Ordine Geologi delle Marche Jesi (An) - 20.01 · Il rapporto CRR dalla prova SPT Parametro Indice =...
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Ordine Geologi delle Marche Jesi (An) - 20.01.2012 Prove Geotecniche in Situ Alberto Bruschi [email protected] Parte IV - Una applicazione delle prove in situ La valutazione della liquefazione dei terreni
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Ordine Geologi delle Marche
Jesi (An) - 20.01.2012
Prove Geotecniche in Situ
Alberto [email protected]
Parte IV - Una applicazione delle prove in situ
La valutazione della liquefazione dei terreni
Una conseguenza della liquefazione
AB
La determinazione della liquefacibilità dei terreni è una classica applicazione delle prove in sito (SPT, DP, CPT, CPTU, DMT) attraverso quelle che sono conosciute come procedure semplificate.
AB
CaratteristicheProva
SPT CPT DMT Vs
Dati da cui sono
derivate le
correlazioniMoltissimi Molti Pochi Pochi
Tipo di
comportamentoGrandi
deformazioni
Grandi
deformazioni
Grandi
deformazioni
Piccole
deformazioni
Attendibilità
della provaDa scadente a
buona
Molto buona Buona (?) Buona
Controllo della
variabilità
stratigraficaBuona Ottima Buona Scarsa
Terreno in cui
eseguire la
prova Non ghiaioso Non ghiaioso Non ghiaioso Tutti
Prelievo
campioniSi/No No No No
Proprietà
misurataIndice Indice Indice Ingegneristica
Le NTC esplicitamente ammettono il loro utilizzo ( paragrafo 7.11.3.4.3):
“La verifica può essere effettuata con metodologie di tipo storico –empirico in cui il coefficiente di sicurezza (FS) viene definito dal rapporto tra la resistenza disponibile alla liquefazione (CRR Cyclic Resistance Ratio)e la sollecitazione indotta dal terremoto di progetto (CSR Cyclic Stress Ratio)”
• Sia CSR che CRR sono riferite ad una magnitudo 7,5:
AB
Un terreno è in genere considerato liquefacibile se Fs ≤ 1,25
Quando non farla
AB
Quando non farla
AB
• Esclusione della verifica: granulometria
La maggior parte delle sabbie è liquefacibile se ricade nel fuso
Quando non farla
AB
• Esclusione della verifica: granulometria
All’interno del fuso il terreno è potenzialmente liquefacibile
Quando non farla
AB
• Esclusione della verifica: Limiti Atterberg (terreni limosi)
Le nuove esperienze di Idriss e Boulanger identificano i terreni limosi con PI < 7 come liquefacibili
Quando non farla
• Esclusione della verifica: grado di addensamento
• Se il fuso granulometrico indica potenziale liquefacibilità
• NSPT > 30 – qc > 160 (parametri normalizzati per Pa = 1 atm = 100 kPa)
Si: Non liquefacibile NO: potenzialmente liquefacibile
Il massimo livello della falda stagionale è superiore a 15 metri
Si: non liquefacibile No: potenzialmente liquefacibile
AB
Quando non farla
AB
• E’ possibile omettere la verifica solo se si è in zona sismica 4, si utilizza il metodo delle tensioni ammissibili ed il tipo di costruzione e le classi d’uso previste sono:
La Normativa Italiana
AB
• In tutti gli altri casi (obbligatorio il metodo degli stati limite) si deve sempre eseguire la verifica della liquefacibilità, anche se si è in zona sismica 4.
• Per tale verifica:
La Normativa Italiana
AB
• Per categoria di suolo si dovrà fare riferimento alla velocità equivalente delle onde sismiche Vs nei primi 30 metri (preferibilmente da misure SASW, DH, CPTS, DMTS – cfr. § 7.11.3.1.1 Istruzioni per l’applicazione NTC , circolare 617 del 02/02/2009 ):
La Normativa Italiana
AB
• Per facilitare la valutazione dei parametri ag, F0, T*c si potrà fare riferimento ad uno dei software gratuiti presenti sul web
1. Spettri NTC del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici
2. CDS Zone Sismiche della S.T.S. Software Tecnico Scientifico
3. Edilus MS – Mappe Sismiche della Acca Software S.p.A.
Il coefficiente relativo alla categoria topografica vale:
La Normativa Italiana
AB
La verifica di sicurezza dovrà essere condotta alla Stato Limite di Vita
La Magnitudo di riferimento
• La sua importanza è legata (oltre che alla possibile esclusione della verifica) alla determinazione del fattore scala che compare nella valutazione della pericolosità della liquefazione.
• Per la sua valutazione non vi sono specifici riferimenti alla normativa
• Per la sua stima è però possibile e consigliabile ricorrere a quanto contenuto nelle Linee Guida del Gruppo di lavoro MS, 2008 (paragrafo 2,8.2), “Indirizzi e criteri per la microzonazione sismica” – Conferenza delle Regioni e delle Provincie Autonome, Dipartimento della protezione civile, facendo riferimento alla zonazione sismogenetica ZS9 che suddivide il territorio italiano in 36 zone ad elevata sismicità.
AB
La Magnitudo di riferimento
AB
Gruppo di Lavoro MS,2008, Indirizzi e Criteri per la microzonazione sismica, Conferenza delle Regioni e delle Provincie
Autonome, Dipartimento Protezione Civile, Roma
La Magnitudo di riferimentoLe zone sismogenetiche
AB
Numero ZS Zone ZS Mw (max)
922,936 Colli Albani, Etna 5,45
928 Ischia, Vesuvio 5,91
901, 902, 903, 904, 907,
908, 909, 911, 912, 913,
914, 916, 917, 920, 921,
926, 932, 933, 934
Altre zone 6,14
918, 919, 910 Medio Marchigiana/Abruzzese,
Appennino Umbro, Nizza - Sanremo
6,37
905, 906, 915, 930 Friuli - Veneto Orientale, Garda -
Veronese, Garfagnana - Mugello,
Calabria Jonica
6,60
Gruppo di Lavoro MS,2008, Indirizzi e Criteri per la microzonazione sismica, Conferenza delle Regioni e delle Provincie
Autonome, Dipartimento Protezione Civile, Roma
La Magnitudo di riferimentoLe zone sismogenetiche (segue)
AB
Numero ZS Zone ZS Mw (max)
924,925,931 Molise – Gargano, Ofanto, Canale
d’Otranto
6,83
923,927 Appennino Abruzzese, Sannio – Irpinia
– Basilicata
7,06
929, 935 Calabria tirrenica, Iblei 7,29
Gruppo di Lavoro MS,2008, Indirizzi e Criteri per la microzonazione sismica, Conferenza delle Regioni e delle Provincie
Autonome, Dipartimento Protezione Civile, Roma
Il rapporto CSR
Tutti i metodi di calcolo, indipendentemente dalla prova in sito utilizzata, calcolano CSR con la formula dovuta originariamente a
Seed & Idriss (1971) e aggiornata negli anni successivi:
amax = accelerazione massima al suolog = accelerazione di gravità = 9,81 m/ssv = pressione litostatica totales’v = pressione litostatica effettivard = coefficiente di riduzione della rigidezza con l’aumentare della profondità “z”MSF = fattore di correzione per la magnitudo del sito in analisiKs = coefficiente di correzione per la pressione litostatica
AB
Il coefficiente rd
Seed e Idriss (1971)
Youd et al. (1996, 1997, 2001)
Blake (1996)
AB
Il coefficiente rd (segue)
Golesorkhi (1989), Idriss (1999) (raccomandato)
Introducono nella valutazione di rd anche il valore della magnitudine
del terremoto al sito:
Le equazioni deve essere considerate valide per profondità non superiori a 20 metri
AB
Il coefficiente rd (segue)
Cetin & Seed (2000) (raccomandato) :
Introducono nella valutazione di rd, oltre alla magnitudine momento,
anche il valore dell’accelerazione massima attesa e della velocità
delle onde sismiche di taglio Vs misurata nei primi 12 metri di
profondità :
AB
L’equazione superiore è valida fino a z = 20 m, la seconda da 20 m in poi
Il coefficiente rd (segue)
I valori di Vs nei primi 12 metri possono essere stimati ricorrendo
alle correlazioni proprie per ogni tipologia di prova; in alternativa si
possono utilizzare i seguenti valori di Vs12:
• per terreni molli: 120 m/s
• per terreni molto addensati: 250 m/s
• per terreni compresi tra i due estremi : 150-200 m/s
I range di e sono:
Per z < 12 m. : e = 0,0198 (z^0.85)
Per z ≥ 12 m. : e = 0,164
AB
Il coefficiente rd (segue)
AB
Il fattore MSF
Idriss (1997)
Andrus & Stokoe (1997)
NCEER (National Center for Earthquake Engineering Research - 1997)
Idriss & Boulanger (2004)
AB
Per M > 7,5
Per M ≤ 7,5
Per M ≤ 7,5raccomandata
Il fattore MSF
AB
Il coefficiente Ks
Il valore di Cs è funzione del tipo di parametro indice utilizzato
AB
SPT
CPT
Vs
Il rapporto CRR dalla prova SPTParametro Indice = N1,60,cs
Tutti i metodi semplificati fanno riferimento al parametro indice N,1,60,cs a partire dal valore di N misurato attraverso le:
N60 = N *CE*CR*CS**CB
N1,60 = N60 * CN
N1,60,cs = N1,60 + CF
N = numero dei colpi misurato
CE = correzione per l’energia trasmessa alle aste
CR = correzione per la lunghezza delle aste
Cs = correzione per il metodo di campionamento
CB = correzione per il diametro del foro
CN = N60 normalizzato per la pressione litostatica
CF = correzione per il contenuto di fini (% passante allo 0,074 mm)
AB
Fattori di correzione al valore di NCE = ER/60
ER = energia trasmessa alle aste (dovrebbe essere sempre determinata con l’apposito strumento); generalmente intorno al 50-80%
AB
Fattori di correzione al valore di N
Lunghezza delle
aste
CR 3 – 4 m
4 – 6 m
6 – 10 m
10 – 30 m
> 30
0,75
0,85
0.95
1
1
Diametro del foro
(mm)
CB 65 – 115
150
200
1,00
1,05
1,15
Metodo di
campionamento
Cs Campionatore
standard
Campionatore con
portacampioni
1,0
1,1 ÷ 1,3
AB
Fattori di correzione al valore di NCN
CN riporta il valore di N60 al valore che si avrebbe se la pressione litostatica efficace alla profondità di misura di N60 fosse pari alla
pressione atmosferica Pa (1 atm, ≈ 1 Kg/cmq, ≈ 101 kPa)
AB
Fattori di correzione al valore di NCF
Autore CF
Seed (1997)
CF = a + b (N1,60)
a = 0 per FC ≤ 5%
a = exp(1,76 – (190/FC2)) per 5% < FC < 35%
a = 5 per FC ≥ 35%
b = 1 per FC ≤ 5%
b = 0,99 + (FC1,5/1000)
b = 1,2 per FC ≥ 35%
Robertson & Wride (1997) CF = 1 + [(0,75/30)(FC – 5]
Cetin et al. (2004) CF = (1 + 0,004 FC) + 0,05 (FC/N1,60)
Idriss & Boulanger (2004) CF = exp [1,63 + (9,7/FC) – (15,7/FC)^2]
FC = contenuto di fine - % passante al setaccio 0,074 mm (n. 200)
AB
Fattore di correzione CF al valore di N(e se non si esegue una granulometria sul campione?)
AB
Il rapporto CRR
Diversi metodi sono stati proposti per la valutazione di CRR da SPT
Fra questi si sono confrontati i metodi di:
• Tokimatsu & Yoshimi (1983)
• Seed & Blake (1967)
• Rauch (1998)
• Juang et al. (2000)
• Idriss & Boulanger (2004)
AB
A mio parere, i metodi, oltre alle prove SPT, sono applicabili anche alle prove
DPSH utilizzando i coefficienti di trasformazione appropriati
Il rapporto CRR
Da dati in mio possesso si sono ricavati (principalmente da Cetin e da Idriss & Boulanger) 229 coppie di valori CRR – N1,60,cs così suddivise:
118 coppie di valori in cui si è avuta liquefazione
111 coppie di valori in cui non si è avuta liquefazione
Per l’insieme dei valori si è calcolato il valore di soglia (separazione tra liquefazione e non liquefazione) teorico (CRR/CSR = 1) in accordo con i vari metodi presentati
I risultati sono esposti di seguito
AB
Coppie di valori utilizzati nelle analisi(da Cetin e Idriss & Boulanger)
AB
Metodo di Tokimatsu & Yoshimi (1983)
AB
Metodo di Seed & Blake (1997)
AB
Metodo di Rauch (1998)
AB
Metodo di Juang, Chen, Jang, Andrus (2000)
AB
Metodo di Idriss & Boulanger (2004)
AB
Il rapporto CRR dalla prova CPTParametro Indice = qc1,N,cs
Il parametro indice qc1,N,cs è simile a quello visto per la prova SPT e rappresenta la resistenza alla punta normalizzata per la pressione litostatica e corretta per la presenza di fini.
I metodi di calcolo di CRR proposti da vari Autori presentano percorsi di calcolo diversi, propri ad ogni metodo.
Per l’analisi si sono utilizzati dalla mia banca dati (principalmente da Moss, Suzuki, Stark, Juang, Ku) 572 coppie di valori
CRR – qc1,N, cs così suddivise:
352 coppie di valori in cui si è avuta liquefazione
220 coppie di valori in cui non si è avuta liquefazione
AB
Il rapporto CRR
Diversi metodi sono stati proposti per la valutazione di CRR da CPT
Fra questi si sono raffrontati:
• Robertson & Wride (1997 - 1998)
• Mayne & Schneider (1999)
• Ku et al. (2003)
• Idriss & Boulanger (2004)
• Juang, Fang, Khor (2006)
• Juang, Mayne, Chen (2008)
AB
Coppie di valori utilizzati nelle analisi(da Moss, Suzuki, Ku er al.)
AB
Metodo di Robertson & al. (1997-1998-2009)1. Calcolare Ic assumendo n = 1 con le:
2. Calcolare un valore di n da Ic precedente con la
• Iterare fra la (1) e la (2) fino a quando la differenza fra i due valori di n sia inferiore a 0,01:
AB
Metodo di Robertson & al. (1997-1998-2009)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
n è il valore finale dell’iterazione
AB
Metodo di Robertson & al. (segue)
• Calcolo della correzione per il contenuto di fini:
Calcolo di CRR:
Se Ic ≤ 2,50 (Robertson 1997 - 2009)
AB
Metodo di Robertson & al. (segue)
Calcolo di CRR:
Se 2,50 < Ic < 2,70 (Robertson 2009)
Se Ic > 2,70 (Robertson 2009)
AB
Metodo di Robertson & al.
AB
Metodo di Mayne & Schneider (1999)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
• La procedura per la valutazione di n è la stessa vista per il metodo di Robertson et al.
• Calcolo di CRR:
AB
Metodo di Mayne & Schneider
AB
Metodo di Ku & al. (2003)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
qc in Mpa
s’v in kPa
• Calcolo di CRR:
AB
Metodo di Ku et al.
AB
Metodo di Ku et al. (per il solo terremoto di Chi-CHI – Taiwan)
AB
Metodo di Idriss & Boulanger (2004 -2008)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
• Correzione per il contenuto di fine:
AB
Metodo di Idriss & Boulanger (2004 -2008)
• Calcolo di qc1,N,cs
• Calcolo di CRR:
AB
Metodo di Idriss & Boulanger
AB
Metodo di Juang et al. (2006)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
• Calcolo dell’indice di comportamento del terreno Ic:
AB
Metodo di Juang et al. (segue)
• Calcolo della correzione per i fini:
• Calcolo di CRR:
AB
Metodo di Juang et al. (2006)
AB
Metodo di Juang et al. (2008)
• Normalizzazione della resistenza alla punta:
• Calcolo dei parametri intermedi per il calcolo di Ic:
AB
Metodo di Juang et al. (segue)
• Calcolo di Ic:
• Calcolo dei parametri intermedi:
• Calcolo di CRR:
AB
Metodo di Juang et al. (2008)
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMTParametro Indice = KD
Il parametro indice KD (indice di spinta orizzontale) è uno dei due parametri intermedi (l’altro è il modulo dilatometrico) calcolati a partire dai dati misurati nella prova.
Il suo utilizzo nella valutazione della liquefacibilità di un terreno è legato alla sua sensibilità alla densità relativa DR ed al coefficiente di spinta a riposo del terreno K0 nonché ad altri fattori quali la sua storia tensionale, la sua età, al suo grado di cementazione.
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMTParametro Indice = KD
A partire dalla classica relazione di Marchetti (1982):
vari Autori hanno proposto diverse formule per la valutazione di CCR:
Robertson & Campanella (1986):
Reyna & Chameau (1991)
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMTParametro Indice = KD
Monaco et al. (2005):
Grasso & Maugeri (2006):
Tsai et al. (2009):
raffrontate nella diapositiva seguente:
AB
Metodi di analisi DMT raffrontati
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMTTutte le formule proposte dai vari Autori non derivano però da misure dirette
in sito fra KD e l’effettiva liquefacibilità in sito a seguito di un evento sismico ma passano attraverso correlazioni fra KD, N1,60,cs e qc1,N,cs legandole fra loro attraverso la densità relativa come parametro intermedio; ad esempio Tsai (2009) “lega” tra loro i tre parametri con le:
Il grado di correlazione delle equazioni è basso.
Rielaborando i dati pubblicati da Boller (2008) e Geiger (2010) si è ottenuto:
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMT
I valori del coefficiente di determinazione da me ricavati sono altrettanto bassi (SPT) o ancora più bassi (CPTu).
E’ legittimo quindi mettere in dubbio, se non inficiare, la validità delle equazioni fino a quando non verranno implementati ed aggiornati i data base mondiali.
Il raffronto tra i valori di CRR calcolati usando KD misurato e usando KDcalcolato dalla relazione esposta da Tsai per un caso reale mette in evidenza l’errore in cui si può incorrere nel calcolo del coefficiente di sicurezza.
AB
Il rapporto CRR dalla prova DMT
AB
Il rapporto CRR dalla velocità delle onde sismiche di taglio Vs (m/s)
Parametro indice Vs1
Il parametro indice è rappresentato dal valore della velocità delle onde sismiche di taglio ricavata da prove geofisiche in situ Vs, normalizzata per la pressione litostatica (Vs1), corretta per la presenza di fini (V*s1) e per l’età del deposito in esame (coefficiente Kt).
La formula più nota (e accreditata) è quella dovuta agli studi di Andrus Stokoe (2000) che, nella sua formulazione più recente (Hayati & Andrus, 2008 – Andrus, Hayati, Mohanan, 2009), è così esplicitata:
AB
Il rapporto CRR da Vs1
Per l’analisi si sono utilizzate dalla mia banca dati (principalmente i valori originali forniti da Andrus e Stokoe, 1997 e 1999)) 226 coppie di valori CRR – Vs1 così suddivise:
99 coppie di valori in cui si è avuta liquefazione
127 coppie di valori in cui non si è avuta liquefazione
Per l’insieme dei valori si è calcolato il valore di soglia (separazione tra liquefazione e non liquefazione) in accordo con il metodo
citato .
Coppie di valori utilizzati nella analisi(da Andrus e Stokoe)
AB
Il rapporto CRR da Vs1
Normalizzazione di Vs:
Il valore di Vs viene normalizzato per la pressione litostatica con la:
L’equazione (dovuta a Sykora, 1997) è valida per un valore del coefficiente di spinta a riposo K0 pari a 0,5 (angolo d’attrito del terreno 30°); in caso di K0 diverso da 0,5 è consigliabile utulizzare la:
AB
Il rapporto CRR da Vs1
Correzione per i fini:
Per valutare la percentuale di fine è consigliabile ricorrere ai valori di CF proposti per la prove SPT e qui riproposti per comodità:
AB
Il rapporto CRR da Vs1
Correzione Kt per l’età del deposito:
AB
Il rapporto CRR da Vs1
AB
I metodi probabilistici
• L’avere a disposizione un grande numero di case histories, unitamente alle migliorie apportate nella valutazione di CSR attraverso back analysis dei dati a disposizione e a una migliore stima della variabilità dei parametri principali interessati dal fenomeno liquefacibilità ha portato, attraverso l’utilizzo del teorema di Bayes (teorema della probabilità delle cause: permette dopo aver osservato un evento di migliorare la stima dell’evento stesso), allo sviluppo di metodi probabilistici nella valutazione della liquefazione da prove SPT e CPT.
• A oggi, i due metodi più conosciuti sono quello di Cetin (ed altri) per le prove SPT e di Moss (ed altri) per le prove CPT.
• I due metodi sono presentati nelle diapositive seguenti:
AB
Metodo di Cetin & al. (2004)
AB
Metodo di Moss & al. (2004)
AB
Nei due metodi, il simbolo F-1 indica l’inversa della distribuzione standard normale
cumulativa (media = 0 ; deviazione standard =1)[In Excel INV.NORM.ST() sotto Windows 7 e Windows XP ]
I metodi probabilistici
• Il concetto di PL (probabilità di liquefazione) nasce dalla considerazione che nei metodi semplificati il coefficiente di sicurezza teorico (CRR/CSR) non implica in pratica che se FS ≤ 1 si ha liquefazione e se FS > 1 non si ha liquefazione (approccio deterministico)
• Negli anni recenti vi è stato un continuo sforzo per diminuire il grado di conservatorismo esistente nelle curve di soglia e valutare quindi il potenziale di liquefazione in termini probabilistici.
• Il suo utilizzo è particolarmente indicato nelle applicazioni di ingegneria sismica.
• La sua valutazione è stata oggetto di numerosi studi da parte di vari Autori (in particolare di Juang C.H., oggi professore alla Università di Clemson, Carolina del Sud)
AB
I metodi probabilistici• Le equazioni più recenti proposte sono:
AB
I metodi probabilistici
• Il significato di PL in termini probabilistici è:
AB
Valori di PL Classe Probabilità di liquefazione
0,85 ≤ PL < 1,00 5 Liquefazione quasi certa
0,65 ≤ PL < 0,85 4 Liquefazione probabile
0,35 ≤ PL < 0,65 3 Liquefazione incerta
0,15 ≤ PL < 0,35 2 Liquefazione improbabile
0,00 ≤ PL < 0,15 1 Non liquefazione quasi certa
Da Juang 2000, 2008 modificato
L’indice del Potenziale di Liquefazione LPI
• Nel 1982 Iwasaki, Tokida ed altri hanno introdotto per una stima del grado di pericolosità dovuto alla liquefazione in un sito la valutazione del potenziale di liquefazione attraverso un indice (LPI) basato sul coefficiente di sicurezza calcolato con uno dei metodi semplificati visti prima e considerando il profilo del terreno nei suoi primi 20 metri.
• Il valore di LPI è definito come:
• o, espresso in forma di sommatoria:
AB
L’indice del Potenziale di Liquefazione LPI
• F = funzione che esprime il potenziale di liquefazione di ogni strato in rapporto al coefficiente di sicurezza calcolato
• w(z) = funzione che tiene conto della profondità dello strato
• H = spessore dello strato
• Adottando la metodologia proposta da Sonmez (2003), diventata di uso comune:
• F = 0 per FS ≥ 1,2
• F = 1 – Fs per FS < 0,95
• F = 2*0,000001 exp(-18.427 FS)
• w(z) = 10 – 0,5 z
• H = spessore dello strato in esame
AB
L’indice del Potenziale di Liquefazione LPI
• Per le prove di tipo continuo [CPT e (con giudizio…) DPSH] si può utilizzare nella valutazione di LPI un forma discretizzata (Lunna & Frost) (NL = numero dei punti di misura, H distanza tra i punti):
• Le classi di pericolosità di liquefazione sono:
AB
Indice del potenziale di
liquefazione
Pericolosità di
liquefazione
0 Nulla
0 ÷ 2 Bassa
2 ÷ 5 Moderata
5 ÷ 15 Alta
> 15 Molto alta
Il grado di danno
• Dall’indice del potenziale di liquefazione è possibile anche valutare la severità della rottura del terreno indotta dalla liquefazione
• Tale valutazione è presentata nella seguente tabella:
AB
Indice del potenziale di
liquefazione
Grado di danno
< 11,5 Non vi sono danni apparenti
11,5 < LPI < 32 Spostamenti da piccoli a
moderati: cedimenti e sand
boils
> 32 Elevati rifluimenti laterali
L’indice di severità della Liquefazione Ls
• Sonmez e Gokceoglu (2005) hanno proposto la valutazione di un indice di severità con la stessa formula di Iwasaki, proponendo però di calcolare F con:
• F = 0 per FS ≥ 1,411
• F = 1/[1 + (Fs/0,96)^4,5] per FS < 1,411
• Le classi di pericolosità di liquefazione sono:
AB
Indice di severità Classe di danno
0 Nulla
0 < Ls < 15 Molto bassa
15 < Ls < 35 Bassa
35 < Ls < 65 Moderata
65 < Ls < 85 Alta
86 < Ls < 100 Molto alta
DUE CASI ANALIZZATI
• Primo caso – SPT
• Area sismogenetica : 906
• Zona: Garda - Veronese
• Accelerazione massima al suolo: 290
• Magnitudo: 6,6
• Secondo caso – CPTu
• Area sismogenetica: 917
• Zona: Litorale riminese
• Accelerazione massima al suolo: 0,262
• Magnitudo 6,37
AB
PRIMO CASO (SPT – la prova)
AB
PRIMO CASO (SPT – raffronto CRR)
AB
PRIMO CASO (SPT – i coefficienti di sicurezza)
AB
PRIMO CASO (SPT – la probabilità di liquefazione)
AB
PRIMO CASO (SPT – L’indice di liquefazione)
AB
SECONDO CASO (CPTu – La prova)
AB
SECONDO CASO (CPTu – U2)
AB
SECONDO CASO (CPTu – il contenuto di fini)
AB
SECONDO CASO (CPTu – raffronto CRR)
AB
SECONDO CASO (CPTu – i coefficienti di sicurezza)
AB
SECONDO CASO CPTu – i coefficienti di sicurezza (particolare)
AB
SECONDO CASO (CPTu – La probabilità di liquefazione)
AB
SECONDO CASO (CPTu – L’indice di liquefazione)
AB
Ultimi considerazioni
AB
Ultime considerazioni e relativi quesiti
AB
Punto a)
Alla luce di quanto
detto e visionato, è
corretto???
O non è sbagliato
riferirsi a una curva di
soglia che, per tutti i
metodi considerati in
realtà non separano
in modo netto
liquefacibilità dalla
non liquefacibilità.
da Gruppo di Lavoro MS,2008,
Indirizzi e Criteri per la
microzonazione sismica,
Conferenza delle Regioni e delle
Provincie Autonome, Dipartimento
Protezione Civile, Roma
Quesito sul punto a) – La
verifica viene effettuata
utilizzando degli abachi nei
quali in ordinata è riportata
la sollecitazione ciclica
CSR e in ascissa una
proprietà del terreno
stimata da prove in sito …
Negli abachi, una curva
separa stati per i quali nel
passato si è osservata la
liquefazione da quelli per i
quali la liquefazione non è
avvenuta
Ultime considerazioni e relativi quesiti
AB
Punto b)
Alla luce di come sono state derivate
le correlazioni, solo i metodi CPT di
Ku (valido per il sisma di Taiwan a Chi
Chi) e quello di Mayne e Schneider
(derivato da dati negli USA e per
similitudine con il metodo di Andrus e
Stokoe per le Vs) non sono validi a
scala universale.
Il metodo di Juang 2008 può solo
essere utilizzato con le CPTU (impone
l’utilizzo di Bq).
Gli altri metodi CPT e tutti gli SPT
danno risultati confrontabili nei casi
d’esempio, ma, a mio parere, è più
significativo parlare di probabilità di
liquefazione che di fattore di sicurezza
(deterministico).
Quest’ultimo è inoltre funzione del
valore di CRR e suoi spostamenti
possono dare valori di Fs a cavallo di
due o più metodi; quale prendo?
Ultime considerazioni e relativi quesiti
AB
Punto c)
Il/i parametri ricavati dalle prove ammesse ad essere impiegate nelle verifiche sono puntuali.
Per utilizzare il valore caratteristico dovrei assumere il valore misurato come valore medio ed
applicare il coefficiente di variazione insito nella prova per determinare la deviazione standard
e, ipotizzando valore caratteristico = valore medio - deviazione standard, ricavare tale valore.
Quale valore prendo? Il minimo, il massimo, il medio? Ed è valido considerare un
distribuzione della probabilità di tipo gaussiano per tutti i parametri? E come si modifica il
coefficiente di sicurezza e, conseguentemente la probabilità di liquefazione? E l’indice del
potenziale di liquefacibilità per la verifica globale (obbligatorio per le Istruzioni)?
Prova Parametro COV (%)
SPT N 20 ÷ 50
CPT qc 20 ÷ 60
CPTU qt < 20
DMT KD 20 ÷ 60
VST Su 10 ÷ 40
Bibliografia
Ultime considerazioni e relativi quesiti
AB
Punto c)
I valori di resistenza ricavati dalla prova SPT o dalla prova CPT (N e qc) possono essere
considerati proprietà meccaniche? Secondo me misurano ma non sono proprietà meccaniche,
In Letteratura tutto è detto sui parametri geotecnici, nulla è detto sui valori di resistenza di SPT
e CPT. Se consideriamo che la liquefazione è governata dai minimi valori di addensamento, in
teoria per ricavare qck e N60k dobbiamo utilizzare i valori caratteristici vicini al minimo, cioè al
frattile 5%. Per valutare il valore caratteristico dovrei assumere il valore misurato come valore
medio ed applicare il coefficiente di variazione insito nella prova per determinare la deviazione
standard e applicare poi le formule viste nel secondo intervento
Quale valore prendo? Il minimo, il massimo, il medio? Con il valore minimo di COV che
garanzie ho che la prova è stata eseguita a regola d’arte? E come si modifica il coefficiente di
sicurezza e, conseguentemente la probabilità di liquefazione? E l’indice del potenziale di
liquefacibilità per la verifica globale (obbligatorio per le Istruzioni)?
Prova Parametro COV (%)
SPT N 20 ÷ 60
CPT qc 20 ÷ 60
Vs 40
Ultime considerazioni e relativi quesiti
• Chiudo con la considerazione fatta recentemente dal Dott. Luca Nori (McCoy) e rimasta ancora aperta:
AB
Punto c)
i
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