RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA - Comune di Odolo Relazioni/all... · esecutiva dei lavori di...

S T U D I O A R C H I T E T T U R A Z A M B E L L I

Via S. Bernardino 65 - 24122 Bergamo (Italia) tel.+39 035 27.19.65 r.a. - fax.+39 035 43.27.186 - e-mail:[email protected]

G N U T T I C I R I L L O S . p . A .

C O M P L E S S O I N D U S T R I A L E V I A B R E S C I A n . 7 O D O L O S . U . A . P .

S P O R T E L L O U N I C O A T T I V I T À P R O D U T T I V E

A L L E G A T O “ D ”

R E L A Z I O N E G E O L O G I C A E G E O T E C N I C A R E L A T O R E : D O T T . G E O L . A L B E R T O M A N E L L A

20 settembre 2011

Studio geologico e geotecnico finalizzato alla pratica di Sportello Unico per le Attività Produttive

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA

Committente

Gnutti Cirillo S.p.A.

Località

Via Brescia

Comune di Odolo (BS)

Data

Settembre 2011

Relatore

Dott. Geol. Alberto Manella

GNUTTI CIRILLO S.p.A.


Via Brescia - Comune di Odolo (BS)

1

PREMESSA

Su incarico della società Gnutti Cirillo S.p.A. è stato eseguito uno studio geologico e

geotecnico, finalizzato alla pratica di Sportello Unico per le Attività Produttive presso

l’insediamento situato in via Brescia 7 nell’ambito del territorio comunale di Odolo (BS).

L'area di indagine, indicata nell'allegata corografia in scala 1:10.000, è localizzata in

prossimità del centro abitato, all’interno della zona industriale posta lungo il percorso della

Strada Statale n. 237.

Lo studio geologico è stato realizzato con l’obiettivo di valutare, in rapporto agli

strumenti di pianificazione esistenti, la compatibilità dell’intervento costruttivo con le condizioni

di pericolosità geologica del territorio.

L’indagine geognostica è stata finalizzata alla ricostruzione del modello geologico e

geotecnico del sito, accertando la natura litologica e la qualità meccanica del terreno

costituente il sottosuolo e l’eventuale presenza di una falda idrica sotterranea.

La relazione geologica e geotecnica, realizzata a completamento dell’analisi dei dati

bibliografici e delle prove effettuate in sito, contiene la descrizione dell’assetto geologico

dell’area, della tipologia d’indagine geognostica effettuata, delle proprietà litostratigrafiche e

fisico-meccaniche del sottosuolo e delle verifiche geotecniche condotte. L’insieme dei dati

raccolti ha permesso infine di stabilire le soluzioni costruttive più idonee da adottare in fase

esecutiva dei lavori di costruzione delle fondazioni e delle opere di sostegno del terreno.

La costruzione del modello geologico e geotecnico, la programmazione delle indagini e

le procedure di verifica tecnica della sicurezza e delle prestazioni sono state eseguite in accordo

a quanto previsto dalle “Norme tecniche per le Costruzioni” contenute nel Decreto Ministeriale

14-01-2008 e dai “Criteri ed indirizzi per le definizione della componente geologica,

idrogeologica e sismica del Piano di Governo del Territorio” riportati nella D.G.R. 28-05-2008

n. 8/7374.

CARATTERIZZAZIONE E MODELLAZIONE GEOLOGICA DEL SITO

L’area d’intervento è situata in zona di fondovalle alla quota altimetrica di circa 370 m

s.l.m. ed è circondata dai versanti montuosi triassici che compongono la struttura geologica

della Val Sabbia. I caratteri geologici, geomorfologici ed idrogeologici della zona indagata

sono riportati nella Carta Geologico-Tecnica allegata in scala 1:10.000, desunta dalla

cartografia allegata al Piano Regolatore Comunale.

Caratteristiche geologiche dell’area

La zona pianeggiane è interessata dalla presenza di depositi di copertura superficiale,

che rappresentano tutti i terreni quaternari sciolti non litificati, anche se talora cementati, situati




2

al di sopra del substrato roccioso e messi in posto da molteplici processi geologici ai quali

risultano correlabili mediante peculiari caratteristiche litologiche e tessiturali. Nell’area

esaminata sono presenti depositi di origine alluvionale, chimica e di versante riconducibili

all’azione esercitata dai principali corsi d’acqua in seguito al ritiro delle grandi masse glaciali,

dalle acque di scolo e dalla forza di gravità. I sedimenti riconosciuti si distinguono nelle

seguenti quattro categorie.

Depositi travertinosi: sono costituti da sedimenti prodotti dall’azione di corrosione operata

dall’acqua di scolo su terreni preesistenti;

Depositi detritici di versante: sono formati da accumuli di materiale ciottoloso e ghiaioso a

spigoli vivi con scarsa matrice sabbiosa, legati al distacco gravitativo di frammenti clastici

dalle pareti rocciose;

Depositi alluvionali: si tratta di sedimenti ghiaioso-sabbiosi con clasti poligenici arrotondati

distribuiti lungo il fondovalle e messi in posto dai corsi d’acqua più importanti;

Depositi di conoide alluvionale: si trovano allo sbocco dei corsi d’acqua secondari sulla

valle principale e sono caratterizzati da ciottoli e ghiaie con clasti poligenici mediamente

arrotondati immersi in matrice limo-sabbiosa.

La fascia collinare è occupata dal substrato roccioso, che costituisce l’ossatura dei

pendii situati ad alcune centinaia di metri dal sito in esame. Le unità maggiormente diffuse

sono le seguenti.

- Dolomia Principale: è costituita da dolomie e calcari dolomitici di colore grigio chiaro con

stratificazione massiva;

- Formazione di San Giovanni Bianco: è identificata da litareniti medio fini, siltiti marnoso-

dolomitiche e argilliti di colore da grigio-verde a rossastro;

- Arenaria di Val Sabbia: è caratterizzata da litareniti vulcanoclastiche e siltiti di colore da

grigio-verde a rossastro con diffuse concrezioni.

Le giaciture degli strati rocciosi individuate indicano che gli strati possiedono una

pendenza compresa fra 45° e 70° verso SE. In realtà nell’ambito della struttura globale gli strati

misurati appartengono ad un’importante piega anticlinalica, dotata di asse sviluppato in senso

W-E e passante attraverso gli abitati di Odolo e Renzana. Il sistema tettonico della zona è

complicato anche dalla presenza di numerose faglie, che hanno dislocato i corpi rocciosi

ponendoli a contatto con litotipi di età e caratteristiche differenti.

Conformazione geomorfologica ed idrografica dell’area

La zona esaminata è soggetta prevalentemente alla dinamica gravitativa e delle acque

incanalate, che producono rispettivamente manifestazioni di movimento del terreno di

copertura superficiale ed incisioni vallive con scarpate d’erosione talora molto pronunciate.

I corsi d’acqua esistenti appartengono tutti al reticolo idrico minore, individuato ai sensi

della D.G.R. 01-08-2003 n. 7/13950. Lungo gli alvei sono spesso individuabili orli di scarpata

d’erosione fluviale, generati dall’approfondimento esercitato dalla corrente trattiva durante le

piene. Nella zona di fondovalle i torrenti minori che sfociano nel Canale Vrenda hanno

generato nei millenni delle conoidi alluvionali, ventagli di deposito trasportato dal flusso idrico.




3

I pendii appartenenti ai versanti montuosi sono spesso interessati da fenomeni di

soliflusso; si tratta di un movimento lento della coltre di deposito superficiale, che contribuisce

al degrado dei versanti e talora degenera in manifestazioni franose.

L’intera area subpianeggiante di fondovalle è stata interessata in passato da importanti

azioni antropiche connesse con la costruzione di fabbricati destinati all’attività industriale; i

riporti di terreno sono numerosi ed estesi, soprattutto attorno alle grandi fabbriche del ferro.

Assetto idrogeologico dell’area

La ricostruzione del quadro delle proprietà idrogeologiche del sottosuolo è avvenuta

impiegando i dati contenuti nello Studio Geologico a supporto del Piano Regolatore del

Comune di Odolo e quelli raccolti presso la banca dati online della Provincia di Brescia,

interpretando gli elementi tecnici desunti dalle stratigrafie di alcuni pozzi esistenti.

L’esame della stratigrafia dei pozzi nelle aree limitrofe il sito in questione ha permesso

di verificare la composizione granulometrica del terreno e di individuare tipologie stratigrafiche

che si ripetono da zona a zona in profondità. La zona di fondovalle è costituita da depositi

sciolti a granulometria variabile da ghiaioso-sabbiosa ad argillosa, con spessore compreso fra

2-3 e 8-10 m. A profondità maggiore si rileva l’esistenza di corpi argillitici e siltitici riconducibili

al substrato roccioso dell’Arenaria di Val Sabbia e della Formazione di San Giovanni Bianco.

La profondità della superficie piezometrica della falda libera si attesta presso il sito in

oggetto a profondità ipotetiche prossime a 8-10 m dal piano campagna. Ad ogni buon conto è

possibile che nel sottosuolo a profondità inferiori al livello piezometrico siano presenti piccole

falde sospese e filtrazioni d’acqua di modesta entità, legate agli apporti idrici di origine

collinare e fluviale ed isolate da livelli impermeabili discontinui.

L’esame delle proprietà geologiche, geomorfologiche ed idrogeologiche dell’area ha

consentito di rilevare l’esistenza dei seguenti fattori di pericolosità geologica, in riferimento ai

quali si dovrà realizzare la progettazione esecutiva e definire le procedure edilizie da adottare:

1. presenza nel sottosuolo di terreno sciolto soggetto a rotture e cedimenti per effetto

dell’applicazione di carichi esterni o di fenomeni di decompressione

2. esistenza di orizzonti discontinui di materiale limo-sabbioso compressibile

3. bassa soggiacenza della falda freatica e possibile insorgenza di falde idriche sospese.

VINCOLI INSISTENTI SULL’AREA D’INTERVENTO

L’analisi delle proprietà geologiche del sito e della fattibilità delle operazioni edilizie ha

comportato in via preliminare l’acquisizione di tutte le limitazioni derivanti dalla presenza di

vincoli di carattere geologico-ambientale e da studi specifici condotti sul territorio.

La ricostruzione del quadro completo dei vincoli esistenti è stata effettuata attraverso

l’esame dei documenti disponibili presso l’Ufficio Tecnico Comunale (studio geologico di




4

supporto al PGT), il Sistema Informativo Territoriale della Provincia di Brescia ed il Geoportale

della Regione Lombardia.

Di seguito si riporta una tabella di sintesi dei principali vincoli connessi alla normativa

italiana, con gli estremi legislativi di riferimento e l’effettiva insistenza sull’area in oggetto.

Tipologia Estremi normativi Presenza

Vincolo idrogeologico R.D. 30-12-1923 n. 3267 No

Vincolo di polizia idraulica D.G.R. 25-01-2002 n. 7/7868 Sì, in parte

Vincolo paesaggistico D.Lgs. 22-01-2004 n. 42 art. 142 No

Vincolo cimiteriale D.P.R. 10-09-1990 n. 285 art. 57 No

Vincolo captazione acque sotterranee D.Lgs. 18-08-2000 n. 258 art. 5 No

Vincolo PAI e Fasce Fluviali D.P.C.M. 24-05-2001 No

Classe di fattibilità geologica 4 D.G.R. 28-05-2008 n. 8/7374 No

Ambito estrattivo D.C.R. 14-05-2008 n. VIII/619 No

La progettazione preliminare ed esecutiva dell’opera in questione dovrà essere

confrontata con le specifiche limitazioni imposte dagli eventuali vincoli esistenti, adottando

accorgimenti costruttivi idonei al soddisfacimento delle prescrizioni attuate dai rispettivi enti

gestori.

ANALISI DI COMPATIBILITA’ DELL’INTERVENTO CON GLI STRUMENTI DI PIANIFICAZIONE TERRITORIALE

La pratica di Sportello Unico prevede la trasformazione di aree e la realizzazione di

strutture che si devono confrontare con gli elementi di vincolo e rischio, rilevati sul territorio da

parte degli enti pubblici deputati alla definizione delle scelte pianificatorie.

Gli estratti allegati provengono dalla documentazione tecnica contenuta nello studio

geologico a supporto del PGT, prodotta dall’Ecosphera a marzo del 2010 su incarico del

Comune di Odolo.

Sull’area d’intervento la Carta dei Vincoli conferma che non insiste alcun vincolo

geologico-ambientale; in parte è presente all’estremità meridionale del terreno di proprietà una

piccola superficie interessata dalla fascia di rispetto idraulico del Canale Vrenda, che tuttavia

non interferisce con il sito destinato alla costruzione del capannone e delle palazzine uffici.

I dissesti individuati dall’Autorità di Bacino sono rappresentati dalle conoidi alluvionali,

che si trovano sulla sponda opposta del Canale Vrenda rispetto all’insediamento della Gnutti

Cirillo S.p.A. e che non comportano alcun rischio per lo svolgimento dell’attività industriale.

Nella Carta di Sintesi dello studio geologico a supporto del PGT l’area in esame è

inserita fra le “aree con ristagni idrici, limi-argillosi di spessore significativo, riporti antropici”.




5

Tale descrizione riflette lo stato di fatto del sottosuolo, formato da depositi sciolti naturali e/o

artificiali disposti al di sopra del substrato roccioso. In aggiunta si segnala che l’area possiede

una “pericolosità potenziale legata a cedimenti e cavernosità sia del substrato che delle

coperture”. Anche in questo caso si tratta di elementi riconducibili alla natura ed alle

caratteristiche del materiali geologici che compongono il sottosuolo.

La Carta di Fattibilità Geologica allegata testimonia che il sito costruttivo è compreso

nella classe 3, caratterizzata da consistenti limitazioni alla trasformazione di destinazione d’uso

dei terreni. La problematica che ha indotto all’attribuzione di tale classe corrisponde a quanto

segnalato nella Carta di Sintesi in merito alle proprietà meccaniche del sottosuolo.

In ragione degli elementi raccolti e delle verifiche effettuate si ritiene che l’intervento

edilizio in oggetto sia compatibile con gli strumenti di pianificazione territoriale vigenti;

l’affermazione è confortata dall’assenza di vincoli geologico-ambientali, fra cui le aree in

dissesto PAI, e di azioni morfogenetiche in atto legate alla gravità ed alle acque incanalate.

I fattori di rischio segnalati, sostanzialmente legati alle caratteristiche dei terreni

costituenti il sottosuolo, sono stati oggetto di approfondimenti geognostici dettagliati

nell’ambito della parte geotecnica del presente studio.

INDAGINE GEOGNOSTICA ESEGUITA

L'indagine geognostica è stata programmata con la finalità di definire il modello

geotecnico del sottosuolo necessario alla progettazione strutturale, tenendo conto delle

dimensioni dell’area di intervento, della tipologia dei fabbricati da costruire e della

conformazione geologica della zona.

L’assetto geofisico del sottosuolo ed il comportamento nei confronti di sollecitazioni

sismiche dello stesso è stato ricostruito tramite la realizzazione di una prospezione con il

metodo Masw lungo uno stedimento di circa 60 m.

La conoscenza delle caratteristiche litostratigrafiche del sottosuolo è stata affidata

all’esecuzione di n. 1 sondaggio meccanico a carotaggio continuo. Le proprietà geotecniche

del terreno sono state definite attraverso l'esecuzione di n. 13 prove penetrometriche dinamiche

continue, eseguite con penetrometro pesante avente le seguenti caratteristiche:

peso della massa battente = 73 kg

altezza di caduta libera = 0.75 m

diametro della punta conica = 51 mm

conicità della punta = 60°

lunghezza delle aste = 1.5 m

avanzamento della punta = 30 cm.

L'ubicazione dei punti di indagine è stata stabilita sulla base delle condizioni logistiche

del sito e della distribuzione planimetrica del fabbricato da realizzare e delle future edificazioni,

con la finalità di accertare eventuali variazioni spaziali di litologia e caratteristiche geotecniche.




6

La punta penetrometrica è stata infissa con continuità a partire dal piano campagna per

indagare uno spessore di terreno pari a circa 12 m, comprendendo in tal modo la profondità

significativa sviluppata all’interno della zona di distribuzione delle tensioni indotte dalle

fondazioni degli edifici in progetto. Tuttavia le prove sono state interrotte fra 0,6 e 11,4 m di

profondità, in seguito al raggiungimento del rifiuto, cioè di una resistenza tale da impedire un

ulteriore avanzamento.

Al termine delle prove è stato inoltre misurato il livello piezometrico della falda idrica

sotterranea mediante osservazione delle aste di manovra e tramite rilevazione diretta con sonda

freatimetrica.

Il sondaggio meccanico è stato spinto sino alla profondità di 15 m, nell’intento di

accertare la natura del sottosuolo entro la profondità significativa e di intercettare livelli

stratigrafici caratterizzati da differenti stati di addensamento.

La prospezione geofisica è stata organizzata e strutturata per esaminare una porzione di

sottosuolo pari a 30 m di profondità dal piano campagna, così come previsto dalle “Norme

tecniche per le Costruzioni” contenute nel Decreto Ministeriale 14-01-2008.

MODELLO GEOTECNICO DEL SOTTOSUOLO

Il modello geotecnico del sottosuolo appartenente al sito in esame è stato ricostruito

mediante le informazioni fornite dal modello geologico e tramite i dati tecnici elaborati dalle

indagini geognostiche. In tal modo è stato possibile creare uno schema sintetico delle

caratteristiche stratigrafiche e fisico-meccaniche del terreno compreso all’interno del volume

significativo.

Caratteristiche litostratigrafiche del sottosuolo

L’assetto litostratigrafico del sottosuolo dell’area d’intervento è stato identificato

direttamente attraverso il sondaggio meccanico, che ha fornito informazioni sulla natura e le

proprietà granulometriche del terreno. La stratigrafia allegata consente di individuare le

variazioni litologiche in profondità e di correlare i dati di resistenza penetrometrica con le

caratteristiche granulometriche del materiale carotato.

Dall’esame dei dati stratigrafici riportati si desume che l’immediato sottosuolo indagato

e coinvolto dai futuri fenomeni di distribuzione delle tensioni indotte dalle strutture in progetto è

sinteticamente strutturato nei seguenti tre strati:

– strato A (0,0-1,9 m) = terreno misto di riporto

– strato B (1,9-6,1 m) = limo sabbioso argilloso

– strato C (6,1-15,0) = litareniti e siltiti appartenenti al substrato roccioso.

I dati stratigrafici riportati evidenziano lo sviluppo nell’ambito della profondità

d’interesse di litologie miste prevalentemente limo-sabbiose, con frazione ghiaiosa e sabbiosa

localmente abbondante.




7

Si segnala che sia la parte destinata alla costruzione del capannone che quella situata

in prossimità degli uffici esistenti è stata interessata in passato da riporto di materiale di natura

e qualità incerte, con spessori variabili da zona a zona.

Proprietà geotecniche del sottosuolo

La caratterizzazione fisico-meccanica del terreno è avvenuta interpretando i risultati

delle prove penetrometriche dinamiche continue. I valori di resistenza penetrometrica sono stati

elaborati e rappresentati nei diagrammi penetrometrici allegati, che indicano le variazioni di

proprietà meccaniche del terreno lungo la profondità investigata.

In corrispondenza di ogni singola prova il sottosuolo è stato suddiviso in strati

omogenei, caratterizzati da proprietà meccaniche costanti e quindi identificati da specifici

parametri geotecnici ricavati per correlazione dalla resistenza penetrometrica. L’esame dei

diagrammi penetrometrici e della relativa tabella di elaborazione dei parametri geotecnici

evidenzia una discreta disomogeneità del terreno, con risultati non confrontabili fra le prove

effettuate; i picchi di resistenza riscontrati, peraltro non sempre correlabili fra loro, sono da

ricondurre alla presenza di livelli molto addensati o consistenti, che ostacolano localmente

l’avanzamento della punta penetrometrica. Le irregolarità riscontrate, prevalentemente limitate

ai primi 6-7 m di profondità, sono legate in parte alla differente profondità del substrato

roccioso ed in parte alla distribuzione imprevedibile dei terreni di riporto.

In relazione agli elementi litostratigrafici del sottosuolo a disposizione si è deciso di

approntare una doppia interpretazione del terreno testato come materiale incoerente e coesivo,

perciò dotato di resistenza legata rispettivamente all’angolo di attrito interno ed alla coesione

non drenata, ipotizzando una situazione di sollecitazione meccanica in condizioni drenate e

non drenate.

L’assetto stratigrafico medio deducibile dalle prove che hanno raggiunto la maggiore

profondità con resistenze più scarse consente di suddividere sinteticamente il sottosuolo nei

seguenti tre livelli:

- livello 1 (0,0-3,0 m) = terreno da sciolto a poco addensato con resistenza penetrometrica

media compresa fra 2 e 5 colpi/30 cm di affondamento;

- livello 2 (3,0-7,0 m) = terreno poco addensato con resistenza penetrometrica media pari a

6-7 colpi/30 cm di affondamento;

- livello 3 (7,0-11,4 m) = terreno moderatamente addensato o consistente con resistenza

penetrometrica progressivamente crescente sino al rifiuto.

Localizzazione della falda idrica sotterranea

Nel corso indagini eseguite è stata rilevata la presenza di acqua in corrispondenza delle

prove 7 e 11, alla profondità di circa 2 m. La rilevazione è stata eseguita direttamente durante

l’estrazione delle aste e successivamente con la sonda freatimetrica nel foro prodotto dalla

penetrazione.

Al momento attuale e con i dati a disposizione non è possibile quantificare le

oscillazioni stagionali della falda, soprattutto per effetto di eventi meteorici intensi e prolungati,

e definire lo sviluppo e l’estensione del corpo idrico sotterraneo. Ad ogni buon conto si può




8

ipotizzare che si tratti di una falda discontinua, isolata da livelli impermeabili ed alimentata

dagli scoli collinari oltre che dal corso d’acqua adiacente all’area d’intervento.

CARATTERISTICHE DELLA COSTRUZIONE IN PROGETTO

L’analisi delle problematiche geotecniche e la verifica della sicurezza dell’opera non

può prescindere dalla tipologia del manufatto da realizzare; pertanto su indicazione della

committenza e del progettista sono state riunite alcune informazioni sintetiche in merito alle

caratteristiche della costruzione in progetto.

L’intervento edilizio comporta la costruzione di un nuovo edificio da destinare all’uso

industriale e la ristrutturazione di alcune palazzine che ospitano gli uffici commerciali. I vari

locali saranno privi di piani interrati e la trasmissione dei carichi al terreno avverrà

rispettivamente mediante fondazioni isolate su plinto e continue su trave rovescia.

In relazione a quanto previsto dalle Norme Tecniche per le Costruzioni si riassumono

sinteticamente le proprietà tecniche della costruzione in progetto, che dovranno essere

impiegate per il dimensionamento strutturale dell’opera:

– tipo di costruzione = 2, opere ordinarie, ponti, opere infrastrutturali e dighe, di

dimensioni contenute, o di importanza normale

– vita nominale VN

≥ 50 anni

– classe d’uso = II, costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti

– coefficiente d’uso CU = 1,0

– periodo di riferimento per l’azione sismica VR ≥ 50 anni.

CLASSIFICAZIONE SISMICA DEL SITO

La classificazione sismica del sito è stata realizzata in riferimento ai contenuti delle

normative indicate nella premessa; la categoria del sottosuolo è stata identificata impiegando

la velocità delle onde di taglio misurate sino a 30 m di profondità. Queste ultime sono state

definite attraverso la prospezione geofisica, per i cui dettagli si rimanda al certificato allegato e

prodotto dalla società esecutrice Progea Consulting S.r.l..

Il calcolo della Vs30

, effettuato nei primi 30 m come media pesata fra i vari strati

secondo i criteri previsti dalla normativa, ha condotto ad un valore pari a 424 m/s, che

identifica il terreno nella categoria di suolo di fondazione B. La presenza del substrato roccioso

avrebbe potuto condurre anche all’individuazione della categoria E, ma tale assunzione è stata

scartata in quanto l’elevata velocità elevata negli strati superficiali non permette di attribuire ai

primi 14 m un valore corrispondente ai suoli C o D.




9

Il modello di riferimento per la descrizione del moto sismico in un punto della superficie

del suolo è rappresentato dallo spettro di risposta elastico, costituito da una forma spettrale

moltiplicata per l’accelerazione massima. Per definire il livello di protezione antisismica della

costruzione si dovrà attribuire in sede progettuale un fattore d’importanza al fabbricato da

realizzare, associandolo agli effetti prodotti dall’azione sismica nello stato limite di collasso e di

danno.

Nell’ambito della suddivisione in zone sismiche del territorio nazionale il comune di

Odolo è inserito nella zona 2. La stima dei parametri spettrali necessari per la definizione

dell'azione sismica di progetto è stata effettuata direttamente per il sito in esame, sulla base

delle informazioni disponibili nel reticolo di riferimento riportato nella tabella 1 nell'allegato B

del D.M. 14 gennaio 2008, ipotizzando che gli edifici di futura costruzione appartengano alla

classe II e che la relativa struttura abbia una vita nominale pari a 50 anni.

I parametri di pericolosità sismica ottenuti sono i seguenti:

Stato limite Tr (anni) a

g (g) F

0 (-) T

*

C (s)

Operatività 30 0,040 2,548 0,212

Danno 50 0,054 2,522 0,237

Salvaguardia vita 475 0,154 2,430 0,270

Prevenzione collasso 975 0,202 2,437 0,280

Nello Studio Geologico a supporto del PGT del comune di Torre dè Roveri l’area in

oggetto è identificata nello scenario di pericolosità sismica locale Z4e “Zona con substrato

avente caratteristiche geotecniche e/o carsismo o cavernosità e/o lenti di gesso o anidrite”.

Tale contesto indica il rischio che un evento sismico ed i relativi scuotimenti producano effetti di

amplificazione litologica in grado di alterare i risultati di un sisma sulla base di quanto previsto

dalla normativa nazionale.

In conclusione si aggiunge alle considerazioni effettuate che il sottosuolo oggetto delle

operazioni edilizie non è soggetto a rischi connessi con la presenza di pendii e/o di rotture per

faglia; l’area d’intervento appartiene alla categoria topografica T1, caratterizzata da “superficie

pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i≤15°”.

ANALISI DEGLI EFFETTI DI AMPLIFICAZIONE LITOLOGICA

Le condizioni geologiche e morfologiche di un sito possono generare la possibilità, in

occasione di eventi sismici, di effetti di amplificazione che possano alterare la situazione di

pericolosità sismica dell’area stabilita dalla normativa.

Considerato che l’area è dotata di acclività inferiore a 15° non si possono attendere

effetti di amplificazione topografica, bensì litologica e cioè legata alle proprietà geotecniche

dei materiali che subiscono le sollecitazioni sismiche, alterando l’ampiezza, la durata ed il

contenuto in frequenza che un moto sismico può avere durante l’attraversamento degli strati di

terreno.




10

La procedura di valutazione semiquantitava degli effetti di amplificazione litologica è

stata eseguita secondo i criteri previsti dalla D.G.R. 28-05-2008 n. 8/7374, utilizzando la

scheda allegata riferita alla litologia limoso-sabbiosa tipo 2. Nell’ambito della porzione di

terreno indagato sono state individuate litologie miste, limo-argillose e ghiaioso-sabbiose;

pertanto si è deciso di impiegare la scheda che complessivamente raggruppa i terreni in

questione e permette di rientrare nel campo di validità definito.

L’andamento delle velocità delle onde trasversali con la profondità è stato desunto dal

certificato dell’indagine geofisica allegato. La successione ottenuta è sintetizzata nella seguente

tabella:

Strato Intervallo di profondità (m) Velocità delle onde trasversali (m/s)

1 0,00-4,37 121

2 4,37-9,12 445

3 9,12-14,35 718

4 14,35-30,00 940

L’andamento in profondità delle velocità delle onde trasversali risulta in accordo ai dati

stratigrafici ottenuti dal sondaggio meccanico, confermando quindi l’attendibilità

dell’interpretazione della prospezione geofisica. Inoltre la ricostruzione della distribuzione delle

onde di compressione conferma l’esistenza di un orizzonte scarsamente addensato per i primi 5

m, un livello di roccia alterata sino a 15 m ed il substrato roccioso compatto a profondità

maggiore.

All’interno della scheda per la valutazione dell’amplificazione litologica è stata scelta in

funzione della profondità e della velocità delle onde sismiche trasversali Vs la curva più

appropriata per la valutazione del fattore di amplificazione sismica Fa negli intervalli 0,1-0,5 s

e 0,5-1,5 s in base al valore del periodo proprio del sito T. Quest’ultimo è stato calcolato

mediante la seguente formula:

n

i

i

n

i

ii

n

i

i

h

hVs

h

T

1

1

1

4

ove hi e Vs

i sono lo spessore e la velocità dello strato i-esimo del modello.

Gli intervalli di periodo prescelti sono stati definiti in rapporto al periodo proprio delle

tipologie edilizie presenti più diffuse sul territorio regionale; in particolare l’intervallo tra 0,1-0,5

s si riferisce a strutture relativamente basse, regolari e piuttosto rigide, mentre l’intervallo tra

0,5-1,5 s si riferisce a strutture più alte e più flessibili.




11

Applicando la procedura descritta, rappresentata nella scheda allegata e riferita ad un

periodo di 0,17 s, sono stati ottenuti i seguenti risultati:

Fa = 1,70 per l’intervallo 0,1-0,5 s

Fa = 1,09 per l’intervallo 0,5-1,5 s.

La valutazione del grado di protezione è stata effettuata in termini di contenuti

energetici, confrontando il valore di Fa ottenuto dalle schede litologiche con un parametro di

analogo significato calcolato per ciascun comune e valido per ciascuna zona sismica, per le

diverse categorie di suolo soggette ad amplificazioni litologiche e per i due intervalli di periodo

0,1-0,5 s e 0,5-1,5 s. Il parametro in questione, riportato nella banca dati della Regione

Lombardia, rappresenta il valore di soglia oltre il quale lo spettro proposto dalla normativa

risulta insufficiente a tenere in considerazione la reale amplificazione presente nel sito.

Considerato che il sottosuolo indagato appartiene alla categoria B sono stati

confrontati i valori di Fa ottenuti con il parametro proposto dalla Regione (rispettivamente pari

a 1,5 e 1,7), accertando che la normativa nazionale risulta adeguata a rappresentare i reali

effetti di amplificazione sismica per il solo intervallo 0,5-1,5 s. In tale caso in fase di

progettazione esecutiva si potrà fare riferimento ai parametri spettrali previsti dalla normativa

nazionale.

Per l’intervallo 0,1-0,5 s la normativa nazionale è inadeguata a definire gli effetti di

amplificazione litologica; pertanto si dovrà applicare il fattore stratigrafico appartenente alla

categoria C, passando da 1,2 a 1,5.

ANALISI DELLA SUSCETTIBILITA’ ALLA LIQUEFAZIONE DEL TERRENO

La liquefazione è un fenomeno di riduzione della resistenza al taglio causata

dall’incremento della pressione interstiziale in un terreno saturo non coesivo durante uno

scuotimento sismico.

La verifica a liquefazione può essere omessa quando si manifesti almeno una delle

seguenti cinque circostanze:

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

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

campo libero) minori di 0,1g;

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

campagna sub-orizzontale e strutture con fondazioni superficiali;

d. depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica dinamica normalizzata

maggiore di 30 colpi oppure resistenza penetrometrica statica normalizzata maggiore di

180;

e. distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella Figura 7.11.1(a) delle NTC

2008 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.




12

In relazione ai dati a disposizione il sottosuolo dell’area d’intervento non possiede

caratteristiche geotecniche ed idrogeologiche che lo rendono teoricamente suscettibile alla

liquefazione. Ciononostante è stata approntata una valutazione di massima attraverso metodi

empirici.

Considerato che gli elementi geognostici raccolti non consentono, sia in termini tecnici

che di distribuzione spaziale, una determinazione quantitativa affidabile e che l’intervento

edilizio non assumerà significative proporzioni, la suscettibilità alla liquefazione è stata

calcolata attraverso il metodo empirico di Youd e Perkins (1978).

Il deposito su cui sorgeranno i manufatti in progetto è costituito da terreni di riporto e di

alterazione del substrato roccioso; impiegando la tabella proposta dal metodo suddetto si

deduce una probabilità di liquefazione bassa.

Il criterio di Obermeier (1996), per profondità della falda compresa fra 0 e 3 m,

conferma una possibilità di liquefazione dei terreni bassa.

Le valutazioni empiriche preliminari sono confermate anche dal fatto che il sottosuolo è

formato da depositi misti granulari e coesivi e che sarebbe necessario un elevato numero di

cicli di carico per indurre l’inizio della liquefazione; tale contesto rende quindi la liquefazione

un fenomeno poco probabile.

In conclusione, alla luce delle valutazioni esposte, si ritiene che il rischio di effetti

negativi sui manufatti in progetto prodotti dalla liquefazione degli strati sabbiosi sia

sostanzialmente basso o nullo. Le eventuali lesioni strutturali saranno quindi da ricondurre

prevalentemente allo scuotimento del suolo durante l’evento sismico.

CALCOLO DELLA CAPACITA’ PORTANTE E DELLA RESISTENZA ALLO STATO LIMITE ULTIMO (SALVAGUARDIA DELLA VITA)

La determinazione della capacità portante limite è stata effettuata impiegando i

parametri geotecnici relativi all’elaborazione della prova penetrometrica più scadente,

operando in tal modo a favore della sicurezza. Considerato che il terreno è stato classificato sia

come incoerente che coesivo, è stata eseguita una doppia analisi; i risultati ottenuti sono

confrontabili, ma maggiormente conservativi per l’ipotesi di terreno incoerente; pertanto nella

presente relazione si riportano le valutazioni numeriche effettuate in condizioni drenate. A

conferma della scelta effettuata si sottolinea che nei primi metri vi sono orizzonti a

granulometria grossolana, in parte caratterizzati da terreno di riporto ed in parte da depositi

residuali di alterazione del substrato roccioso.

Le ipotesi progettuali adottate per le determinazioni quantitative e fornite dalla

committenza sono le seguenti:

applicazione di carico verticale centrato

fondazione isolata su plinto con L = 1,5-2,5-3,5 m.

profondità d’incastro della fondazione isolata = 1,8 m




13

profondità d’imposta della fondazione isolata dal piano prove = 2,0 m

fondazione continua su trave rovescia con B = 0,8-1,2-1,6 m.

profondità d’incastro della fondazione continua = 0,7 m

profondità d’imposta della fondazione continua dal piano prove = 1,0 m.

Non disponendo allo stato attuale dei carichi complessivi che graveranno sulle

fondazioni le larghezze per le travi ed i plinti assunte hanno valore ipotetico, per consentire in

fase progettuale la scelta più opportuna della dimensione adeguata a trasferire le tensioni

indotte al terreno.

Il valore caratteristico dell'angolo di attrito interno è stato scelto nell'ambito della

profondità di sviluppo dell'ipotetico cuneo di rottura al di sotto della fondazione, determinando

la media pesata (in seguito arrotondata) in funzione dello spessore degli strati di terreno

omogeneo (così come previsto dalle “Istruzioni del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici sulle

NTC”). Il valore iniziale dell’angolo di attrito è stato valutato attraverso la formula di Shioi-

Fukuni in dipendenza della resistenza penetrometrica e successivamente corretto secondo la

formula di Vesic limitatamente agli strati di terreno dotati di densità relativa inferiore a 0,67.

Il calcolo della capacità portante limite è stato eseguito effettuando la media aritmetica

dei risultati forniti dal metodo di Vesic e da quello di Brinch-Hansen; si sottolinea che i fattori di

inclinazione del carico sono stati definiti assumendo un rapporto tra la componente orizzontale

di natura sismica e la componente verticale dei carichi pari alla frazione dell’accelerazione di

gravità, calcolata mediante la tabella del D.M. 14-01-2008 relativamente allo stato limite di

salvaguardia della vita (ag = 0,154), associato ad una probabilità di superamento del 10%.

Tuttavia in fase di progettazione esecutiva si potrà approfondire l’analisi dei carichi strutturali,

stabilendo con maggiore precisione l’entità del rapporto tra le forze suddette e modificando se

necessario il valore della capacità portante limite.

La procedura di calcolo agli stati limite prevede che siano verificate le condizioni per le

quali vengono a mancare i requisiti con cui è stata pensata l’opera, non soddisfacendo quindi

le esigenze progettuali. La sicurezza nei confronti degli stati limite ultimi contempla la capacità

di evitare crolli, dissesti e deformazioni che possano comportare la perdita di beni, provocare

danni ambientali e sociali e mettere fuori servizio l’opera.

Nella verifica agli stati limite ultimi per rottura o per eccessiva deformazione del terreno

deve essere accertata la validità della seguente disuguaglianza:

Ed ≤ R

d

dove Ed è il valore di progetto dell’azione o dell’effetto dell’azione, mentre R

d è il valore di

progetto della resistenza del sistema geotecnico.

In tale sede è stato possibile determinare il valore di Rd, che risulta direttamente

correlata alle proprietà geotecniche del terreno ed alle caratteristiche della zona sismica di

appartenenza, oltre che alla tipologia ed alla geometria della fondazione.

Come previsto dalle norme tecniche per le costruzioni sono stati impiegati due approcci

progettuali che conducono alla definizione di tre valori differenti, ottenuti con tre combinazioni




14

dei coefficienti di sicurezza parziali relativi alle azioni (A), ai parametri geotecnici (M) ed alle

resistenze (R).

Le tre tabelle allegate contengono i dettagli di calcolo della capacità portante allo stato

limite di salvaguardia della vita e della resistenza Rd, che dovrà essere confrontata dal

progettista della struttura con l’azione Ed per verificare il rispetto della suddetta disuguaglianza.

La quantificazione delle forze in gioco, effettuata in condizioni pseudostatiche nella

determinazione delle resistenze, ha fornito i seguenti risultati, distinti nelle tre combinazioni dei

fattori di sicurezza parziali:

FONDAZIONE ISOLATA SU PLINTO

Approccio progettuale Larghezza

fondazione L (m)

Capacità portante

limite (kg/cm2

)

Resistenza Rd

(t)

1 – Combinazione 1 (STR)

A1+M1+R1

1,5

2,5

3,5

4,53

4,32

4,37

102,02

270,41

536,27

1 – Combinazione 2 (GEO)

A2+M2+R2

1,5

2,5

3,5

1,33

1,26

1,26

30,00

78,75

154,90

2 – Combinazione (STR+GEO)

A1+M1+R3

1,5

2,5

3,5

1,97

1,88

1,90

44,36

117,57

233,16

FONDAZIONE CONTINUA SU TRAVE ROVESCIA

Approccio progettuale Larghezza

fondazione B (m)

Capacità portante

limite (kg/cm2

)

Resistenza Rd

(t/m)

1 – Combinazione 1 (STR)

A1+M1+R1

0,8

1,2

1,6

1,29

1,44

1,56

10,32

17,30

25,09

1 – Combinazione 2 (GEO)

A2+M2+R2

0,8

1,2

1,6

0,39

0,42

0,45

3,12

5,12

7,32

2 – Combinazione (STR+GEO)

A1+M1+R3

0,8

1,2

1,6

0,56

0,62

0,68

4,49

7,52

10,91

I fattori di sicurezza impiegati nelle determinazioni numeriche sono i seguenti:

M1) γφ’ = 1,00 (applicato alla tangente dell’angolo di attrito)

γγ = 1,00 (applicato al peso di volume)

M2) γφ’ = 1,25 (applicato alla tangente dell’angolo di attrito)

γγ = 1,00 (applicato al peso di volume)

R1) γR = 1,1 (applicato alla resistenza globale del sistema)

R2) γR = 1,8 (applicato alla resistenza globale del sistema)

R3) γR = 2,3 (applicato alla resistenza globale del sistema).




15

La combinazione dei coefficienti parziali delle resistenze M ed R con quelli delle azioni A

forniranno nella procedura di progettazione esecutiva la conferma della validità delle soluzioni

prescelte.

CALCOLO DEI CEDIMENTI ALLO STATI LIMITE DI ESERCIZIO (DANNO)

La verifica nei confronti degli stati limite di esercizio contempla che le opere e le varie

tipologie strutturali soddisfino la sicurezza nei confronti di tutti i requisiti atti a garantire le

prestazioni previste di esercizio. Mentre il superamento di uno stato limite possiede carattere

irreversibile ed è connesso con il collasso della struttura, il superamento dello stato di esercizio

può avere carattere reversibile o irreversibile.

La verifica nello stato limite di esercizio dell’opera prevede il rispetto della seguente

disuguaglianza:

Ed ≤ C

d

dove Ed è il valore di progetto dell’effetto dell’azione, mentre C

d è il valore limite dell’effetto

delle azioni.

La condizione di esercizio di un edificio viene raggiunta nel momento in cui l’insieme

dei carichi strutturali genera sul terreno di fondazione una tensione indotta, il cui effetto

produce il cedimento del terreno stesso ed il conseguente movimento verticale del fabbricato.

Tale fenomeno può raggiungere entità in grado di compromettere la stabilità complessiva e

quindi si rende necessario limitare il cedimento a valori ammissibili, non definiti

quantitativamente nelle varie fonti normative ma presenti nella letteratura tecnica specializzata.

A tal riguardo si propone in prima istanza di adottare la procedura più conservativa

proposta da Terzaghi, secondo il quale si possono assumere i seguenti valori ammissibili del

cedimento assoluto:

fondazioni continue e plinti = 2,5 cm

platee = 5,0 cm.

Ad ogni buon conto spetta allo strutturista la facoltà e la competenza di valutare il

cedimento che la struttura può sopportare, continuando a garantire il livello prestazionale

messo a punto in sede progettuale. La medesima procedura dovrà essere adottata per l’analisi

e la valutazione di accettabilità dei cedimenti differenziali. A titolo informativo si segnala

comunque che i cedimenti differenziali risultano generalmente pari ad un’aliquota del 75% del

cedimento massimo (J.E. Bowles, 1991); inoltre, per quanto emerge dalla letteratura

specializzata (MacDonald e Skempton, 1955), un cedimento differenziale di 2 cm può essere

considerato non dannoso per la struttura delle costruzioni comuni, che sono pertanto in grado

di sopportare le deformazioni conseguenti.




16

Il cedimento immediato del terreno di fondazione è stato direttamente calcolato dalla

resistenza penetrometrica attraverso la formula di Burland e Burbidge e quella di Meyerhof,

considerando il mezzo sollecitato come materiale granulare incoerente.

Il cedimento determinato come media aritmetica dei due costituisce sostanzialmente

l’assestamento immediato del terreno in conseguenza dei carichi applicati; ipotizzando

ragionevolmente che non vi siano livelli di terreno coesivo saturi in grado di produrre cedimenti

primari di consolidazione, i valori ottenuti rappresentano l’aliquota totale del cedimento

prevedibile.

La capacità portante inserita nel foglio di calcolo per le travi corrisponde al valore

definito come capacità portante allo stato limite di danno, ottenuta come previsto dalla

normativa applicando i valori dei parametri geotecnici caratteristici e quindi utilizzando fattori

parziali di sicurezza pari a 1. I fattori di riduzione di inclinazione del carico e degli effetti

inerziali sono stati invece determinati adottando il valore di ag corrispondente allo stato limite di

danno.

La sintesi delle elaborazioni eseguite, con l’indicazione della capacità portante allo

stato limite di esercizio, è contenuta nella tabella seguente:


Larghezza

(m)

Qlimd

(kg/cm2

)

Cedimento

(cm)

Qlimdprogetto

(kg/cm2

)

Resistenza Cd

(t)

1,5 6,72 10,77 1,78 40,05

2,5 6,46 14,39 1,35 84,37

3,5 6,57 17,73 1,16 142,10


Larghezza

(m)

Qlimd

(kg/cm2

)

Cedimento

(cm)

Qlimdprogetto

(kg/cm2

)

Resistenza Cd

(t/m)

0,8 2,00 4,54 1,15 9,20

1,2 1,71 5,09 0,90 10,80

1,6 1,86 6,67 0,76 12,16

Il valore di progetto ottenuto nella colonna finale della tabella deve essere considerato

come capacità portante allo stato limite di esercizio, senza applicazione di fattori di sicurezza

parziali ma semplicemente ridimensionato in funzione del cedimento ammissibile.

L’interazione del modello strutturale del fabbricato con il terreno comporta l’analisi

degli effetti prodotti dalle tensioni indotte e dei fenomeni di deformazione subiti dal mezzo

sollecitato. Il parametro di riferimento per l’interpretazione del comportamento differenziale

della struttura e del terreno in corrispondenza dell’interfaccia della fondazione è rappresentato

dal modulo di reazione. Si tratta di un fattore dipendente dalla resistenza e dalla deformabilità

del terreno, che esprime concettualmente il rapporto fra carico applicato e cedimento ottenuto.

Sulla base della tabella precedente e della scelta di uniformare la capacità portante per

le tre larghezze fondazionali ipotizzate sono stati ricostruiti i seguenti valori del modulo di

reazione:




17


L (m) Modulo di reazione (kg/cm3

)

1,5 0,71

2,5 0,54

3,5 0,46


B (m) Modulo di reazione (kg/cm3

)

0,8 0,46

1,2 0,36

1,6 0,30

ANALISI DI STABILITA’ DEL FRONTE DI SCAVO

La realizzazione dei plinti di fondazione comporterà uno scavo di sbancamento pari a

circa 2 m. Considerata la necessità di garantire la sicurezza degli operatori in cantiere e

capitalizzare le operazioni di sbancamento è stata valutata la stabilità dei fronti di scavo a

breve termine, onde definirne le condizioni di sicurezza in attesa della predisposizione definitiva

delle opere di sostegno.

L’analisi di stabilità del fronte è stata condotta con la finalità di definire il livello di

sicurezza nei confronti di possibili eventi franosi o di intensa deformazione gravitativa. Tale

obiettivo è stato perseguito quantificando il rapporto fra la resistenza al taglio disponibile e lo

sforzo di taglio mobilitato.

La procedura di calcolo agli stati limite prevede che siano verificate le condizioni per le

quali vengono a mancare i requisiti con cui è stata pensata l’opera, non soddisfacendo quindi

le esigenze progettuali. La sicurezza nei confronti degli stati limite ultimi contempla la capacità

di evitare crolli, dissesti e deformazioni che possano comportare la perdita di beni, provocare

danni ambientali e sociali e mettere fuori servizio l’opera.

Nella verifica agli stati limite ultimi per rottura o per eccessiva deformazione del terreno

deve essere accertata la validità della seguente disuguaglianza:

Ed ≤ R

d

dove Ed è il valore di progetto dell’azione o dell’effetto dell’azione, mentre R

d è il valore di

progetto della resistenza del sistema geotecnico.

La quantificazione delle forze in gioco, effettuata in condizioni pseudostatiche nella

determinazione della stabilità complessiva del pendio, è avvenuta impiegando l’approccio

progettuale 1 con la combinazione 2 (A2+M2+R2), dove i fattori di sicurezza parziali sono

così definiti:

A2) γG1

= 1,00 (applicato al peso di volume)

M2) γCu

= 1,40 (applicato alla coesione non drenata)

R2) γR = 1,1 (applicato alla resistenza globale del sistema).




18

Il terreno interessato dallo sbancamento è costituito presumibilmente da materiale misto

sabbioso-ghiaioso e limo-argilloso ed è dotato di un peso di volume naturale ipotizzato pari a

1,9 t/m3

. Considerando il terreno a comportamento coesivo è stata effettuata la valutazione

della coesione non drenata per correlazione con i dati delle prove penetrometriche,

impiegando la soluzione proposta da Shioi-Fukui e ricavando un valore pari a 3 t/m2

.

La precedente disuguaglianza si traduce, separando il fattore di sicurezza applicato alla

resistenza, in Rd/E

d ≥ 1,10.

L’altezza di progetto dello scavo è stata calcolata utilizzando il diagramma di Taylor in

funzione di tre pendenze di riferimento. I risultati ottenuti sono riportati nella tabella seguente:

Pendenza dello scavo (°) Altezza di progetto (m)

60 ≤ 5,3

75 ≤ 4,8

90 ≤ 3,9

Come si deduce il fronte di scavo risulta stabile a breve termine, in assenza di

sovraccarichi esterni, con acclività pari a 90°. L’esistenza di manufatti in adiacenza all’area

d’intervento, la presenza di acqua e la possibile eterogeneità del terreno sotto l’aspetto

meccanico richiedono comunque una verifica puntuale delle valutazioni eseguite.

PRESCRIZIONI E CRITERI COSTRUTTIVI

La ricostruzione del modello geologico dell’area d’intervento e del modello geotecnico

del sottosuolo ha permesso di fornire un quadro completo dei fattori naturali del territorio che

condizionano le scelte edificatorie e delle grandezze fisico-meccaniche che intervengono

direttamente nella progettazione strutturale dell’opera. Le fondazioni ed i muri di sostegno,

elementi strutturali che agiscono a contatto con il terreno, dovranno essere dimensionati in

rapporto ai parametri ed alle prescrizioni contenuti nel presente studio.

Per la corretta esecuzione dei lavori si ritiene indispensabile il rispetto dei seguenti criteri

costruttivi, l’applicazione dei quali permetterà di operare secondo tecniche e modalità conformi

alla natura geologica ed al comportamento geotecnico del terreno.

1. Il piano di appoggio delle fondazioni dovrà sempre essere ricavato nel terreno naturale,

costipandolo meccanicamente ed omogeneizzandolo mediante la stesura di uno strato di

magrone. Si tenga presente che lo spessore del terreno di riporto varia da pochi decimetri a

circa 3 m e quindi potrebbero rendersi necessari interventi di bonifica.

2. La capacità portante limite, la capacità portante di esercizio e la resistenza del terreno Rd E

Cd sono state calcolate in relazione ai dati tecnici e geometrici delle fondazioni indicati

dalla committenza; nel caso in cui dovessero essere modificate le scelte progettuali dovrà

essere rivista la valutazione della portanza, per tenere conto delle nuove soluzioni adottate.




19

3. Qualora per le fondazioni non fosse rispettata nelle verifiche agli stati limite ultimi la

disuguaglianza Ed

≤ Rd o fosse superata la pressione connessa al cedimento ammissibile si

potrà adottare una delle seguenti quattro soluzioni tecniche:

bonifica del terreno per uno spessore da determinare con riporto fino alla quota di

progetto di materiale ghiaioso-sabbioso da costipare in sito o di magrone;

formazione di una platea sull’intera impronta del singolo fabbricato;

distribuzione dei carichi in profondità mediante pali.

4. La diffusa esistenza nel sottosuolo di terreni di riporto induce a suggerire la valutazione di

interventi di bonifica e/o miglioramento del terreno in corrispondenza delle fondazioni.

5. Considerata la presenza di acqua nel sottosuolo, secondo una distribuzione planimetrica

irregolare, si consiglia di realizzare adeguate opere di drenaggio e/o impermeabilizzazione

delle strutture, con captazione ed allontanamento dei flussi idrici sotterranei. Le oscillazioni

del livello piezometrico nel tempo potranno essere quantificate installando un piezometro

da sottoporre a monitoraggio continuo per un periodo comprendente la stagione secca e

quella umida.

6. Per quanto concerne i fronti di scavo è stata accertata la possibilità in assenza di

sovraccarichi di effettuare lo sbancamento per la costruzione delle fondazioni in un’unica

soluzione con pendenza pari a 90°; ad ogni buon conto durante le operazioni esecutive di

sbancamento si dovrà verificare l’omogeneità del terreno, la localizzazione di eventuali

venute idriche e la presenza di terreno riportato, così da modificare se necessario la

previsione effettuata.

7. Le operazioni di scavo in adiacenza ai manufatti esistenti dovranno essere eseguite con

cura, onde evitare di indurre dissesti statici. Qualora emergano situazioni di rischio

particolare si potrà ricorrere alla formazione di una paratia di sostegno provvisorio del

fronte o alla realizzazione dello scavo per campioni di ampiezza limitata; in entrambi i casi

le procedure ed i dettagli delle opere da effettuare dovranno essere opportunamente

progettati.

8. Lo scavo di sbancamento dovrà essere realizzato in condizioni meteorologiche favorevoli;

nel caso in cui si verifichino precipitazioni atmosferiche si consiglia di proteggere i fronti di

scavo con teli impermeabili, così da contrastare la saturazione del terreno e la conseguente

perdita della coesione.

9. I sistemi di scarico delle acque meteoriche, reflue e di fognatura dovranno essere progettati

nel rispetto di quanto previsto dalla normativa vigente, con particolare riferimento al D.Lgs.

18-08-2000 n. 258, alla D.G.R. 10-04-2003 n. 7/12693 ed al Regolamento Regionale

24-03-2006 n. 4.

SINTESI DELLO STUDIO GEOLOGICO E GEOTECNICO

Nella seguente tabella si riassumono in forma sintetica i risultati dello studio geotecnico

e dell’indagine geognostica realizzati; tuttavia per i dettagli completi e per le prescrizioni

tecniche si raccomanda di riferirsi a quanto riportato nella relazione.




20

Caratteristiche geologiche dell’area Terreni di riporto e

substrato roccioso alterato

Conformazione geomorfologica dell’area Zona pianeggiante di fondovalle

priva di fenomeni morfogenetici

in atto

Indagine geognostica eseguita e

profondità raggiunta

n. 1 sondaggio meccanico - n. 13

prove penetrometriche – n. 1

indagine Masw / 15 m – 11,4 m –

30 m

Tipologia e profondità della falda Sospesa / 2,0 m

Peso di volume del terreno (ipotizzato) 1,9 t/m3

Angolo di attrito del terreno da contenere 25°

Angolo di attrito del terreno d’imposta

delle fondazioni

25°

Zona sismica 2

Categoria del suolo di fondazione B, C (per intervallo 0,1-0,5 s)

Necessità sostegno provvisorio dei

fronti di scavo

Sì, solo se in adiacenza

a manufatti esistenti

Pendenza fronti di scavo 90°

Fattore di amplificazione stratigrafica 1,2, 1,5 (per intervallo 0,1-0,5 s)

Fattore di amplificazione topografica 1,00

Capacità portante minima allo stato limite

ultimo dei plinti (L = 1,5-2,5-3,5 m)

1,33-1,26-1,26 kg/cm2

Capacità portante minima allo stato limite

ultimo delle travi rovesce (B = 0,8-1,2-1,6 m)

0,39-0,42-0,45 kg/cm2

Capacità portante allo stato limite di esercizio

dei plinti (L = 1,5-2,5-3,5 m)

1,78-1,35-1,16 kg/cm2

Capacità portante allo stato limite di esercizio

delle travi rovesce (B = 0,8-1,2-1,6 m)

1,15-0,90-0,76 kg/cm2

Modulo di reazione dei plinti

(L = 1,5-2,5-3,5 m)

0,71-0,54-0,46 kg/cm3

Modulo di reazione delle travi rovesce

(B = 0,8-1,2-1,6 m)

0,46-0,36-0,30 kg/cm3

ALLEGATI

Corografia

Carta Geologico-Tecnica

Estratto della Carta dei Vincoli

Estratto della Carta di Sintesi

Estratto della Carta di Fattibilità




21

Planimetria delle indagini geognostiche e geofisiche

Stratigrafia del sondaggio meccanico

Dati e diagrammi penetrometrici

Scheda di valutazione di amplificazione litologica

Tabelle di elaborazione dei parametri geotecnici

Tabelle di calcolo della capacità portante del terreno agli stati limite ultimi

Tabelle di calcolo del cedimento agli stati limite di esercizio

Documentazione fotografica

Certificato della prospezione geofisica



Via Brescia - Comune di ODOLO (BS)

COROGRAFIA

Scala 1:10.000




ESTRATTO DELLA CARTA DEI VINCOLI

(da Componente geologica, idrogeologica e sismica del Piano di Governo del Territorio di Odolo)




ESTRATTO DELLA CARTA DI SINTESI





ESTRATTO DELLA CARTA DI FATTIBILITA’ GEOLOGICA





PLANIMETRIA DELLE INDAGINI GEOGNOSTICHE E GEOFISICHE

Scala 1:1.000

Legenda

Sondaggio meccanico

Prova penetrometrica

Linea di prospezione geofisica

11 12

13 9

10

8

7 6

1

2

3

4

5

CAMPIONI

0.0

2.7

6.1

PRELEVATI

Campioni prelevati =

Ditta esecutrice = SGB perforazioniResponsabile della perforazione = Sig. Stefano BorellaData inizio perforazioni = 19-09-2011Data fine perforazioni = 19-09-2011

Quota piano campagna (m s.l.m.) = 370

1.9



Profondità falda (m) =


15.0

Profondità del rivestimento (m) = 13.5

Prof

ondi

ta' d

al p

iano

cam

pagn

a (m

)

Dott. Alberto ManellaStudio di Geologia

Lunghezza sondaggio (m) = 15.0

STRATIGRAFIA DEL SONDAGGIO MECCANICO

SIMBOLO PROVE DI

PERMEABILITA'LITOLOGIAGRAFICO SPT

PROVE

Diametro del rivestimento (mm) = 127

Diametro del foro (mm) = 101

Tipo di perforazione = rotazione

Fluido di perforazione = acqua

Terreno di riporto misto con frammenti di roccia,calcestruzzo, ferro e mattoni; locale presenzadi vuoti

Limo sabbioso debolmente argilloso di coloremarrone giallino con clasti arenacei e siltiticispesso alterati

Litareniti e siltiti marnose di colore rossastrocon chiazze grigio-verdastrea stratificazione sottile; localmente si rinvengonolivelli di limo argilloso scarsamente litificato

Limo sabbioso argilloso con laminazioni sottilitalora litificato di colore marrone rossastro

GNUTTI CIRILLO S.p.A.Studio geologico e geotecnico finalizzato alla pratica di Sportello Unico per le Attività Produttive


PROVA PENETROMETRICA SCPT N. 1

Dati misurati Diagramma

Profondità Resistenza0,0 400,3 110,6 40,9 31,2 41,5 61,8 52,1 32,4 52,7 53,0 63,3 133,6 123,9 124,2 144,5 134,8 185,1 225,4 275,7 396,0 456,3 606,6 846,9 1007,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0

Dati tecnici della prova

Diametro della punta = 50,8 mmConicità della punta = 60°Peso del maglio = 73 kgAltezza di caduta del maglio = 75 cmAvanzamento = 30 cmImpresa esecutrice = SGB perforazioni

0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)

Resistenza penetrometrica alla punta (colpi/30 cm di affondamento)





Profondità Resistenza0,0 310,3 100,6 40,9 41,2 21,5 21,8 22,1 22,4 32,7 33,0 33,3 153,6 93,9 144,2 94,5 74,8 75,1 85,4 95,7 86,0 76,3 56,6 56,9 77,2 67,5 97,8 118,1 208,4 268,7 229,0 239,3 519,6 609,9 25

10,2 2810,5 5710,8 6311,1 8811,4 10011,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 190,3 140,6 40,9 51,2 41,5 41,8 32,1 152,4 192,7 203,0 233,3 313,6 233,9 224,2 344,5 1004,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 140,3 130,6 50,9 101,2 121,5 201,8 252,1 1002,42,73,03,33,63,94,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 300,3 140,6 1000,91,21,51,82,12,42,73,03,33,63,94,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 500,3 100,6 20,9 31,2 51,5 31,8 32,1 42,4 32,7 33,0 23,3 33,6 33,9 34,2 34,5 44,8 115,1 165,4 205,7 386,0 586,3 266,6 236,9 457,2 627,5 1007,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 310,3 600,6 20,9 31,2 41,5 101,8 132,1 152,4 222,7 153,0 123,3 103,6 103,9 94,2 104,5 114,8 175,1 225,4 295,7 266,0 1006,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)


2,1 m





Profondità Resistenza0,0 200,3 190,6 350,9 1001,21,51,82,12,42,73,03,33,63,94,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 300,3 240,6 40,9 21,2 31,5 31,8 62,1 82,4 132,7 203,0 213,3 253,6 393,9 1004,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 170,3 210,6 200,9 201,2 101,5 61,8 222,1 352,4 1002,73,03,33,63,94,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 120,3 140,6 100,9 161,2 291,5 161,8 392,1 202,4 152,7 183,0 163,3 383,6 283,9 204,2 244,5 244,8 255,1 335,4 575,7 1006,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)


2,0 m





Profondità Resistenza0,0 250,3 610,6 100,9 51,2 291,5 1001,82,12,42,73,03,33,63,94,24,54,85,15,45,76,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)






Profondità Resistenza0,0 250,3 750,6 210,9 31,2 31,5 21,8 62,1 122,4 152,7 243,0 143,3 113,6 83,9 114,2 124,5 244,8 265,1 255,4 315,7 1006,06,36,66,97,27,57,88,18,48,79,09,39,69,9

10,210,510,811,111,411,712,0



0,0

1,5

3,0

4,5

6,0

7,5

9,0

10,5

12,0

13,5

15,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Prof

ondi

tà d

al p

iano

di p

rova

(m)


GNUTTI CIRILLO S.p.A. Studio geologico e geotecnico finalizzato alla pratica di Sportello Unico per le Attività Produttive


EFFETTI LITOLOGICI – SCHEDA LITOLOGIA LIMOSO-SABBIOSA TIPO 2

Profondità primo strato (m)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 20 25 30 35 40 50 60

200 1 1 1 1 1 1 1

250 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1

300 3 3 3 3 3 2 2 2 2 2 2 2 2

350 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

400 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

450 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

500 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

600 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

Ve

locità

pri

mo

str

ato

(m

/s)

700 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

ANDAMENTO DEI VALORI DI Vs CON LA PROFONDITA'

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Vs (m/s)

Z (

m)

CAMPO DI VALIDITA'

CAMPO DI NON VALIDITA'

Correlazione T - Fa 0.1-0.5 s

1.00

1.10

1.20

1.30

1.40

1.50

1.60

1.70

1.80

1.90

2.00

2.10

2.20

2.30

2.40

2.50

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00

T (s)

Fa

(0

.1-0

.5 s

)

curva 1 curva 2 curva 3

Correlazione T - Fa 0.5-1.5 s

1.00

1.05

1.10

1.15

1.20

1.25

1.30

1.35

1.40

1.45

1.50

1.55

1.60

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00

T (s)

Fa (

0.5

-1.5

s)

7900221.33- 25150 .T.TFa .. ++=

FUSO GRANULOMETRICO INDICATIVO

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000

Diametro dei grani (mm)

Pa

ss

an

te (

%)

INTERVALLO

Peso di volume naturale γ[kN/m3] 18.5-19.5

Peso specifico particelle solide γs [kN/m3] 26.0-27.9

Contenuto d'acqua naturale w [%] 25-30

Limite di liquidità wL [%] 25-35

Limite di plasticità wP [%] 15-20

Indice di plasticità IP [%] 5-15

Indice dei vuoti e 0.6-0.9

Grado di saturazione Sr [%] 90-100

Coefficiente di spinta a riposo K0 0.4-0.5

Indice di compressione Cc 0.10-0.30

Indice di rigonfiamento Cs 0.03-0.05

Coefficiente di consolidazione secondaria Ca 0.002-0.006

Numero colpi prova SPT (nei primi 10 m) Nspt 0-20

PARAMETRO

Curva Tratto polinomiale Tratto logaritmico

400100 .T. ≤< 001400 .T. ≤< 1

460410913 25010 .T.T.Fa .. ++−=− LnT..Fa .. 3001225010 −=−

400080 .T. ≤< 001400 .T. ≤< 2

48029812 25010 .T.T.Fa .. ++−=− LnT..Fa .. 3807715010 −=−

400050 .T. ≤< 001400 .T. ≤< 3

46067610 25010 .T.T.Fa .. ++−=− LnT..Fa .. 2405815010 −=−

GRANULOMETRIA: Da limi con sabbie debolmente ghiaiose a limi debolmente sabbioso-argillosi passando per limi con sabbie, limi debolmente argillosi, limi debolmente sabbiosi, limi debolmente ghiaiosi e sabbie con limi debolmente argillosi NOTE: Comportamento coesivo Frazione limosa ad un massimo del 95% Presenza di clasti immersi con Dmax < 2-3 cm Frazione ghiaiosa fino ad un massimo del 10% Frazione sabbiosa fino ad un massimo del 45% Frazione argillosa fino ad un massimo del 15% A FIANCO: range di valori per alcuni parametri geotecnici significativi validi per limi sabbiosi debolmente argillosi

PARAMETRI INDICATIVI

122+10= ZVs

curva 3

curva 1

curva 2



PARAMETRI GEOTECNICI DEL TERRENOTerreno incoerente

SCPT Quota N Nc φ1 sigma v Dr φ2 EN. (m) (-) (-) (gradi) (t/mq) (-) (gradi) (t/mq)1 0,0 4 6 26,4 3,00 0,50 26,0 532,90

3,0 12 13 29,9 7,80 0,62 29,9 872,384,8 27 26 34,9 10,80 0,81 34,9 1484,066,0 48 44 40,4 12,90 0,99 40,4 2293,446,9 48 44 40,4 - - - 2293,50

2 0,0 3 4 25,6 3,00 0,43 24,7 468,483,0 12 13 30,0 7,50 0,63 30,0 879,604,5 7 7 26,9 12,30 0,39 25,6 574,667,8 24 20 32,6 16,80 0,61 32,6 1187,089,0 40 31 36,3 20,40 0,70 36,3 1675,87

11,4 40 31 36,4 - - - 1697,193 0,0 4 6 26,7 2,10 0,54 26,5 554,79

2,1 21 24 34,1 6,60 0,88 34,1 1374,064,5 21 24 34,1 - - - 1376,10

4 0,0 10 15 30,8 2,10 0,86 30,8 974,132,1 10 15 30,8 - - - 963,27

5 0,0 25 49 41,8 0,60 1,00 41,8 2502,920,6 25 49 41,9 - - - 2522,85

6 0,0 4 6 26,7 2,10 0,54 26,5 554,792,1 3 3 25,1 6,90 0,33 23,2 430,154,8 22 21 32,8 12,30 0,68 32,8 1216,317,5 22 21 33,0 - - - 1238,49

7 0,0 4 7 26,9 1,50 0,58 26,9 575,431,5 12 15 30,8 4,50 0,76 30,8 973,633,0 10 11 29,0 7,80 0,57 28,9 772,854,8 24 23 33,9 10,80 0,76 33,9 1349,746,0 24 23 33,7 - - - 1330,23

N = Resistenza penetrometrica misurata sigma v = Tensione verticale efficaceNc = Resistenza penetrometrica corretta Dr = Densità relativa (Gibbs-Holtz) (Gibbs-Holtz) φ2 = Angolo di attrito corretto (Vésic)φ1 = Angolo di attrito (Shioi-Fukuni) E = Modulo di elasticità (Bowles)



PARAMETRI GEOTECNICI DEL TERRENOTerreno incoerente

SCPT Quota N Nc φ1 sigma v Dr φ2 EN. (m) (-) (-) (gradi) (t/mq) (-) (gradi) (t/mq)8 0,0 25 45 40,8 0,90 1,00 40,8 2347,43

0,9 25 45 40,7 - - - 2339,379 0,0 4 6 26,8 1,80 0,56 26,7 564,24

1,8 13 16 31,2 4,80 0,78 31,2 1018,963,0 28 32 36,6 6,90 1,00 36,6 1721,253,9 28 32 36,8 - - - 1743,06

10 0,0 19 34 37,5 0,90 1,00 37,5 1850,100,9 9 13 29,9 2,70 0,77 29,9 869,551,8 35 45 40,8 4,20 1,00 40,8 2349,292,4 35 45 40,7 - - - 2339,37

11 0,0 13 23 33,9 0,90 1,00 33,9 1352,770,9 18 24 34,0 3,90 0,98 34,0 1362,343,0 24 25 34,5 8,70 0,84 34,5 1429,345,7 24 25 34,4 - - - 1421,97

12 0,0 7 13 29,8 0,90 0,84 29,8 855,440,9 28 41 39,7 2,40 1,00 39,7 2174,831,5 28 41 39,5 - - - 2155,89

13 0,0 20 36 38,1 0,90 1,00 38,1 1932,990,9 14 20 32,7 2,70 0,96 32,7 1199,731,8 12 14 30,3 6,30 0,68 30,3 911,694,5 25 25 34,4 10,20 0,80 34,4 1416,435,7 25 25 34,4 - - - 1421,97

N = Resistenza penetrometrica misurata sigma v = Tensione verticale efficaceNc = Resistenza penetrometrica corretta Dr = Densità relativa (Gibbs-Holtz) (Gibbs-Holtz) φ2 = Angolo di attrito corretto (Vésic)φ1 = Angolo di attrito (Shioi-Fukuni) E = Modulo di elasticità (Bowles)



PARAMETRI GEOTECNICI DEL TERRENOTerreno coesivo

SCPT Quota N Nc Nc2 sigma v F Cu EN. (m) (-) (-) (-) (t/mq) (-) (t/mq) (t/mq)1 0,0 4 6 8,4 3,00 0,050 4,2 421,32

3,0 12 13 19,5 7,80 0,050 9,8 976,394,8 27 26 39,5 10,80 0,050 19,8 1976,526,0 48 44 66,0 12,90 0,050 33,0 3299,906,9 48 44 66,0 - 0,050 33,0 3300,00

2 0,0 3 4 6,3 3,00 0,050 3,2 315,993,0 12 13 19,8 7,50 0,050 9,9 988,204,5 7 7 9,8 12,30 0,050 4,9 489,607,8 24 20 29,8 16,80 0,050 14,9 1490,959,0 40 31 45,8 20,40 0,050 22,9 2290,13

11,4 40 31 46,5 - 0,050 23,3 2325,003 0,0 4 6 9,1 2,10 0,050 4,6 457,11

2,1 21 24 35,9 6,60 0,050 18,0 1796,674,5 21 24 36,0 - 0,050 18,0 1800,00

4 0,0 10 15 22,9 2,10 0,050 11,4 1142,762,1 10 15 22,5 - 0,050 11,3 1125,00

5 0,0 25 49 72,8 0,60 0,050 36,4 3642,410,6 25 49 73,5 - 0,050 36,8 3675,00

6 0,0 4 6 9,1 2,10 0,050 4,6 457,112,1 3 3 5,1 6,90 0,050 2,5 253,324,8 22 21 30,8 12,30 0,050 15,4 1538,737,5 22 21 31,5 - 0,050 15,8 1575,00

7 0,0 4 7 9,8 1,50 0,050 4,9 490,861,5 12 15 22,8 4,50 0,050 11,4 1141,943,0 10 11 16,3 7,80 0,050 8,1 813,664,8 24 23 35,1 10,80 0,050 17,6 1756,906,0 24 23 34,5 - 0,050 17,3 1725,00

N = Resistenza penetrometrica misurata Cu = Coesione non drenata (Shioi-Fukui)Nc = Resistenza penetrometrica corretta sigma v = Tensione verticale efficace sulla tensione geostatica (Gibbs-Holtz) F = CostanteNc2 = Resistenza penetrometrica corretta E = Modulo di elasticità (Bowles) sulla granulometria



PARAMETRI GEOTECNICI DEL TERRENOTerreno coesivo

SCPT Quota N Nc Nc2 sigma v F Cu EN. (m) (-) (-) (-) (t/mq) (-) (t/mq) (t/mq)8 0,0 25 45 67,8 0,90 0,050 33,9 3388,17

0,9 25 45 67,5 - 0,050 33,8 3375,009 0,0 4 6 9,5 1,80 0,050 4,7 472,57

1,8 13 16 24,3 4,80 0,050 12,2 1216,063,0 28 32 47,3 6,90 0,050 23,6 2364,353,9 28 32 48,0 - 0,050 24,0 2400,00

10 0,0 19 34 51,5 0,90 0,050 25,8 2575,010,9 9 13 19,4 2,70 0,050 9,7 971,761,8 35 45 67,8 4,20 0,050 33,9 3391,212,4 35 45 67,5 - 0,050 33,8 3375,00

11 0,0 13 23 35,2 0,90 0,050 17,6 1761,850,9 18 24 35,6 3,90 0,050 17,8 1777,513,0 24 25 37,7 8,70 0,050 18,9 1887,055,7 24 25 37,5 - 0,050 18,8 1875,00

12 0,0 7 13 19,0 0,90 0,050 9,5 948,690,9 28 41 62,1 2,40 0,050 31,1 3105,961,5 28 41 61,5 - 0,050 30,8 3075,00

13 0,0 20 36 54,2 0,90 0,050 27,1 2710,540,9 14 20 30,2 2,70 0,050 15,1 1511,631,8 12 14 20,8 6,30 0,050 10,4 1040,674,5 25 25 37,3 10,20 0,050 18,7 1865,955,7 25 25 37,5 - 0,050 18,8 1875,00

N = Resistenza penetrometrica misurata Cu = Coesione non drenata (Shioi-Fukui)Nc = Resistenza penetrometrica corretta sigma v = Tensione verticale efficace sulla tensione geostatica (Gibbs-Holtz) F = CostanteNc2 = Resistenza penetrometrica corretta E = Modulo di elasticità (Bowles) sulla granulometria



Dati sismici Coefficienti parziali di sicurezzaCategoria di suolo C M1 γφ = 1,00 γγ = 1,00Fattore S funzione del profilo stratigrafico 1,50 R1 γr = 1,00Accelerazione orizzontale massima su suolo di categoria A 0,154 g

CAPACITA' PORTANTE E RESISTENZA DEL TERRENO ALLO STATO LIMITE ULTIMO (SLV)Fondazione su plinto

Approccio progettuale 1 - Combinazione 1 (A1+M1+R1)

L Df φ φp Nq Nγ Sq Sγ dq dγ iq iγ zq zγ Qlim Qlims Rd(m) (m) (gradi) (gradi) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (t/mq) (t/mq) (t)

Metodo di VESIC1,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,37 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 49,58 49,58 111,552,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,22 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 47,91 47,91 299,423,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,16 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 49,02 49,02 600,50

Metodo di HANSEN1,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,37 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 41,11 41,11 92,492,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,22 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 38,62 38,62 241,403,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,16 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 38,53 38,53 472,04

Media aritmetica dei due metodi1,5 1,8 25,0 25,0 45,34 45,34 102,022,5 1,8 25,0 25,0 43,27 43,27 270,413,5 1,8 25,0 25,0 43,78 43,78 536,27

L = Lato del plinto Nq,Nγ = Fattori di capacità portante zq,zγ = Fattori degli effetti inerzialiDf = Profondità d'incastro Sq,Sγ = Fattori di forma Qlim = Capacità portante limiteφ = Angolo di attrito interno dq,dγ = Fattori di profondità Qlims = Capacità portante limite salvaguardia vitaφp = Angolo di attrito interno di progetto iq,iγ = Fattori di inclinazione del carico Rd = Resistenza del terreno







Metodo di VESIC1,5 1,8 25,0 20,5 6,68 5,72 1,37 0,60 1,38 1,00 0,78 0,66 0,71 0,71 26,27 14,60 32,842,5 1,8 25,0 20,5 6,68 5,72 1,37 0,60 1,23 1,00 0,78 0,66 0,71 0,71 25,17 13,98 87,393,5 1,8 25,0 20,5 6,68 5,72 1,37 0,60 1,16 1,00 0,78 0,66 0,71 0,71 25,57 14,21 174,02

Metodo di HANSEN1,5 1,8 25,0 20,5 6,68 3,17 1,37 0,60 1,38 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 21,73 12,07 27,172,5 1,8 25,0 20,5 6,68 3,17 1,37 0,60 1,23 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 20,19 11,22 70,123,5 1,8 25,0 20,5 6,68 3,17 1,37 0,60 1,16 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 19,95 11,08 135,78







Approccio progettuale 2 - Combinazione (A1+M1+R3)


Metodo di VESIC1,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,37 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 49,58 21,55 48,502,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,22 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 47,91 20,83 130,183,5 1,8 25,0 25,0 10,62 10,83 1,47 0,60 1,16 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 49,02 21,31 261,09

Metodo di HANSEN1,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,37 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 41,11 17,87 40,212,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,22 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 38,62 16,79 104,963,5 1,8 25,0 25,0 10,62 6,73 1,47 0,60 1,16 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 38,53 16,75 205,23






CAPACITA' PORTANTE E RESISTENZA DEL TERRENO ALLO STATO LIMITE ULTIMO (SLV)Fondazione continua su trave rovescia


B Df φ φp Nq Nγ Sq Sγ dq dγ iq iγ zq zγ Qlim Qlims Rd(m) (m) (gradi) (gradi) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (t/mq) (t/mq) (t/m)

Metodo di VESIC0,8 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,27 1,00 0,72 0,61 0,79 0,79 14,04 14,04 11,241,2 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,18 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 16,62 16,62 19,941,6 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,14 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 18,36 18,36 29,37

Metodo di HANSEN0,8 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,27 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 11,75 11,75 9,401,2 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,18 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 12,21 12,21 14,651,6 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,14 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 13,01 13,01 20,81


B = Larghezza della trave Nq,Nγ = Fattori di capacità portante zq,zγ = Fattori degli effetti inerzialiDf = Profondità d'incastro Sq,Sγ = Fattori di forma Qlim = Capacità portante limiteφ = Angolo di attrito interno dq,dγ = Fattori di profondità Qlims = Capacità portante limite salvaguardia vitaφp = Angolo di attrito interno di progetto iq,iγ = Fattori di inclinazione del carico Rd = Resistenza del terreno







Metodo di VESIC0,8 0,7 25,0 20,5 6,68 5,72 1,00 1,00 1,28 1,00 0,72 0,61 0,71 0,71 7,66 4,26 3,401,2 0,7 25,0 20,5 6,68 5,72 1,00 1,00 1,18 1,00 0,78 0,66 0,71 0,71 8,89 4,94 5,931,6 0,7 25,0 20,5 6,68 5,72 1,00 1,00 1,14 1,00 0,78 0,66 0,71 0,71 9,69 5,38 8,61

Metodo di HANSEN0,8 0,7 25,0 20,5 6,68 3,17 1,00 1,00 1,28 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 6,38 3,55 2,841,2 0,7 25,0 20,5 6,68 3,17 1,00 1,00 1,18 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 6,48 3,60 4,321,6 0,7 25,0 20,5 6,68 3,17 1,00 1,00 1,14 1,00 0,67 0,57 0,71 0,71 6,77 3,76 6,02







Approccio progettuale 2 - Combinazione (A1+M1+R3)


Metodo di VESIC0,8 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,27 1,00 0,72 0,61 0,79 0,79 14,04 6,11 4,881,2 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,18 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 16,62 7,22 8,671,6 0,7 25,0 25,0 10,62 10,83 1,00 1,00 1,14 1,00 0,78 0,66 0,79 0,79 18,36 7,98 12,77

Metodo di HANSEN0,8 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,27 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 11,75 5,11 4,091,2 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,18 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 12,21 5,31 6,371,6 0,7 25,0 25,0 10,62 6,73 1,00 1,00 1,14 1,00 0,67 0,57 0,79 0,79 13,01 5,66 9,05





CEDIMENTI DEL TERRENO ALLO STATO LIMITE DI ESERCIZIO (SLD)Fondazione isolata su plinto

Metodo di BURLAND E BURBIDGEL Nav fs fh ft Ic sigmav Qlimd S

(m) (-) (-) (-) (-) (-) (kPa) (kPa) (cm)1,5 7,0 1,00 1,00 1,30 0,11 33,55 660,01 12,322,5 7,0 1,00 1,00 1,30 0,11 33,55 633,82 16,893,5 7,0 1,00 1,00 1,30 0,11 33,55 644,97 21,77

Metodo di MEYERHOFL Bo Df N Cd sigmav Qlimd Qnet S

(m) (m) (m) (-) (-) (t/mq) (t/mq) (t/mq) (cm)1,5 0,3 1,8 7,0 0,70 3,42 67,28 63,86 9,222,5 0,3 1,8 7,0 0,82 3,42 64,61 61,19 11,893,5 0,3 1,8 7,0 0,87 3,42 65,75 62,33 13,69

Media aritmetica dei tre metodi1,5 10,772,5 14,393,5 17,73

L = Lato del plinto Cd = Fattore di profonditàNav = Resistenza penetrometrica media N = Resistenza penetrometrica mediafs,ft,fh = Fattori correttivi sigmav = Tensione verticale efficaceIc = Indice di compressibilità Qnet = Capacità portante nettaBo = Larghezza della piastra di riferimento Qlimd = Capacità portante limite dannoDf = Profondità d'incastro S = Cedimento



CEDIMENTI DEL TERRENO ALLO STATO LIMITE DI ESERCIZIO (SLD)Fondazione continua su trave rovescia

Metodo di BURLAND e BURBIDGEB Nav fs fh ft Ic sigmav Qlimd S

(m) (-) (-) (-) (-) (-) (kPa) (kPa) (cm)0,8 5,0 1,56 1,00 1,30 0,18 13,05 197,00 5,851,2 5,0 1,56 1,00 1,30 0,18 13,05 168,05 6,581,6 5,0 1,56 1,00 1,30 0,18 13,05 182,86 8,80

Metodo di MEYERHOFB Bo Df N Cd sigmav Qlimd Qnet S

(m) (m) (m) (-) (-) (t/mq) (t/mq) (t/mq) (cm)0,8 0,3 0,7 5,0 0,78 1,33 20,08 18,75 3,221,2 0,3 0,7 5,0 0,85 1,33 17,13 15,80 3,591,6 0,3 0,7 5,0 0,89 1,33 18,64 17,31 4,55

Media aritmetica dei due metodi0,8 4,541,2 5,091,6 6,67

B = Larghezza della trave Cd = Fattore di profonditàNav = Resistenza penetrometrica media N = Resistenza penetrometrica mediafs,ft,fh = Fattori correttivi sigmav = Tensione verticale efficaceIc = Indice di compressibilità Qlimd = Capacità portante limite dannoBo = Larghezza della piastra di riferimento Qnet = Capacità portante nettaDf = Profondità d'incastro S = Cedimento



DOCUMENTAZIONE FOTOGRAFICA

Fase di esecuzione del sondaggio meccanico

Fase di esecuzione delle prove penetrometriche




Fase di esecuzione della prospezione geofisica

Cassetta catalogatrice del sondaggio meccanico (0,0-5,0 m)

Comune di Odolo Prov. di Brescia

Indagine geofisica avanzata per la caratterizzazione

geotecnica dei siti con tecniche di indagine

indirette attive utilizzando il metodo MASW

Nuova edificazione Ditta Gnutti Cirillo S.p.A.

Settembre 2011

PRO

GE

APR

OG

EA

PRO

GE

A C

onsu

ltin

g s.

r.l.

Con

sult

ing

s.r.

l.C

onsu

ltin

g s.

r.l.

Sede

Leg

ale

: via

G.G

arib

aldi

, 40

Sed

e Le

gale

: vi

a G

.Gar

ibal

di, 4

0 S

ede

Lega

le :

via

G.G

arib

aldi

, 40

- -- 24

036

Pont

e S

an P

ietr

o (B

G)

240

36 P

onte

San

Pie

tro

(BG

) 2

4036

Pon

te S

an P

ietr

o (B

G)

Sed

e O

pera

tiva

: vi

a D

oniz

etti

, 109

int.

D1a

S

ede

Ope

rati

va :

via

Don

izet

ti, 1

09 in

t. D

1a

Sed

e O

pera

tiva

: vi

a D

oniz

etti

, 109

int.

D1a

- -- 2

4030

Bre

mba

te S

opra

(BG

) 2

4030

Bre

mba

te S

opra

(BG

) 2

4030

Bre

mba

te S

opra

(BG

) Te

l. 03

5332

281

Tel.

0353

3228

1 Te

l. 03

5332

281

- -- 34

8904

5300

3

4890

4530

0 3

4890

4530

0 - --

e e e- --m

ail :

PR

OG

EA

09@

prog

eaco

nsu

ltin

g.19

1.it

m

ail :

PR

OG

EA

09@

prog

eaco

nsu

ltin

g.19

1.it

m

ail :

PR

OG

EA

09@

prog

eaco

nsu

ltin

g.19

1.it

SCES 040

1. PREMESSA

Su incarico del Dr.Geol. Manella Alberto abbiamo eseguito, in Comune di Odolo (Bs)- via Brescia, una

prospezione geofisica di tipo sismico necessaria per la determinazione delle Vs 30 in ottemperanza alle

normative di legge vigenti.

Il piano delle indagini ha previsto l’esecuzione di n. 1 MASW (Multistation Analysis of Surface Waves –

tecnica di indagine indiretta attiva), ubicata in corrispondenza di un lotto a verde incolto all’interno del

complesso industriale Gnutti Cirillo S.p.A. INDAGINE GEOFISICA AVANZATA CON TECNICA SISMICA MASW PER LA CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI SITI. La prova SASW eseguite in modalità multi-stazione viene indicata con l’acronimo MASW

( Multistation Analysis of Surface Waves ) e serve per determinare il profilo di velocità delle onde di taglio Vs,

dunque:

• il tipo di suolo sismico (A, B, C, D, E, S1, S2)

• le azioni sismiche con cui progettare e verificare le opere di Ingegneria Civile

• il modulo di rigidezza del terreno

• i cedimenti e gli spostamenti delle opere interagenti con il terreno: edifici, ponti, rilevati arginali,

opere di sostegno, etc..

I principali vantaggi si sintetizzano in :

• Forniscono il profilo di velocità delle onde di taglio Vs oltre 30m di profondità

• Consentono di individuare il tipo di suolo sismico

• A differenza della sismica a rifrazione, si usano in qualunque situazione stratigrafica

pseudorizzontale, anche in presenza di falda

• Non sono invasive: non occorre eseguire perforazioni

• Non implicano nessun danneggiamento allo stato dei luoghi e delle cose

• Rapidità e facilità di esecuzione e di elaborazione dati

• Ingombro limitato delle attrezzature per l'esecuzione delle prove

• Mobilità: trasporto agevole della strumentazione necessaria per eseguire le prove

Strumentazione Le prove sono state eseguite per mezzo della strumentazione di seguito elencata:

• Acquisitore digitale multi – canale nel caso specifico un sismografo OYO McSeis 48 ch

• Ricevitori (n. 24 geofoni da 4.5 Hz) capaci di misurare il campo di moto nella direzione verticale

• Sorgente sismica impulsiva costituita da mazza di 8 kg

Cenni sul metodo ed operazioni di campagna Nelle prospezioni sismiche per le quali si utilizzano le onde di tipo P, la maggior parte dell’energia sismica

totale generata si propaga come onde superficiali di tipo Rayleigh. Ipotizzando una variazione di velocità

dei terreni in senso verticale, ciascuna componente in frequenza di queste onde è caratterizzata da una

diversa velocità di propagazione (chiamata velocità di fase) e quindi da una diversa lunghezza d’onda.

Questa proprietà si chiama dispersione. Sebbene le onde superficiali siano considerate rumore per le

indagini sismiche che utilizzano le onde di volume (riflessione e rifrazione), la loro proprietà dispersiva può

essere utilizzata per studiare le proprietà elastiche dei terreni superficiali.

La costruzione di un profilo verticale di velocità delle onde di taglio (Vs), ottenuto dall’analisi delle onde

piane della modalità fondamentale delle onde di Rayleigh è una delle pratiche più comuni per utilizzare le

proprietà dispersive delle onde superficiali.

Per ottenere un profilo verticale di velocità Vs bisogna produrre un treno d’onde superficiali a banda larga e

registrarlo minimizzando il rumore.

Una molteplicità di tecniche diverse sono state utilizzate nel tempo per ricavare la curva di dispersione, ciascuna con i suoi vantaggi e svantaggi.

La configurazione base di campo e la routine di acquisizione per la procedura MASW (Multichannel

Analysis of Surface Waves) sono generalmente le stesse utilizzate in una convenzionale indagine a

rifrazione.

MASW può essere efficace anche con solo dodici canali di registrazione collegati a geofoni verticali a bassa

frequenza (4.5 Hz).

Le componenti a bassa frequenza (lunghezze d’onda maggiori), sono caratterizzate da forte energia e

grande capacità di penetrazione, mentre le componenti ad alta frequenza (lunghezze d’onda corte), hanno

meno energia e una penetrazione superficiale. Grazie a queste proprietà, una metodologia che utilizzi le

onde superficiali può fornire informazioni sulle variazioni delle proprietà elastiche dei materiali prossimi alla

superficie al variare della profondità. La velocità delle onde S (Vs) è il fattore dominante che governa le

caratteristiche della dispersione.

La procedura MASW può sintetizzarsi in tre stadi distinti:

* acquisizione dei dati sperimentali;

* estrazione della curva di dispersione;

* inversione della curva di dispersione per ottenere il profilo verticale delle Vs (profilo 1-D), che descrive

la variazione di Vs con la profondità. In questi metodi frequenza – numero d’onda ( denominati anche

metodi f-k ), l’analisi dei segnali viene condotta trasformando le tracce sismiche acquisite nel dominio

spazio – tempo ( x, t ) nel dominio frequenza – numero d’onda ( ω – k ), mediante l’applicazione della

trasformata bidimensionale di Fourier.

L’impostazione della linea sismica in sito è stata la seguente :

• Spaziatura inter-geofonica = 2 metri

• Distanza sorgente - primo geofono (offset) = 2 metri

• Secondo offeset = 4 metri

• Intervallo di campionamento = 1 ms

• Durata acquisizione = 2 s

• Canali 24

L’elaborazione dei dati è stata garantita dall’ utilizzo del software SWAN ( Surface wafes analysis ) prodotto

dalla Geostudi Astier s.r.l. ; le principali caratteristiche di questo programma si possono così sintetizzare :

* Analisi di sezioni bidimensionali del terreno su dati raccolti mediante acquisizioni multiple, ottenute tramite

la traslazione dell’array dei ricevitori.

* Interfaccia grafica studiata per rendere semplice l’uso degli strumenti disponibili, come:

* L’impostazione dei parametri che definiscono il modello sintetico per l’inversione del modello del terreno in

modalità interattiva.

* Picking dello spettro per l’estrazione della curve di dispersione.

* Editing della curva di dispersione sperimentale.

* Algoritmi di calcolo completi, veloci ed efficienti:

* Calcolo spettro FK, FV, FX.

* Molteplici finestre di windowing (boxcar, hamming, hanning, blackman,...).

* Parametrizzazione del modello sintetico del terreno fino a 30 strati.

* Controllo dei principali parametri dell’inversione (numero massimo delle iterazioni, tolleranza sui parametri,

quantificazione del disturbo).

* Esportazione delle immagini nei più comuni formati grafici.

* Editing della curva di dispersione sperimentale.

L’elaborazione dei dati di campagna si compone delle seguenti fasi:

Pre-processing, per:

Pulizia da fenomeni di disturbo sul segnale utile, dovuto a

sorgenti ambientali non controllabili.

Assemblaggio di array virtuali, per ovviare alla limitazione del

numero di geofoni disponibili in campagna.

Analisi spettrale, mediante FFT, del sismogramma ottenuto,

condotta mediante l’utilizzo di vari parametri matematici, che

consentono di adattarsi alle esigenze dell’utente.

Estrazione (manuale od automatica) della curva di dispersione sperimentale, e sua visualizzazione nel

dominio della frequenza o della lunghezza d’onda.

Generazione di una curva di dispersione, basata su modello sintetico del terreno, mediante la

caratterizzazione, per ciascuno strato, dello spessore dello strato stesso, della velocità delle onde S, della

velocità delle onde P, della densità del terreno.

Inversione del modello sintetico in modalità interattiva o automatica (inversione basata sulle velocità delle

onde S o sugli spessori degli strati).

A seguito della interpretazione eseguita viene fornito anche il valore della Vs30 del sito, consentendone la

classificazione secondo le normative tecniche, attualmente in corso, in materia di progettazione antisismica.

L’energia immessa dalla sorgente produce ampiezze di vibrazione nel tempo alle varie distanze

(sismogramma); la trasformata F- K (trasformata di Fourier bidimensionale) rappresenta l’energia in funzione

di frequenza e numero d’onda ( Fig. A- spettro di potenza ).

Per ogni frequenza si cerca in numero d’onda (kmax) a cui corrisponde il massimo di energia;

successivamente si calcola il corrispondente valore di velocità ottenendo cosi una curva di dispersione

(Fig.B). Nota la curva sperimentale di dispersione, il profilo di velocità delle onde di taglio è ottenuto dalla

soluzione di un problema inverso appartenente alla categoria dei problemi di identificazione dei parametri

( Engl, 1993 ).

L’analisi di inversione viene compiuta utilizzando un algoritmo che simula, attraverso un opportuno modello

teorico, la propagazione delle onde superficiali in un mezzo elastico stratificato.

Obiettivo dell’algoritmo di inversione è la determinazione di quel profilo incognito di velocità delle onde di

taglio a cui corrisponde nella simulazione numerica una curva di dispersione teorica che approssima al

meglio quella determinata sperimentalmente.

E’ noto che i problemi inversi ed in modo particolare quelli non-lineari, quale è il problema inverso di

Rayleigh sono matematicamente mal posti a causa della non unicità della loro soluzione.

Diagramma di flusso relativo alle fasi della prova MASW

Tale problema, peraltro comune a molti problemi geofisici, implica nel caso della prova MASW che

all’inversione della curva sperimentale di dispersione possono corrispondere più profili di velocità delle onde

di taglio ; da qui l’importanza di avere a disposizione dati diretti relativi alla natura stratigrafica del sito di

indagine al fine di procedere con una corretta correlazione.

FIG. A FIG. B

FIG. C - MODELLO DEL TERRENO

La considerazione stratigrafica più evidente è la presenza di un primo orizzonte della potenza di circa 4 metri

riconducibile a terreni teneri

CALCOLO DELLE “Vs30” ( velocità di taglio nell’ambito dei primi trenta metri di sottosuolo )

L’applicazione del software SeisOpt ReMi Version 3.0 consente di calcolare attraverso la determinazione

della “Dispersion Curve” , il valore delle velocità di taglio ( Vs ) nell’ambito dei primi 30 o più metri investigati. Sulla base di quanto sopra esposto, si è provveduto al calcolo delle Vs30 mediante la seguente espressione:

30 Vs30 = ------------------ ∑i = 1, N hi / Vi

dove :

hi = spessore in metri dello strato i-esimo per un totale di N strati presenti nei primi 30 metri di sottosuolo

Vi = velocità delle onde di taglio ( per deformazioni di taglio g < 10-6 ) dello strato i-esimo per un totale di N

strati presenti nei primi 30 metri di sottosuolo

N = numero strati nell’ambito dei primi 30 metri di sottosuolo

Dallo sviluppo del calcolo si ottiene un valore di Vs30 pari a

Masw Vs30 = 424 m/sec CLASSE B

Il D.M. 14 gennaio 2008 aggiorna la normativa sismica in vigore, con l’attribuzione alle diverse località del

territorio nazionale, di un valore di scuotimento sismico di riferimento espresso in termini di incremento

dell’accelerazione al suolo. Inoltre tale D.M. propone l’adozione di un sistema di caratterizzazione geofisica e

geotecnica del profilo stratigrafico del suolo, mediante cinque categorie principali ( dalla A alla E ), a cui ne

sono aggiunte altre 2 ( S1 e S2 per le quali sono richiesti studi speciali per definire l’azione sismica da

considerare), da individuare in relazione ai parametri di velocità delle onde di taglio mediate sui primi 30

metri di terreno ( Vs30 ).

Le classi di cui sopra sono definite da parametri indicati nel EC8 ( euro codice 8 ) e più specificatamente :

velocità delle onde S, numero dei colpi della prova SPT, coesione non drenata.

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 di 3 m. B – Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fine molto consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e valori del VS30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu30> 250 kPa nei terreni a grana fina). C – Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fine mediamente consistenti, con spessori superiori a 30 m caratterizzati da graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e valori del VS30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < cu30 < 250 kPa nei terreni a grana fina). D – Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o terreni a grana fine scarsamente consistenti, con spessori superiori a 30 m caratterizzati da graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e valori del VS30 inferiori a 180 m/s (ovvero NSPT30 < 15 nei terreni a grana grossa e cu30 < 70 kPa nei terreni a grana fina). E – Terreni dei sottosuoli dei tipi C o D per spessori non superiori a 20 m, posti sul substrato di riferimento (con VS > 800 m/s). S1 – Depositi di terreni caratterizzati da valori di VS30 inferiori 100 m/s (ovvero 10 < cuS30 < 20 kPa) che includono uno strato di almeno 8 m di terreni a grana fina di bassa consistenza, oppure che includano almeno 3 m di torba o argille altamente organiche. S2 – Depositi di terreni suscettibili di liquefazione, di argille sensitive, o qualsiasi altra categoria di sottosuolo non classificabile nei tipi precedenti.

Allo scopo di migliorare l’affidabilità dei risultati dell’indagine MASW (soprattutto in assenza di dati

stratigrafici), è sempre più frequente ed opportuno il ricorso ad un approccio integrato basato su

interpretazioni congiunte di risultati di prove diverse. La possibilità di far convergere nel processo

interpretativo dati contenenti informazioni fisiche differenti, contribuisce, ad esempio, a ridurre le ambiguità

intrinseche, connesse alla non unicità della soluzione di problemi inversi.

Generalmente, in funzione degli spazi a disposizione e, non per ultimo, del rapporto qualità – costi, si

propone una procedura di inversione congiunta di dati di resistività apparente (SEV) e dati sismici di

propagazione di onde superficiali (MASW). L’inversione congiunta basata sull’algoritmo basato sul criterio

dei minimi quadrati pesati con smorzamento, sfrutta le analogie formali tra gli approcci teorici delle due

tecniche di misura e le sinergie tra le informazioni desunte.

Le due tecniche presentano numerose analogie formali sia per quel che riguarda il modello di partenza sia

per quanto attiene agli algoritmi di inversione delle curve di campagna (Comina, 2001):

• entrambe sono basate su un modello stratificato monodimensionale a strati piani paralleli omogenei ed

isotropi;

• vi sono simili proprietà delle curve sperimentali sia per quanto riguarda la risoluzione (entrambi i metodi

forniscono informazioni riguardo le proprietà medie delle formazioni indagate con risoluzione decrescente

con la profondità) che per quanto riguarda i problemi di non unicità della soluzione (principio di equivalenza);

• la soluzione del problema diretto è affrontata in maniera simile con sostituzione in avanti, partendo dalla

soluzione per quanto riguarda il primo strato e proseguendo ai successivi.

Tali analogie rendono agevole associare le due tecniche in un'inversione congiunta che leghi, tramite un

parametro comune, le due interpretazioni.

Peraltro, le due tecniche forniscono informazioni in parte complementari poiché fanno riferimento a parametri

fisici diversi; in particolare, la valutazione della resistività elettrica consente di definire la litologia ricavando

informazioni sulla presenza di argilla e sulla presenza di acqua mentre la velocità delle onde di taglio

fornisce indicazioni riguardo le proprietà meccaniche della matrice solida indipendentemente dal livello di

falda.

In alternativa, in mancanza delle condizioni citate precedentemente, è possibile associare alla tecnica

MASW una sismica convenzionale a rifrazione o, meglio ancora, una tomografia sismica.

Pertanto, in questo caso, come taratura, è stata eseguita una base sismica a rifrazione, sovrapposta alla

MASW .

Considerando lo scopo, si omette la trattazione teorica del metodo, allegando il modello di inversione e una

descrizione sintetica della ricostruzione litologica.

La distribuzione in verticale delle velocità delle onde di compressione lungo la sezione sismica è associabile

a depositi scarsamente addensati/compatti in superficie (colore blu e magenta).

Le tonalità del verde dovrebbero materializzare il substrato roccioso alterato/fratturato, mentre, oltre i 15

metri, la roccia presenta buone caratteristiche di compattazione.

RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA - Comune di Odolo Relazioni/all... · esecutiva dei lavori di...

Documents

Transcript of RELAZIONE GEOLOGICA E GEOTECNICA - Comune di Odolo Relazioni/all... · esecutiva dei lavori di...