefazione in condizioni sismiche?

Negli ultimi 15 anni si sono registrati numerosi casi, in corrispondenza di eventi sismici particolarmente intensi, di liquefazione di miscele di limo e argilla.

Da Sancio (2006)




Cenni teoriciAlcuni Autori (Boulanger e Idriss, 2006) tendono a distinguere i terreni limo-argillosi in due categorie: tipo sabbia e tipo argilla.Fra un comportamento tipo sabbia e un comportamento tipo argilla il passaggio è sfumato. Si tenga presente che anche nei terreni tipo argilla, pur non verificandosi il fenomeno della liquefazione, si possono avere importanti perdite di resistenza al taglio in funzione della ∆u generata dal sisma.

Da Boulanger e Idriss (2006)




Cenni teorici➢Fattori legati all'evento sismico:

E’ evidente che la suscettibilità di un terreno alla liquefazione va rapportata a quello che potrebbe essere l’evento scatenante. Anche depositi sciolti con media-bassa predisposizione possono subire liquefazione se interessati da un terremoto con una magnitudo e una durata sufficientemente elevate.I parametri fondamentali legati all’evento sismico sono tre:●la magnitudo;●l’accelerazione sismica orizzontale;●la durata;





➢Magnitudo: in terremoti di elevata magnitudo è sufficiente un numero ridotto di cicli di carico per produrre la liquefazione del deposito, poiché ad ogni ciclo è associata una sollecitazione dinamica di maggiore intensità. In terremoti di minore magnitudo lo stesso effetto lo si ottiene con un numero superiore di cicli di carico.





➢Accelerazione sismica: l’accelerazione sismica orizzontale è legata direttamente allo sforzo di taglio applicato al terreno, a una certa profondità z dal piano campagna, dalla relazione:

Il valore di accelerazione da prendere in considerazione in questa formula è quello alla superficie, per cui è necessario tener conto degli effetti di amplificazione stratigrafici e topografici.




Cenni teoriciIl sisma produce una serie di sforzi di taglio caratterizzati da estrema variabilità per quanto riguarda l'intervallo di tempo che separa una sollecitazione dalla successiva e nell'intensità delle stesse.




Cenni teoriciPer poter confrontare gli effetti di eventi sismici differenti e per poterli riprodurre in laboratorio, è stato introdotto il concetto di carico ciclico equivalente.Si trasforma la sequenza di cicli di carico irregolari del sisma in un numero equivalente di cicli di carico regolari, cioè aventi stessa intensità e frequenza costante.Un terremoto che produce una serie di sforzi di taglio di ampiezza τ

max può essere

riprodotto con una sequenza di N sforzi di taglio equivalenti, in funzione della magnitudo, dati da 0,65τ

max.

Magnitudo N.cicli equiv. Durata sisma (s)

5.5-6.0 5 86.5 8 147.0 12 207.5 20 408.0 30 60 Da Seed et alii (1975)





➢Durata dell'evento sismico: una maggiore durata del sisma rende più probabile l'iniziarsi della liquefazione in un deposito suscettibile in quanto cresce con essa il numero di cicli di carico a cui è sottoposto il terreno .La durata dell’evento sismico assume grande importanza nei fenomeni di liquefazione che avvengono lontano dalla zona epicentrale. Allontanandosi dall’epicentro il moto sismico risulta notevolmente attenuato, così come gli sforzi di taglio indotti nel terreno. Se però il sisma ha una durata sufficientemente lunga l’accumulo delle sovrappressioni può essere sufficiente a generare la liquefazione anche a distanze notevoli.Una maggiore durata del sisma comporta anche che il terreno liquefatto si mantenga in questo stato più a lungo, dando origine a deformazioni e spostamenti più elevati.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO

Coerentemente con le indicazioni degli Eurocodici, redatti nel corso degli anni ’90, e in particolare dell’Eurocodice 8, il D.M.14.01.2008 e la relativa Circolare 02.02.2009 colmano, almeno parzialmente, le lacune della legislazione precedente. In particolare vengono stabiliti alcuni criteri di riferimento per l’esclusione della verifica alla liquefazione e si fornisce un’indicazione sulle metodologie di analisi da impiegare nel caso il sito venga riconosciuto a rischio.Nel D.M.14.01.2008 vengono elencati cinque criteri da impiegare come riferimento al fine di individuare la potenziale liquefacibilità dei terreni del sito indagato. I primi due riguardano il terremoto di progetto, i rimanenti tre la suscettibilità dei depositi sciolti. E’ sufficiente che uno solo di questi criteri sia soddisfatto per poter omettere ogni ulteriore tipo di verifica.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori legati all'evento sismico .➢Magnitudo inferiore a 5.Se la magnitudo del terremoto atteso risulta inferiore a 5 si può escludere il verificarsi del fenomeno.Questa indicazione è assente nell’Eurocodice 8 e va interpretata come un adeguamento della legislazione al contesto sismico nazionale. In generale le analisi condotte da Galli e altri Autori (2000) evidenziano la completa assenza di fenomeni legati alla liquefazione nei terremoti italiani con Ms inferiore a 4,2, anche nelle immediate vicinanze dell’epicentro.Il criterio del D.M.14.01.2008 fa riferimento alla magnitudo del momento sismico (Mw) e non a quella delle onde di superficie (Ms). Le due magnitudo si possono correlare empiricamente, per esempio con la formula di Scordilis (2006) :

Con Ms = 4,2 si ha Mw = 4,9, arrotondata a 5 dal D.M.14.01.2008.

07,267,0 += sw MM




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori legati all'evento sismico .➢Magnitudo inferiore a 5.A livello pratico l’applicazione di questo criterio comporta alcune difficoltà. Nell’appendice B del D.M.14.01.2008 la grandezza magnitudo non compare. Deve essere quindi ricavata in altro modo.La valutazione della magnitudo può essere eseguita consultando il Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani (CPTI), disponibile su Internet all'indirizzo emidius.mi.ingv.it/cpti04.In questo sito è presente un'applicazione che consente di ricavare la magnitudo degli eventi sismici passati più prossimi al nostro sito.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione. Magnitudo del momento sismico Magnitudo delle onde di superficie




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.Criterio 1Il modo più semplice di operare è quello di eseguire l’estrazione dei dati nel CPTI04, inserendo un opportuno raggio di ricerca e quindi prendendo come riferimento il terremoto con magnitudo Mw più elevata. Se questa risulta inferiore a 5, il criterio è verificato. Qual’è il raggio di ricerca più opportuno? Facendo ancora riferimento al lavoro di Galli e alii, è possibile concludere che, nel contesto sismico italiano, sono da ritenersi poco probabili fenomeni di liquefazione ubicati oltre i 50 km di distanza dall’epicentro. Questo valore (50 km) può essere quindi inserito nell’applicazione di ricerca del CPTI04 come raggio di ricerca.Il limite di questo criterio è nella sua scarsa coerenza con l’impostazione dell’Eurocodice8 e del D.M.14.01.2008. Quale tempo di ritorno, infatti, si deve associare alla magnitudo massima individuata con la ricerca? gli stati limite ultimi da considerare in presenza di azioni sismiche sono due: lo Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) e lo Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC). A questi due SLU sono associabili terremoti con tempo di ritorno differente. Di conseguenza anche la magnitudo del sisma dovrebbe essere coerente con questa impostazione.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.Criterio 2

Un procedimento più sofisticato e scientificamente corretto si basa sul concetto di disaggregazione della pericolosità sismica. In pratica si tratta di sommare i contributi dovuti alle singole coppie magnitudo-distanza degli epicentri ricadenti all’interno di un’area di riferimento allo scopo di individuare, con una procedura tipo probabilistico, l’evento sismico dominante. AIl terremoto individuato, detto terremoto di scenario, è caratterizzato da una magnitudo, una distanza dal sito indagato e un tempo di ritorno. Ciò lo rende utilizzabile, ai fini progettuali, nelle verifiche allo SLU e allo SLE richieste dal D.M.14.01.2008.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.Criterio 2Sul sito Internet dell’I.N.G.V., più precisamente all’indirizzo esse1-gis.mi.ingv.it, è possibile trovare un’applicazione che consente di calcolare il terremoto di scenario sulla base della mappa della pericolosità sismica del territorio italiano.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.Criterio 21.Caricata la finestra principale dell’applicazione,

s’inseriscano le coordinate geografiche del sito indagato oppure, in alternativa, si digiti il nome del Comune di riferimento, premendo quindi Ricerca.

2.S’imposti la probabilità in 50 anni (10% per lo SLV e 5% per lo SLC) e il percentile (50).

3.Si selezioni il comando Visualizza punti della griglia riferiti a e quindi si prema Ridisegna mappa.

4.Si spunti la voce Grafico di disaggregazione e quindi si effettui un click con il mouse in corrispondenza del nodo della griglia più prossimo al sito in esame.

5.A questo punto nella parte inferiore dello schermo apparirà il risultato dell’elaborazione, con l’indicazione della magnitudo, della distanza e della deviazione standard del terremoto di scenario.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.Criterio 3Criterio storico-statistico1. Dal Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani (CPTI04) si estraggono gli eventi sismici con epicentro ricadente all’interno della zona sismogenetica di competenza, quella cioè all’interno della quale si trova il sito in esame, o quella più prossima.

2. Si calcola la distanza di ogni singolo epicentro dal sito indagato e quindi, applicando, una delle leggi di attenuazione sismica disponibili in letteratura, per esempio quelle di Pugliese e Sabetta, si stima il moto sismico nel sito per ognuno degli eventi.

3. Si ordinano gli N valori di magnitudo del momento sismico (Mw) ricavati in ordine crescente, attribuendo il numero 1 al valore massimo, il valore N a quello minimo.

4. Si calcolano gli N rapporti Pi = i / (N + 1), con i compreso fra 1 e N. Questi rapporti indicano la probabilità che il corrispondente valore di Mw non venga raggiunto o superato. I valori di Pi ricavati permettono di definire la scala dei tempi di ritorno Ti = 1 / (1 – Pi). Si riportano le N coppie di valori (Ti, Mwi) in un diagramma semilogaritmico (l’asse X - l’asse dei tempi di ritorno - va costruito in scala logaritmica), interpolando fra i punti una retta: il diagramma consente di ricavare il valore di Mw per qualsiasi tempo di ritorno.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori legati all'evento sismico.➢Accelerazioni max attese in superficie in condizioni free field minori di 0,1 g.

Questo parametro si ricava direttamente dalla caratterizzazione sismica del sito, secondo le indicazioni del D.M. 14.01.2008:

agmax

=agS

sS

t

Dove:a

g= accelerazione sismica orizzontale su sito rigido ricavabile dall'Appendice B del D.M.14.01.2008 in

funzione delle coordinate geografiche del sito;S

s e

S

t = coefficiente di amplificazione stratigrafica e topografica.

Nell'Eurocodice 8 il valore limite di agmax

non è 0,10 ma 0,15. Anche se a livello mondiale sono noti casi di liquefazione avvenuti in corrispondenza di valori di agmax minori di 0,10, si ritiene che in Italia ciò sia molto improbabile. Improbabile non vuol dire impossibile. Nel terremoto abruzzese del 2009 si è infatti registrato un caso di liquefazione collegato a un valore di agmax di 0,065 g.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori predisponenti .➢Profondità media stagionale della falda maggiore di 15 m dal p.c..Questo limite coincide con quello indicato nell’Eurocodice 8. Si ammette quindi l’improbabilità che strutture con fondazioni superficiali in presenza di topografia sub-orizzontale possano risentire degli effetti della liquefazione in livelli posti oltre i 15 m di profondità. Nel caso invece di fondazioni profonde e/o su pendio inclinato questo criterio non è più applicabile e la valutazione della liquefacibilità va eseguita anche se la falda si trova a profondità maggiori. Si tenga presente comunque che oltre i 20 m di profondità la probabilità che un livello sciolto possa subire liquefazione diventa estremamente bassa (vedi paragrafo 2.2.2).Il D.M.14.01.2008 parla di misura riferita al valore medio stagionale. Nell’Eurocodice 8 invece si fa riferimento alle condizioni prevalenti durante il periodo di vita dell’opera. Nel primo caso cioè si tratta di eseguire una valutazione sulla base di dati storici, nel secondo di fare una previsione a lungo termine, con i problemi che ciò comporta.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori predisponenti .➢Sabbie pulite con (N

1)

60>30 o q

c1N>180

Il parametro (N1)

60 rappresenta il valore di N

spt, riferito a un'efficienza del 60% (efficienza

considerata standard) e normalizzato per una pressione verticale efficace di 100 kPa.

5.0

0 '1001

=

vsptNN

σ

Il parametro qc1N

si riferisce anch'esso a un valore della resistenza alla punta del penetrometro statico normalizzata per una pressione verticale efficace di 100 kPa.

qc espresso in MPa





1)

60>30 o q

c1N>180

E se la sabbia non fosse pulita? Vediamo cosa dice l'Eurocodice 8.

La verifica alla liquefazione potrà quindi essere omessa quando:• la sabbia abbia un contenuto in argilla superiore al 20%, con un indice plastico IP maggiore del 10%;• la sabbia abbia un contenuto in limo superiore al 35% e, contemporaneamente, possieda una resistenza penetrometrica normalizzata superiore a 20, cioè (N1)60>20; non si fa riferimento alle prove statiche in questo caso, ma è ragionevole utilizzare un valore di qc1N ridotto a due terzi rispetto a quello indicato per le sabbie pulite, e quindi qc1N>120.

Ne consegue che per l’Eurocodice 8 sono da considerare sabbie pulite quelle in cui il contenuto in argilla sia inferiore al 20% e quello in limo al 35%.





1)

60>30 o q

c1N>180

Applicare queste regole nella pratica può non essere semplice. Si possono infatti avere situazioni intermedie, con miscele di limo a argilla in varie proporzioni, che possono rendere difficile il giudizio. Inoltre la verifica delle condizioni dell’EC8 comporta automaticamente la necessità di eseguire analisi granulometriche su tutti i livelli sabbiosi saturi.A livello operativo, quando la componente limo-argillosa rappresenta una frazione importante, è forse più conveniente decidere sulla possibilità di omettere o meno la verifica alla liquefazione facendo riferimento a un criterio come quello di Bray e Sancio (2006). Indicativamente cioè, quando la componente fine risulti abbondante, si potrà operare come segue:1. se l’indice plastico è superiore a 10 (Eurocodice 8) o a 12 (Bray e Sancio) la verifica alla liquefazione potrà essere omessa;2. in caso contrario la decisione andrà presa sulla base del valore di (N1)60 o, meglio ancora, di qc1N.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.➢Criteri per l'esclusione della verifica a liquefazione.➢Fattori predisponenti .➢Distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate (Tsuchida ,1970).E' necessario che un profilo ricada completamente nei limiti indicati per poter essere considerato liquefacibile.

E' sufficiente che sia verificata una delle cinque condizioni indicate perché la verifica alla liquefazione possa essere omessa.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.Quando nessuna delle cinque condizioni indicate è soddisfatta occorre procedere alla valutazione del coefficiente di sicurezza alla liquefazione alle profondità in cui sono presenti i terreni potenzialmente liquefacibili.E' possibile utilizzare metodologie semi-empiriche con verifiche di tipo puntuale o globale.La verifica di tipo puntuale consiste nella stima alle varie profondità di un coefficiente di sicurezza dato dal rapporto fra la resistenza alla liquefazione del terreno (CRR) e la sforzo di taglio ciclico indotto dal sisma (CSR).

Fs = CRR/CSR

Il parametro CRR può essere ottenuto attraverso correlazioni con prove in sito (prove penetrometriche statiche, dinamiche o misura delle velocità delle onde S).Nelle verifiche di tipo globale, dopo avere valutato l'andamento con la profondità di CRR e CSR, si stima il potenziale di liquefazione su tutta la colonna stratigrafica.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.Definizione del coefficiente di sicurezza minimo.

Il D.M. 14.01.2008 non indica un valore specifico di Fs da utilizzare come

riferimento. Questo deve essere scelto e motivato dal progettista.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 supera l'80% della resistenza mobilitata dal terreno.

CSR>=0.80CRRQuesto comporta un coefficiente di sicurezza limite uguale a:

Fs = CRR/CSR=1.25

Il valore di Fs calcolato dovrà essere quindi maggiore o uguale di questo valore

limite.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢D.M. 14.01.2008 e Circolare 02.02.2009.Com’è noto il D.M.14.01.2008 identifica, relativamente al rischio sismico, cinque categorie di sottosuolo principali più due speciali. A ognuna delle cinque classi di base, A, B, C, D e E è associabile un particolare spettro di risposta elastico.La classe S2 riguarda in particolare i terreni suscettibili di liquefazione.

E’ necessario che i terreni del sito superino il filtro delle cinque condizioni di esclusione viste e risultino liquefacibili, applicando una delle metodologie indicate dalla Legge (semi-empiriche e numeriche) per poter inserire il sito in classe S2.




NORMATIVE DI RIFERIMENTO➢Delibera Regione Emilia Romagna 02.05.2007 n.112




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATESono valide in condizione free-field e per aree sub-pianeggianti.Consentono di valutare alle varie profondità un coefficiente di sicurezza dato dal rapporto fra la resistenza alla liquefazione del terreno (CRR) e la sforzo di taglio ciclico indotto dal sisma (CSR).

Fs = CRR/CSR

La grandezza CRR viene correlata ai parametri Nspt

(penetrometro dinamico), q

c (penetrometro statico) e V

s (velocità delle onde S).

La grandezza CSR è invece funzione dell'accelerazione sismica orizzontale max in superficie e della magnitudo.




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima dello sforzo di taglio ciclico indotto dal sisma T (CSR)




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da prove penetrometriche dinamiche. 1)Seed e Idriss (1982).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da prove penetrometriche dinamiche. 2)Tokimatsu e Yoshimi (1983).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da prove penetrometriche dinamiche. 3)Seed e al. (1985) modificato.




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da prove penetrometriche dinamiche. 3)Seed e al. (1985) modificato.

Questa procedura è raccomandata dal U.S.A. National Center for Earthquake Reasearch (NCEER).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da prove penetrometriche statiche. 1)Robertson e Wride (1997).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima della resistenza alla liquefazione del terreno R (CRR)Da misure di V

s.

1)Andrus e Stokoe(1997).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima del potenziale di liquefazione (indice di liquefacibilità).




PROCEDURE DI CALCOLO SEMPLIFICATEStima di CRR in presenza di carichi esterni (edifici o altre strutture) e/o p.c. inclinato.





Il fattore correttivo Kα è stato introdotto allo scopo di quantificare l’effetto della presenza di sforzi di taglio agenti sul terreno in condizioni statiche. L’azione di uno sforzo di taglio preesistente ha come effetto di ridurre la resistenza alla liquefazione del terreno in condizioni sismiche. Si può immaginare che ciò accada perché il deposito sciolto, presollecitato, reagisce in maniera più repentina agli sforzi di taglio ciclici dovuti al terremoto. L’applicabilità di Kα è limitata alle situazioni in cui si abbia una σv0’minore o uguale a 300 kPa circa.





Si è constatato che alti valori di pressione efficace conducono a una riduzione della resistenza alla liquefazione del terreno. In terreni sciolti, con comportamento quindi di tipo contrattivo, un elevato valore di σv0’ facilita la riduzione di volume e quindi l’incremento delle sovrappressioni neutre. Viceversa nei terreni addensati, soggetti a dilatazione, un’elevata pressione efficace ostacola l’aumento di volume e quindi anche la generazione di u negative. Va tenuto presente che questo effetto diventa significativo per valori di σv0’superiori, indicativamente, ai 200 kPa (circa 2 kg/cmq).). In assenza di sovraccarichi superficiali (condizione free field) questi valori di σv0’ in terreni saturi si raggiungono a profondità superiori ai 15 m. Ciò consente di evitare di utilizzare questa correzione nelle verifiche in campo libero. In presenza di carichi superficiali, che si sommano quindi al peso della colonna litostatica, la situazione ovviamente cambia.

−=

a

v

pCK

'ln1 0σ

σσ

( ) 60155.29.181

NC

−=σ ≤ 0,3

da prove penetrometriche dinamiche;

( ) 264.0127.83.37

1

NcqC

−=σ ≤ 0,3

da prove penetrometriche statiche;

( ) 976.11 100/1.39.18

1

sVC

−=σ ≤ 0,3

da indagini geofisiche.




Procedure per la zonazione del rischio.A livello di pianificazione territoriale, per la microzonazione del rischio, le procedure semplificate diventano eccessivamente onerose in termini di costi e tempi di esecuzione. La stima della distribuzione areale della pericolosità legata al fenomeno della liquefazione su scala comunale e oltre deve avvalersi di procedure meno dispendiose. Queste possono essere fatte rientrare, indicativamente, in due categorie. Nella prima ricadono tutti quei metodi in cui ciò che viene valutata sommariamente è la suscettibilità dei depositi saturi alla liquefazione.Nella seconda categoria si collocano quelle procedure in cui il sisma, anche se in maniera molto semplificata, appare nella procedura di calcolo. I dati di ingresso si ottengono, in ambedue i casi, dalla cartografia geologica e litologica dell’area, dalla consultazione di archivi di indagini geognostiche eseguite e da misure geofisiche speditive.




Procedure per la zonazione del rischio.●Sherif e Ishibashi (1978).Nel metodo di Sherif e Ishibashi l’individuazione dei siti suscettibili di liquefazione avviene attraverso l’utilizzo di un diagramma di flusso, integrato da due schemi, uno relativo alla composizione granulometrica (Tsuchida, 1970) e l’altro all’andamento con la profondità dei valori del numero di colpi da prova SPT standard (Nishiyama et al., 1977).




Procedure per la zonazione del rischio.●Sherif e Ishibashi (1978).




Procedure per la zonazione del rischio.●Youd e Perkins (1978).Si tratta di un metodo basato sull’identificazione del tipo di deposito sedimentario e della sua età. Viene fornita un indicazione qualitativa del grado di vulnerabilità del deposito stesso.




Procedure per la zonazione del rischio.●Chinese Building Code (1974).Il Chinese National Code of Aseismic Design for Building (1974) presenta un metodo empirico per la valutazione della liquefacibilità di un deposito sabbioso sotto falda basato sull’utilizzo della prova S.P.T.. Il criterio consente di calcolare, in funzione del sisma di progetto, il numero di colpi SPT critico dello strato sabbioso.Il numero di colpi critico calcolato andrà quindi confrontato con il numero di colpi effettivamente misurato. Se

Nmisurato<Ncr

o se il rapporto Nmisurato/Ncr< 1

lo strato va considerato liquefacibile.

( )[ ]c

wscr pddNN 31.09.00 −+=




Procedure per la zonazione del rischio.●Ishihara (1985).Si tratta di una procedura empirica basata sull’impiego di un grafico. I dati richiesti sono lo spessore dello strato o degli strati di copertura non liquefacibili (H1), quello dei sottostanti livelli suscettibili di liquefazione (H2) e l’accelerazione orizzontale massima in superficie. Sono da considerare potenzialmente liquefacibili, secondo l’Autore, quei livelli sabbiosi sotto falda in cui si verifichi la condizione Nspt<10.Ciò che la procedura di Ishihara fornisce, in maniera puramente qualitativa, è l’entità delle deformazioni, e quindi del danno, indotte dal sisma in caso di liquefazione.




Procedure per la zonazione del rischio.●Ambraseys (1991).La formula empirica di Ambraseys (1991) correla la distanza epicentrale (R) del sito indagato, misurata in centimetri, con la magnitudo di soglia del sisma (Msoglia), cioè con quella magnitudo che può indurre fenomeni di liquefazione in terreni suscettibili.La relazione è la seguente:

Indicando con M la magnitudo (del momento) del sisma attesa nel sito per un determinato tempo di ritorno, se il rapporto M/Msoglia è maggiore o uguale a 1 sarà da ritenersi probabile il verificarsi di fenomeni di liquefazione.

RLogRxM soglia 108 99.01065.231,0 ++−= −




Procedure per la zonazione del rischio.●Law et al.(1990)Un terreno è da considerare liquefacibile quando si verifica la condizione:

11028,2

103,4105,11

1

5,1

≥=− RN

VM

5.0

1 '100

=

vSPTNN

σ

M = magnitudo momento del sisma;R = distanza ipocentrale del sisma in km.




Procedure per la zonazione del rischio.●Nakamura (1996)

Nakamura (1996) propone di utilizzare il parametro Kg, ricavato con la tecnica geofisica HVSR, per quantificare la vulnerabilità sismica del sito, in riferimento soprattutto al fenomeno della liquefazione. La grandezza Kg, prende il nome di indice di vulnerabilità del sito e si ottiene con la seguente relazione:

dove Ag è l’ampiezza del picco più importante dello spettro H/V e Fg la corrispondente frequenza. I siti con valore di Kg>10 sono da considerarsi a alta vulnerabilità e quindi a rischio liquefazione, in quanto vi è un’elevata probabilità che durante il sisma si sviluppino deformazioni superiori a quelle volumetriche di soglia. Naturalmente bisogna anche verificare che ci siano le condizioni geologiche perché il fenomeno possa avvenire (falda entro i 15 m e livelli sabbiosi sciolti saturi).

g

gg F

AK

2

=




Effetti della liquefazione.

Da un punto di vista strettamente geotecnico le problematiche si possono raggruppare in tre categorie:

• collasso o cedimenti elevati nelle fondazioni superficiali e profonde• instabilità di versante;• incremento delle spinte nelle opere di contenimento.

Altri effetti, come la spinta al galleggiamento di strutture sepolte, serbatoi, condotte, gallerie e altro, non verranno trattati.




Effetti della liquefazione.Resistenza al taglio residua post-liquefazione.

L’angolo di resistenza al taglio del terreno ϕ può essere visto come composto dalla somma di due parti:

ϕ =ϕc.v.+ ϕdil

Dove ϕdil è l’angolo di dilatanza e ϕc.v. rappresenta l’angolo di resistenza al taglio a volume costante. La grandezza ϕdil dipende essenzialmente dal grado di addensamento del terreno e dalla resistenza meccanica dei granuli. Rappresenta una misura delle variazioni di volume che si verificano nel terreno sollecitato da sforzi di taglio. L’angoloϕc.v. è funzione solo della composizione granulometrica, della mineralogia e del grado di arrotondamento dei granuli. Quando un terreno incoerente subisce grandi deformazioni ϕdil tende ad annullarsi. Questo significa che la legge di Mohr-Coulomb va riscritta nel seguente modo: ( ) ..vcv tgu ϕστ −=




Effetti della liquefazione.Capacità portante e cedimenti in terreni liquefacibili.Fondazioni superficiali.Le deformazioni indotte dalla liquefazione, dell’ordine del 20% o più rispetto allo spessore dello strato liquefacibile, difficilmente potranno essere tollerate dalla struttura. Un’indicazione del cedimento a cui sarà soggetta la fondazione al collasso del terreno si può avere facendo riferimento alla tabella pubblicata da Das (1999), in cui D è la profondità di posa e B la larghezza della fondazione. Un rapporto D/B uguale a zero indica che la profondità di posa è nulla. Come valore elevato di D/B indicativamente si può prendere quello che corrisponde alla situazione 3B<D<4B.




Effetti della liquefazione.Capacità portante e cedimenti in terreni liquefacibili.Fondazioni superficiali.Nel caso in cui la fondazione non poggi direttamente sul livello liquefacibile bisognerà stimare la profondità Hcr oltre la quale sarà possibile trascurare l’effetto sulla capacità portante dei livelli liquefacibili sottostanti. Aumentando progressivamente H (spessore dello strato non liquefacibile) infatti si arriverà a un punto in cui la rottura si manifesterà esclusivamente nel primo strato. Usando il modello a due strati di Meyerhof e Hanna, Bouckovalas et al. (1998) hanno ricavato uno spessore critico (Hcr) uguale a:Hcr = 2,57 B (fondazioni nastriformi);Hcr = 1,29 B (fondazioni quadrate).




Effetti della liquefazione.Capacità portante e cedimenti in terreni liquefacibili.Fondazioni superficiali.La liquefazione di livelli stratigrafici posti sotto la fondazione, ma a una profondità tale da non venire coinvolti nel meccanismo di rottura del terreno, pur non avendo effetti sulla portanza, può comunque produrre effetti sulle opere sovrastanti. Nella fase post-liquefazione lo strato liquefacibile subisce infatti una variazione di volume che può manifestarsi in superficie sotto forma di cedimenti del terreno.

γ

σγ

Gra dvg65,0

max =

Una valutazione di massima di questi cedimenti può essere eseguita con il grafico elaborato da Ishihara (1996) , in cui i dati di ingresso sono la densità relativa del livello liquefacibile e la deformazione di taglio massima indotta dal sisma (γmax).

Il cedimento post-sismico si calcola con la seguente relazione:

s (cm) =ε v H




Effetti della liquefazione.Capacità portante e cedimenti in terreni liquefacibili.Fondazioni profonde.E’ frequente il caso in cui il problema della presenza di livelli stratigrafici potenzialmente liquefacibili vicino alla superficie venga risolto con l’adozione di fondazioni su pali. In realtà a livello internazionale esiste un’ampia casistica relativa a opere fondate su pali che hanno subito danni strutturali notevoli in seguito alla liquefazione del terreno.

Le cause di collasso del palo, in seguito a liquefazione, sono essenzialmente due

●Diminuzione della portata laterale e sviluppo di attrito negativo lungo il fusto.

●Svergolamento del palo.




Effetti della liquefazione.Capacità portante e cedimenti in terreni liquefacibili.Fondazioni profonde.

●Diminuzione della portata laterale e sviluppo di attrito negativo lungo il fusto.La portata totale di un palo si ottiene dalla somma delle portate della base e del fusto. Quando uno o più livelli di terreno attraversati dalle opere di fondazione subiscono liquefazione il loro contributo alla portata laterale, durante il sisma, si annulla. La corrispondente aliquota del carico totale assorbita dal tratto di fusto che attraversa i terreni liquefacibili si trasferisce alla base. Se la portata totale ridotta del palo è inferiore al carico allo S.L.V. o allo S.L.C. applicato alla testa si ha il collasso del terreno. Di conseguenza il dimensionamento del palo in condizioni sismiche va eseguito ignorando il contributo alla portata laterale dei livelli potenzialmente liquefacibili. Non solo: le deformazioni indotte dal fenomeno provocano un assestamento dei livelli stratigrafici che giacciono sopra lo strato liquefacibile. Di conseguenza è da attendersi che nel tratto di fusto attraversante questi depositi si sviluppi durante il sisma un attrito negativo, con conseguente ulteriore riduzione della portata laterale complessiva del palo.





●Svergolamento del palo.In presenza di pali lunghi, con carichi in testa elevati, che attraversano spessori importanti di depositi potenzialmente liquefacibili la flessione dovuta al mancato contenimento laterale del terreno liquefatto può provocare il collasso strutturale del palo.Il carico critico oltre il quale un palo, lateralmente libero, subisce lo svergolamento si può ricavare con la classica formula di Eulero:

ppef

cr JEL

P 2

2π=

Lef =2Ll per pali liberi in testa;Lef =Ll per pali liberi di traslare in testa solo in una direzione;Lef =2Ll per pali vincolati in testa;Il parametro Ll è lo spessore dello strato potenzialmente liquefacibile attraversato dal fusto del palo.





●Svergolamento del palo.Bhattacharya (2003) ha messo in evidenza che il collasso per svergolamento di un palo è da considerarsi probabile quando sono soddisfatte le seguenti due diseguaglianze:

50min

<rLef 5,0≥

crPP

Naturalmente in presenza di più strati potenzialmente liquefacibili il calcolo va ripetuto per ogni singolo livello.




Effetti della liquefazione.Spinte delle terre in presenza di terreni liquefacibili.

Considerazioni analoghe a quelle fatte i terreni di fondazione valgono anche per i depositi potenzialmente liquefacibili posti dietro a un muro di contenimento o a un diaframma. Le spinte del terreno vanno calcolate in condizioni sismiche ipotizzando l’annullamento della resistenza al taglio (ϕ=0).Nelle condizioni statiche va usato l'angolo di resistenza al taglio a volume costante.




Effetti della liquefazione.Stabilità di versante in presenza di terreni liquefacibili.In presenza di una superficie topografica non orizzontale la liquefazione può produrre lo spostamento verso valle del volume di terreno compreso fra il piano campagna e il livello stratigrafico liquefatto. A livello pratico si distinguono due casi in funzione del valore che assume il rapporto fra lo sforzo di taglio in condizioni statiche (τstat) e la resistenza al taglio residua post-liquefazione (τpost) del livello liquefacibile:

in questo caso la resistenza al taglio residua dello strato che ha subito liquefazione è sufficiente a contrastare lo sforzo di taglio applicato sul pendio in condizioni statiche e di conseguenza il movimento laterale del terreno si ferma.

la resistenza al taglio recuperata dal terreno con l’esaurimento del fenomeno della liquefazione non è sufficiente a constrastare lo sforzo statico: il movimento prosegue e innesca una frana.

1≥stat

post

ττ

1<stat

post

ττ




Effetti della liquefazione.Stabilità di versante in presenza di terreni liquefacibili.

Il caso 1 si verifica generalmente in pendii con inclinazione ridotta, tipicamente da 0,1% a 6%.




Effetti della liquefazione.Stabilità di versante in presenza di terreni liquefacibili.Anche se lo spostamento laterale non genera un fenomeno franoso, l’entità del movimento può essere tale da produrre danni alle strutture presenti in superficie o sepolte. E’ quindi importante fare una stima di massima dell’entità dello spostamento verso valle indotto dalla liquefazione.Modello MLR messo a punto da Bartlett e Youd (1999): Le formule empiriche ottenute dagli Autori consentono una stima dello spostamento laterale indotto dalla liquefazione in due contesti diversi. Nel primo si considera il movimento di un punto posto a una distanza L da una scarpata di altezza H. Lo spostamento è funzione del rapporto H/L (free-face ratio). Nel secondo si fa riferimento allo spostamento di un punto posto su un pendio con inclinazione S.




Effetti della liquefazione.Stabilità di versante in presenza di terreni liquefacibili.Modello MLR: Spostamento in funzione del rapporto H/L (free-face ratio):

Spostamento di un punto posto su un pendio con inclinazione S:




INTERVENTI PER LA MITIGAZIONE DEL RISCHIO

Fondamentalmente il rischio di liquefazione può essere affrontato secondo due approcci differenti e, in parte, complementari. Si può agire a livello “strutturale”, trasferendo il carico dell’opera in profondità con l’adozione di fondazioni su pali, oppure aumentando la resistenza alle azioni laterali, nel caso di muri e diaframmi, con l’uso di tiranti e ancoraggi di diverso tipo. Si tratta cioè di intervenire aumentando la capacità di resistenza della struttura agli effetti della liquefazione.In alternativa, o in aggiunta, è possibile agire tentando di migliorare le caratteristiche geotecniche, in senso lato, del sito, abbattendo in maniera significativa la suscettibilità alla liquefazione dei terreni a rischio. Questo può essere fatto incrementando il grado di addensamento dei livelli liquefacibili o modificandone la composizione granulometrica e il grado di saturazione. A questa categoria appartengono anche gli interventi di riprofilatura del pendio, per contrastare gli effetti di instabilità dei versanti.





I metodi per il miglioramento delle caratteristiche geotecniche dei terreni potenzialmente liquefacibili possono essere classificati come segue:1. sostituzione;2. compattazione dinamica;3. abbattimento delle pressioni neutre;4. iniezioni;Applicabilità delle tecniche di bonifica rispetto alla composizione granulometrica:





Sostituzione.In generale se il livello potenzialmente liquefacibile è posizionato in prossimità della superficie e il suo spessore non supera, indicativamente, i 3,0-3,5 m, il sistema più economico per eliminare il rischio di liquefazione è quello di sostituire il terreno in questione. Il materiale asportato andrà rimpiazzato con terreno granulare, essenzialmente sabbia grossolana e ghiaia, caratterizzato da un coefficiente di permeabilità e da un grado di addensamento superiori a quello del terreno originario.L’intervento di sostituzione del terreno naturale può essere completato eventualmente con l’inserimento di georinforzi, per ridurre le deformazioni e incrementare la resistenza al taglio del terreno.Non sono assolutamente da impiegare, come materiale sostitutivo, terreni a granulometria fine, limi o argille, di difficile compattazione e soggetti a cedimenti di consolidazione a lungo termine.





Compattazione.Si tratta di un insieme di tecniche il cui scopo principale è quello di incrementare il grado di addensamento dei terreni potenzialmente liquefacibili attraverso le vibrazioni prodotte con opportune strumentazioni. L’efficacia degli interventi di compattazione dipende principalmente dalla granulometria del deposito. In livelli con un’elevata percentuale di fine i metodi dinamici sono scarsamente efficaci.





Compattazione: rulli vibrantiE’ il sistema di compattazione più semplice ed economico. Si tratta essenzialmente di un rullo vibrante che viene fatto transitare in superficie. Il numero di passaggi dipende dal grado di addensamento che si desidera ottenereLa sua efficacia è limitata al caso di livelli liquefacibili molto superficiali, in quanto la profondità massima alla quale viene risentito il trattamento è intorno ai 2 m.





Compattazione: esplosiviL’onda d’urto prodotta da piccole cariche esplosive, inserite in appositi prefori alla profondità richiesta, può indurre l’addensamento di terreni granulari sciolti. La variazione di densità relativa che si ottiene non è di solito uniforme: in alcune direzioni si può avere un risultato migliore che in altre. L’intervento può essere esteso fino a una profondità massima di circa 20 m, ma è inefficace nel trattamento di livelli molto superfciali. Le cariche vanno posizionate a una profondità corrispondente ai due terzi circa dello spessore dello strato liquefacibile. La spaziatura delle verticali è generalmente compresa fra i 3,0 e 7,5 m in funzione del peso della carica usata.





Compattazione: infissione di paliUtilizzando pali battuti si ottiene l’effetto di aumentare il grado di addensamento dei livelli liquefacibili attraversati. Robinsky e Morrison (1964) hanno evidenziato che nelle sabbie sciolte l’incremento di densità relativa si estende lateralmente fino a 3-4 diametri. Kishida (1967) propone un semplice formula per valutare l’incremento nell’angolo di resistenza al taglio del terreno sabbioso sciolto in seguito all’infissione del palo:

Scarsa efficacia del sistema vicino alla superficie: nei primi 1-2 m sotto il piano campagna l’aumento di addensamento ottenuto con l’infissione è meno significativo rispetto a quello ottenibile a profondità maggiori.

240°+= nat

postϕϕ





Compattazione: sonde vibranti (terraprobe o altre).Il metodo consiste essenzialmente nell’inserimento di una sonda in un preforo collegata a una sorgente di vibrazioni, agenti in senso verticale, posta in superficie. Inizialmente la sonda viene calata a una profondità leggermente superiore a quella alla quale si trova la base dello strato liquefacibile, quindi attivata e fatta risalire lungo il foro. Normalmente prima di riportarla in superficie la sonda viene lasciata agire alla quota d’intervento per circa 30-60 secondi. Di solito si opera secondo una griglia di verticali con maglia quadrata o triangolare e lato variabile da 1 a 3 m. La profondità massima di intervento è intorno ai 20 m. Anche in questo caso il metodo è poco efficace nei primi 3,5 m sotto il piano campagna.




INTERVENTI PER LA MITIGAZIONE DEL RISCHIOCompattazione:vibrocompattazione (vibroflottazione)Si tratta di una tecnica in cui una sonda cilindrica vibrante, di 1,8 m di lunghezza e 0,4 m di diametro circa, detta vibroflot, viene fatta penetrare nel terreno grazie a un getto d’acqua in pressione. La vibrazione è prodotta dal movimento centrifugo di un peso posto all’interno della sonda, mentre i punti di origine dei getti d’acqua sono posizionati alla base e alla sommità del cilindro. In fase di avanzamento, che avviene solitamente alla velocità di circa 1 m al minuto, viene attivato il getto inferiore. L’azione congiunta dell’acqua iniettata e delle vibrazioni consentono la penetrazione. Raggiunta la profondità d’intervento, il getto d’acqua inferiore viene interrotto, mentre viene attivato quello sommitale. La sonda a questo punto risale a una velocità di circa 30 cm al minuto. A causa dell’addensamento del terreno prodotto dal trattamento, in superficie si forma una cavità che viene progressivamente riempita con sabbia o ghiaia pulite. Il materiale aggiunto viene spinto verso il basso dal getto d’acqua della sonda.




INTERVENTI PER LA MITIGAZIONE DEL RISCHIOCompattazione:compattazione dinamicaIl metodo della compattazione dinamica consiste nel produrre un incremento della densità relativa degli strati liquefacibili attraverso le vibrazioni prodotte dall’impatto di una massa lasciata cadere ripetutamente sul terreno. Generalmente vengono utilizzati blocchi di calcestruzzo di alcune tonnellate di peso con un altezza di caduta che può arrivare fino a 20-30 metri. Si opera generalmente con una griglia quadrata e una spaziatura delle verticali d’intervento variabile da 5 a 10 m. Il numero di colpi in ogni nodo è compreso di solito fra 5 e 15. Poiché l’impatto della massa battente sul terreno genera vibrazioni a bassa frequenza, che possono sovrapporsi alle frequenze di risonanza tipiche degli edifici, è consigliabile mantenere una distanza di sicurezza di almeno 15 m dalle strutture preesistenti.Si ricorda che il metodo risulta poco efficace per sabbie con più del 10% di contenuto in fine.




INTERVENTI PER LA MITIGAZIONE DEL RISCHIOAbbattimento delle pressioni neutre.Vengono utilizzati dreni o pali verticali costituiti da materiale granulare, sabbia e ghiaia, a elevata permeabilità. Il principio è quello di creare delle zone di deflusso rapido che funzionino da richiamo per l’acqua intergranulare presente nei livelli liquefacibili. I dreni vengono posizionati secondo una griglia di forma quadrata, triangolare o esagonale . Va tenuto presente che i dreni verticali di ghiaia, oltre ad abbassare il valore di u, hanno altri effetti positivi. In particolare la loro infissione tende a provocare l’addensamento del terreno potenzialmente liquefacibile e loro maggiore resistenza meccanica permette di limitare le deformazioni orizzontali indotte dal sisma.




INTERVENTI PER LA MITIGAZIONE DEL RISCHIOIniezioni.Con il termine iniezione s’intende la saturazione dei pori con leganti di diversa natura, il cui scopo è dotare il terreno di una coesione ‘artificiale’ che renda il deposito meno suscettibile alla liquefazione. Essendo trattamenti relativamente costosi, di solito vengono utilizzati per bonificare volumi ridotti di terreno.


Liquefazione dei terreni in condizioni sismiche · Normativa di riferimento, teoria e procedure di...

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