COMUNE DI RAVENNA Loc. PIANGIPANE

Transcript

1 DOTT. GEOL. THOMAS VERONESE Via Roma, CODIGORO (Ferrara) Tel e fax / cell thomas.veronese@tin.it MODELLAZIONE GEOLOGICA e GEOTECNICA COMUNE DI RAVENNA Loc. PIANGIPANE Piano Urbanistico Attuativo in Loc. Piangipane nel Comune di Ravenna. Committente: RESIDENZA RAVENNADUE s.r.l. Sede in: via L. Braille, Fornace Zarattini (RA) P.IVA: STUDIO S.S.T. SETTORE GEOLOGIA E AMBIENTE Geotecnica; Studio terreni di fondazione; Definizione dell'assetto geologico, geomorfologico, geodinamico e idrogeologico del territorio; Definizione dei Rischi Ambientali; Assistenza alle pubbliche amministrazioni negli studi di fattibilità e di realizzazione dei P.R.G., cimiteri, discariche, subirrigazioni, piani attività estrattive, studi di acquiferi per la tutela e per l'utilizzo di risorse idriche sotterranee; Gestione e pianificazione territoriale. 05 giugno 2012 Timbro

2 INDICE: 1. PREMESSA...2 NORMATIVA E RACCOMANDAZIONI DI RIFERIMENTO MODELLAZIONE GEOLOGICA GEOLOGIA STRUTTURALE DELL AREA CARATTERI STRATIGRAFICI E LITOLOGICI CARATTERI GEOMORFOLOGICI CARATTERI IDROGEOLOGICI DEFINIZIONE DEI PARAMETRI SISMICI DATI DI AUSILIO PER LA PROGETTAZIONE SISMICA...14 Categoria di suolo di fondazione...14 Atto di indirizzo, n 112 del 2 maggio Azioni simiche D.M. 14 gennaio Magnitudo di progetto ANALISI DI III LIVELLO - LIQUEFAZIONE DELLE SABBIE (SECONDO NORMATIVA VIGENTE) ANALISI DI III LIVELLO - LIQUEFAZIONE DELLE SABBIE (POST EVENTO SISMICO) ANALISI III LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI TERRENI GRANULARI ANALIDIIII LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI NEI TERRENI COESIVI SOFFICI (NORMATIVA VIGENTE) ANALIDIIII LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI NEI TERRENI COESIVI SOFFICI (POST EVENTO SISMICO) MODELLAZIONE GEOTECNICA ACQUISIZIONE DATI CON PROVA PENETROMETRICA STATICA Analisi di fattibilità geotecnica Cedimenti CONCLUSIONI...54 FASE DI ESECUZIONE PROVA PENETROMETRICA STATICA Ravenna 1

3 1. PREMESSA Su incarico della ditta Residenza Ravennadue s.r.l., con sede in via L. Braille n. 4 Fornace Zarattini (RA), si redige lo studio per ricostruire la modellazione geologica e geotecnica sulle indagini per il progetto di Piano Urbanistico Attuativo da eseguirsi in Loc. Piangipane Comune di Ravenna. L ubicazione dell area di intervento è riportata in FIGURA 1.1. FIGURA 1.1 Ubicazione dell area di intervento a Piangipane Ravenna 2

4 Normativa e Raccomandazioni di riferimento Decreto del Ministero delle Infrastrutture 14 gennaio 2008 Approvazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni, pubblicato sulla G.U. n. 29 del 4 febbraio 2008, suppl. ord. n. 30, che entrano in vigore il 6 marzo Circolare Applicativa n 617 del 02/02/2009 alle NTC/2008. Delibera Assemblea Legislativa n 112/2007 della Regione Emilia Romagna Atto di Indirizzo e coordinamento tecnico per gli studi di microzonizzazione sismica. Legge Regionale 24 marzo 2000, n. 20 Disciplina generale sulla tutela e l uso del territorio. A.G.I. (Associazione Geotecnica Italiana) Raccomandazioni sulla programmazione ed esecuzione delle indagini geotecniche (giugno 1977). A.G.I. (Associazione Geotecnica Italiana) Raccomandazioni sui pali di fondazione (dicembre 1984). A.G.I. (Associazione Geotecnica Italiana) Aspetti geotecnici nella progettazione in zona sismica (Edizione Provvisoria, marzo 2005). C.N.R. UNI Ente Nazionale Italiano di Unificazione. Eurocode EC-7: Geotechnics, design dicembre C.N.R. UNI Ente Nazionale Italiano di Unificazione. Eurocode EC-8: Design provisions for earthquake resistance of structures ottobre MODELLAZIONE GEOLOGICA 2.1. GEOLOGIA STRUTTURALE DELL AREA Nella FIGURA 2.1 si riporta la sezione geologica passante per Cotignola, Bagnacavallo, Ravenna, Comacchio, Codigoro, Mesola, Chioggia in cui si possono apprezzare gli spessori dei sedimenti del Quaternario sopra i pliocenici, che coincide con il passaggio dai sedimenti sciolti a quelli litificati o pseudolitificati. FIGURA Sezione geologica della bassa pianura padana. Nella FIGURA 2.2 si riporta uno stralcio della Carta Sismotettonica della Regione Emilia Romagna (R.E.R., 2004) con visibili le varie strutture sepolte e le faglie e sistemi trascorrenti attivi e non attivi, che sono all origine della nuova attribuzione alla Zona sismica 3, in cui Ravenna è stata inserita nella OPCM 3274/2003. Ravenna 3

5 dott. geol. Thomas Veronese Va sottolineato che gli eventi sismici del 20 e 29 maggio 2012 si sono verificati in corrispondenza di una struttura caratterizzata da una serie di fronti di accavallamento che passa nei pressi di Finale Emilia, Sant Agostino, Portomaggiore e poi piega verso sud nella Bonifica di valle Mezzano e passa ad ovest del paese di Piangipane. Ravenna 4

6 FIGURA Stralcio della Carta Sismotettonica della Regione Emilia Romagna Si fa presente che tutto il territorio comunale di Ravenna ricade al interno della zona sismogenetica 912, denominata Dorsale Ferrarese (FIGURA 2.3) e dunque è sede epicentrale di eventi sismici. La relazione dell Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia attribuisce per la zona 912 un terremoto di progetto di 6,14 Mw. FIGURA Mappa delle aree sismogenetiche dell Italia Settentrionale 2.2. CARATTERI STRATIGRAFICI E LITOLOGICI La formazione dell'ambiente, nella sua configurazione attuale, è relativamente recente e consegue a ripetute variazioni dei rapporti di equilibrio tra livello del mare, apporti solidi dei corsi d'acqua, entità di subsidenza e, non ultimo, l'intervento umano. Tra le più evidenti e più importanti nel disegnare l'assetto morfologico si possono elencare i paleoalvei, i coni di esondazione, i cordoni dunari testimoni della veloce progradazione verso est della linea di costa, ed infine si individuano quelle aree particolarmente depresse che erano sede di bacini palustri. Per ogni struttura geomorfologica corrisponde, in linea di massima, una caratteristica classe litologica; la granulometria e la storia tensionale, strettamente legata alla storia geologica, ne condizionano le caratteristiche meccaniche ed idrauliche. Ravenna 5

7 In particolare per la validazione del modello geologico è stata eseguita una indagine geognostica nell area in esame, consistente in una prova penetrometrica statica CPT1, spinta fino alla profondità di -30,00 m da p.c. con rif.64-12; inoltre è stata considerata una prova bibliografica CPTU della Regione Emilia Romagna eseguita in adiacenza al fabbricato presente dentro al perimetro di lottizzazione, spinta fino alla profondità di -35,00 m da p.c.. Sono state inoltre prese in considerazione le indagini CPT eseguite nel 2005 per il Piano particolareggiato, oggetto ora di variante. Durante l esecuzione della CPT1 sono stati prelevati due campioni indisturbati denominati Sh1 e Sh2, prelevati rispettivamente dalla profondità di -1,80 m da p.c. a -2,20 m da p.c., e da -4,20 m da p.c. a -4,60 m da p.c., da sottoporre ad analisi in laboratorio. In FIGURA 2.4 viene riportato uno stralcio della CTR della provincia di Ravenna con l ubicazione delle indagini. Indagini CPT eseguite nel 2005 dal collega Dott. Geol. Bertoni A. a -10m dal p.c. Indagine CPTU eseguito per Progetto C.A.R.G. dalla R.E.R. a 35,40m dal p.c. Indagine CPT eseguita nel 2012 dallo scrivente a -30m dal p.c. per la validazione delle indagini già in possesso e per la ricostruzione del profilo sismico dei sismostrati. FIGURA 2.4 Ubicazione indagini bibliografiche e di nuova realizzazione Ravenna 6

8 Il punto investigato con la prova penetrometrica statica CPT1 rileva: - da p.c. fino a -1,60 m da p.c. uno strato di terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 12,0 kg/cm 2, - da -1,60 m da p.c. fino a -4,20 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 14,0 kg/cm 2, - da -4,20 m da p.c. fino a -6,40 m da p.c. terreni coesivi moderatamente consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 8,1kg/cm 2, - da -6,40 m da p.c. fino a -8,80 m da p.c. un banco di terreni prevalentemente coesivi moderatamente consistenti, alternati a sottili lenti sabbiose, con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 15,8 kg/cm 2, - da -8,80 m da p.c. fino a -17,20 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 10,9 kg/cm 2, - da -17,20 m da p.c. fino a -21,60 m da p.c. terreni prevalentemente granulari moderatamente addensati con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 50,0 kg/cm 2, - da -21,60 m da p.c. fino a -24,60 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 16,1 kg/cm 2, - da -24,60 m da p.c. fino a -30,00 m da p.c. (massima profondità di investigazione della prova) terreni prevalentemente coesivi molto consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 24,9 kg/cm 2. Il punto che è stato investigato con la prova penetrometrica statica CPTU bibliografica rileva: - da p.c. fino a -6,00 m da p.c. uno strato di terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 12,7 kg/cm 2, - da -6,00 m da p.c. fino a -7,80 m da p.c. terreni prevalentemente granulari moderatamente addensati con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 47,8 kg/cm 2, - da -7,80 m da p.c. fino a -17,20 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 10,9 kg/cm 2, - da -17,20 m da p.c. fino a -21,60 m da p.c. terreni prevalentemente granulari moderatamente addensati con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 50,0 kg/cm 2, - da -21,60 m da p.c. fino a -24,60 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 16,1 kg/cm 2, - da -24,60 m da p.c. fino a -30,00 m da p.c. (massima profondità di investigazione della prova) terreni prevalentemente coesivi molto consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 24,9 kg/cm 2. Si riportano anche i diagrammi di resistenza delle 5 prove CPT eseguite nel 2005 dal collega dott. Geol. Bertoni A.. Ravenna 7

9 Ravenna 8

10 2.3. CARATTERI GEOMORFOLOGICI La progressiva migrazione verso mare della linea di costa nel tardo olocene favorì lo sviluppo, a tergo dei sistemi di cordoni litorali, di un ampia pianura alluvionale, dominata da fiumi di provenienza appenninica. Quest area situata a sud del Primaro e delimitata ad est, e separata dal Mare Adriatico, per mezzo dei cordoni litoranei, era costituita da aree palustri e lagunari (valli) in cui sfociavano i principali fiumi della Romagna centro-occidentale. Il sito allo studio si colloca dunque in un area di delta fluviale in cui ambienti di sedimentazione diversi si sono frequentemente sovrapposti ed affiancati, con il risultato di avere una forte disomogeneita stratigrafica in senso sia verticale che orizzontale. Le facies deposizionali che hanno interferito l un l altra durante la progradazione dominante della linea di costa (accompagnata da eventi non rari di trasgressione marina), hanno visto ambienti marini, marinocostieri, fluviali, palustri succedersi alternando la deposizione di sedimenti di alta e di bassa energia idrodinamica. In FIGURA 2.5 si riporta uno stralcio della Carta Geomorfologica del PSC del Comune di Ravenna, reperita on-line, con la distribuzione delle varie forme morfologiche che contraddistinguono l area. Dalla carta emerge che l abitato di Piangipane è situato su depositi di palude salmastra e laguna, caratterizzate da argille limose, argille, torbe e limi argillosi in strati da molto sottili a medi intercalati talvolta a lenti sabbiose fini. Ravenna 9

11 FIGURA 2.5 Particolare della Carta Geomorfologica Stralcio PSC comune di Ravenna ( Tematiche/Ambiente-Territorio-e-Mobilita/Urbanistica/Progettazione-Urbanistica/P.S.C.-Piano-Strutturale-Comunale) Ravenna 10

12 2.4. CARATTERI IDROGEOLOGICI La profondità della superficie di falda è stata rilevata nel sito di intervento all intero del foro della prova penetrometrica statica CPT1 ed all interno del pozzo freatico presente nella corte agricola qui presente, in data 26/04/2012, a profondità di -1,80 m dal p.c., mentre la prova CPTU bibliografica ha rilevato la quota del livello freatico alla profondità di -2,40 m da p.c. in data 06/09/1995. Nel febbraio 2005 i livelli erano stati misurati nei fori delle indagini allora eseguite, e sono riportati nella seguente tabella. Il carattere coesivo degli strati rilevati nei primi 6 m dal p.c., fa presupporre che i sedimenti non siano sede di un acquifero freatico, ma che siano solo saturi di acque di infiltrazione con scarsa possibilità di circolazione negli interstizi del terreno. In FIGURA 2.6 si riporta uno stralcio della Carta di Drenaggio B.2.1 del Quadro Conoscitivo del PSC di Ravenna, reperita on-line, dalla carta emerge come l area presenti difficoltà di drenaggio, considerando la natura dei terreni superficiali rilevati in sito contraddistinti da sedimenti coesivi per uno spessore di circa 6,0m. Ravenna 11

13 FIGURA Stralcio della Carta di Drenaggio B.2.1 del Quadro Conoscitivo del PSC di Ravenna. ( Tematiche/Ambiente-Territorio-e-Mobilita/Urbanistica/Progettazione-Urbanistica/P.S.C.-Piano-Strutturale-Comunale) Ravenna 12

14 In FIGURA 2.7 si riporta uno stralcio della Carta delle Isofreatiche Drenaggio B.2.2.a del Quadro Conoscitivo del PSC di Ravenna, con riportato l andamento delle curve di ugual quota assoluta rispetto al livello medio mare; è possibile osservare dalla carta come l andamento delle curve sia diretto da ovest verso est. FIGURA Stralcio della Carta delle Isofreatiche B.2.2.a del Quadro Conoscitivo del PSC di Ravenna. ( Comunale) Ravenna 13

15 3. DEFINIZIONE DEI PARAMETRI SISMICI 3.1 DATI DI AUSILIO PER LA PROGETTAZIONE SISMICA La Regione Emilia Romagna non è esente da attività sismo-tettonica. La sua sismicità può però essere definita media relativamente alla sismicità nazionale, poiché i terremoti storici hanno avuto magnitudo massima compresa tra 5,5 e 6 della scala Richter e intensità del IX-X grado della scala MCS. I maggiori terremoti (Magnitudo > 5,5) si sono verificati nel settore sud-orientale, in particolare nell Appennino Romagnolo e lungo la costa riminese. Altri settori interessati da sismicità frequente ma generalmente di minore energia (Magnitudo < 5,5) sono il margine appenninico-padano tra la Val d Arda e Bologna, l arco della dorsale ferrarese e il crinale appenninico (Note illustrative, Carta Sismotettonica della Regione Emilia Romagna, 2004). Categoria di suolo di fondazione La categoria di suolo dipende dal valore di Vs 30. Il parametro Vs 30 rappresenta la media ponderata dei valori delle velocità dell onda di taglio S nei primi 30 m di sottosuolo indagato, matematicamente espressa da (eq. 1): V s hi vi dove, Vs 30 hi Vi : velocità media ponderata delle onde di taglio S, : spessore dello strato iesimo, : velocità delle onde di taglio S nello strato iesimo. Il valore di Vs 30 viene di seguito calcolato attraverso una correlazione con la prova penetrometrica statica CPT1 con rif spinta fino alla profondità di -30,00 m da p.c.. Si ricorda che la Vs30 va calcolata dal piano di posa della fondazione. In FIGURA 3.1 è riportata un immagine satellitare con ubicazione prova penetrometrica CPT1. Ravenna 14

16 CPT1 FIGURA 3.1 Immagine satellitare con ubicazione CPT1 In letteratura esistono numerose correlazioni empiriche tra le misure di q c e di Vs 30 anche se il livello deformativo indotto nel terreno dalla penetrazione della punta penetrometrica provoca la rottura del materiale mentre le onde di taglio si propagano senza intaccare la struttura del terreno in condizioni di deformazioni praticamente elastiche. La correlazione utilizzata è stata proposta da Andrus et al. (2001) ed utilizza valori di q c e di Vs 30 normalizzati rispetto allo stato tensionale, in questa formula non viene tenuto conto dell attrito laterale fs e viene introdotto un coefficiente correttivo per l età del deposito che viene indicato con ASF. Questo coefficiente viene utilizzato per tenere conto delle diverse caratteristiche di deformabilità e tessitura dei terreni risalenti al periodo Pleistocenico rispetto ai più recenti depositi Olocenici. La correlazione è la seguente: dove: V S1 ASF A q c 1N q q p c a 1 ' c N pa v 0.5 resistenza alla punta normalizzata alla tensione verticale; V V p a 1 ' S S v 0.25 velocità corretta per tenere in conto lo stato tensionale verticale; Ravenna 15

17 ASF per depositi Olocenici = 1 (quali sono i depositi presenti nella pianura ferrarese alle profondità indagate) come suggerito da ANDRUS et al.; A e sono coefficienti empirici da calibrare sulla base delle misure di q c e di Vs disponibili; p a = pressione atmosferica. Nella Tabella 3.1 sono riportati i coefficienti A e. Argilla Limo Sabbia A Tabella 3.1 Coefficienti A (m/s) e Ravenna 16

18 Località: Piangipane CPT di riferimento: CPT1 Data esecuzione CPT: ######## profondità prova: 30m 4 H T 1 n Falda: 1,8 m ANDRUS V V Hi H S30 Si / periodo fondamentale T1 = 0,63 sec i1 178,16 m/sec media pesata delle velocità delle onde di taglio n 4 H i Dobry et al modificato in Linee Guida AGI 2005 i T1 1 periodo fondamentale T1 = 0,67 sec Vsi Somma dei periodi naturali di ciascuno strato VS30 normalizata VS30 prf. RP RP/RL Z1 Z2 DH m e zzo str at litologia qc(kg/cm2) 'n(kg/cm2) A a V S1 i V S i DH/V S i n(kg/cm2) 'n(kg/cm2) H i * V S i 0, ,2 0,2 0,1 SABBIA 14 0,037 53,64 0,33 220,8 96,8 0,0 0,037-0,099 19,4 0, ,2 0,4 0,2 0,3 LIMO 16 0,074 77,83 0,24 206,9 107,9 0,0 0,074-0,045 21,6 0, ,4 0,6 0,2 0,5 LIMO 12 0,111 77,83 0,24 184,0 106,2 0,0 0,111 0,009 21,2 0, ,6 0,8 0,2 0,7 SABBIA 11 0,148 53,64 0,33 162,2 100,6 0,0 0,148 0,063 20, ,8 1 0,2 0,9 SABBIA 10 0,185 53,64 0,33 151,5 99,4 0,0 0,185 0,117 19,9 1, ,2 0,2 1,1 SABBIA 14 0,222 53,64 0,33 164,3 112,8 0,0 0,222 0,171 22,6 1, ,2 1,4 0,2 1,3 LIMO 12 0,259 77,83 0,24 166,2 118,5 0,0 0,259 0,225 23,7 1, ,4 1,6 0,2 1,5 SABBIA 9 0,296 53,64 0,33 135,4 99,9 0,0 0,296 0,279 20,0 1, ,6 1,8 0,2 1,7 LIMO 12 0,333 77,83 0,24 161,2 122,5 0,0 0,333 0,333 24, ,8 2 0,2 1,9 LIMO 12 0,387 77,83 0,24 158,4 124,9 0,0 0,37 0,387 25,0 2, ,2 0,2 2,1 LIMO 12 0,441 77,83 0,24 155,9 127,0 0,0 0,407 0,441 25,4 2, ,2 2,4 0,2 2,3 LIMO 12 0,495 77,83 0,24 153,7 129,0 0,0 0,444 0,495 25,8 2, ,4 2,6 0,2 2,5 ARGILLA 13 0,549 80,64 0,28 179,9 154,8 0,0 0,481 0,549 31,0 2, ,6 2,8 0,2 2,7 ARGILLA 15 0,603 80,64 0,28 184,8 162,8 0,0 0,518 0,603 32, ,8 3 0,2 2,9 ARGILLA 16 0,657 80,64 0,28 185,9 167,4 0,0 0,555 0,657 33,5 3, ,2 0,2 3,1 ARGILLA 18 0,711 80,64 0,28 190,0 174,5 0,0 0,592 0,711 34,9 3, ,2 3,4 0,2 3,3 ARGILLA 16 0,765 80,64 0,28 182,0 170,2 0,0 0,629 0,765 34,0 3, ,4 3,6 0,2 3,5 ARGILLA 16 0,819 80,64 0,28 180,2 171,5 0,0 0,666 0,819 34,3 3, ,6 3,8 0,2 3,7 LIMO 16 0,873 77,83 0,24 153,9 148,8 0,0 0,703 0,873 29, ,8 4 0,2 3,9 LIMO 14 0,927 77,83 0,24 148,0 145,2 0,0 0,74 0,927 29,0 4, ,2 0,2 4,1 LIMO 10 0,981 77,83 0,24 135,6 134,9 0,0 0,777 0,981 27,0 4, ,2 4,4 0,2 4,3 ARGILLA 7 1,035 80,64 0,28 138,4 139,6 0,0 0,814 1,035 27,9 4, ,4 4,6 0,2 4,5 LIMO 7 1,089 77,83 0,24 122,9 125,5 0,0 0,851 1,089 25,1 4, ,6 4,8 0,2 4,7 SABBIA 13 1,143 53,64 0,33 122,3 126,5 0,0 0,888 1,143 25, ,8 5 0,2 4,9 ARGILLA 11 1,197 80,64 0,28 153,9 161,0 0,0 0,925 1,197 32,2 5, ,2 0,2 5,1 LIMO 8 1,251 77,83 0,24 124,8 132,0 0,0 0,962 1,251 26,4 5, ,2 5,4 0,2 5,3 ARGILLA 10 1,305 80,64 0,28 148,0 158,2 0,0 0,999 1,305 31,6 5, ,4 5,6 0,2 5,5 ARGILLA 8 1,359 80,64 0,28 138,3 149,3 0,0 1,036 1,359 29,9 5, ,6 5,8 0,2 5,7 ARGILLA 7 1,413 80,64 0,28 132,5 144,4 0,0 1,073 1,413 28, ,8 6 0,2 5,9 LIMO 7 1,467 77,83 0,24 118,6 130,5 0,0 1,11 1,467 26,1 6, ,2 0,2 6,1 ARGILLA 6 1,521 80,64 0,28 125,6 139,5 0,0 1,147 1,521 27,9 6, ,2 6,4 0,2 6,3 LIMO 5 1,575 77,83 0,24 108,4 121,5 0,0 1,184 1,575 24,3 6, ,4 6,6 0,2 6,5 SABBIA 30 1,629 53,64 0,33 152,0 171,8 0,0 1,221 1,629 34,4 6, ,6 6,8 0,2 6,7 LIMO 24 1,683 77,83 0,24 156,8 178,6 0,0 1,258 1,683 35, ,8 7 0,2 6,9 LIMO 7 1,737 77,83 0,24 116,2 133,4 0,0 1,295 1,737 26,7 7, ,2 0,2 7,1 ARGILLA 10 1,791 80,64 0,28 141,6 163,8 0,0 1,332 1,791 32,8 7, ,2 7,4 0,2 7,3 LIMO 16 1,845 77,83 0,24 140,7 164,0 0,0 1,369 1,845 32,8 7, ,4 7,6 0,2 7,5 ARGILLA 8 1,899 80,64 0,28 132,0 154,9 0,0 1,406 1,899 31,0 7, ,6 7,8 0,2 7,7 SABBIA 13 1,953 53,64 0,33 112,0 132,4 0,0 1,443 1,953 26, ,8 8 0,2 7,9 SABBIA 20 2,007 53,64 0,33 128,5 152,9 0,0 1,48 2,007 30,6 8, ,2 0,2 8,1 ARGILLA 6 2,061 80,64 0,28 120,4 144,2 0,0 1,517 2,061 28,8 8, ,2 8,4 0,2 8,3 ARGILLA 5 2,115 80,64 0,28 114,0 137,4 0,0 1,554 2,115 27,5 8, ,4 8,6 0,2 8,5 SABBIA 26 2,169 53,64 0,33 138,3 167,9 0,0 1,591 2,169 33,6 8, ,6 8,8 0,2 8,7 SABBIA 24 2,223 53,64 0,33 134,2 163,9 0,0 1,628 2,223 32, ,8 9 0,2 8,9 LIMO 8 2,277 77,83 0,24 116,1 142,7 0,0 1,665 2,277 28,5 9, ,2 0,2 9,1 ARGILLA 7 2,331 80,64 0,28 123,5 152,6 0,0 1,702 2,331 30,5 9, ,2 9,4 0,2 9,3 ARGILLA 8 2,385 80,64 0,28 127,8 158,8 0,0 1,739 2,385 31,8 9, ,4 9,6 0,2 9,5 ARGILLA 9 2,439 80,64 0,28 131,7 164,6 0,0 1,776 2,439 32,9 9, ,6 9,8 0,2 9,7 ARGILLA 9 2,493 80,64 0,28 131,3 165,0 0,0 1,813 2,493 33, ,8 10 0,2 9,9 ARGILLA 9 2,547 80,64 0,28 130,9 165,3 0,0 1,85 2,547 33,1 10, ,2 0,2 10,1 ARGILLA 13 2,601 80,64 0,28 144,7 183,7 0,0 1,887 2,601 36,7 10, ,2 10,4 0,2 10,3 ARGILLA 11 2,655 80,64 0,28 137,6 175,7 0,0 1,924 2,655 35,1 10, ,4 10,6 0,2 10,5 ARGILLA 10 2,709 80,64 0,28 133,6 171,5 0,0 1,961 2,709 34,3 10, ,6 10,8 0,2 10,7 ARGILLA 9 2,763 80,64 0,28 129,4 166,8 0,0 1,998 2,763 33, ,8 11 0,2 10,9 ARGILLA 9 2,817 80,64 0,28 129,1 167,2 0,0 2,035 2,817 33,4 11, ,2 0,2 11,1 ARGILLA 9 2,871 80,64 0,28 128,7 167,5 0,0 2,072 2,871 33,5 11, ,2 11,4 0,2 11,3 ARGILLA 10 2,925 80,64 0,28 132,2 172,9 0,0 2,109 2,925 34,6 11, ,4 11,6 0,2 11,5 ARGILLA 10 2,979 80,64 0,28 131,9 173,3 0,0 2,146 2,979 34,7 11, ,6 11,8 0,2 11,7 ARGILLA 10 3,033 80,64 0,28 131,5 173,6 0,0 2,183 3,033 34, ,8 12 0,2 11,9 ARGILLA 9 3,087 80,64 0,28 127,4 168,9 0,0 2,22 3,087 33,8 12, ,2 0,2 12,1 ARGILLA 9 3,141 80,64 0,28 127,1 169,2 0,0 2,257 3,141 33,8 12, ,2 12,4 0,2 12,3 ARGILLA 9 3,195 80,64 0,28 126,8 169,5 0,0 2,294 3,195 33,9 12, ,4 12,6 0,2 12,5 ARGILLA 10 3,249 80,64 0,28 130,3 174,9 0,0 2,331 3,249 35,0 12, ,6 12,8 0,2 12,7 ARGILLA 10 3,303 80,64 0,28 130,0 175,2 0,0 2,368 3,303 35, ,8 13 0,2 12,9 ARGILLA 10 3,357 80,64 0,28 129,7 175,6 0,0 2,405 3,357 35,1 13, ,2 0,2 13,1 ARGILLA 10 3,411 80,64 0,28 129,4 175,9 0,0 2,442 3,411 35,2 13, ,2 13,4 0,2 13,3 ARGILLA 10 3,465 80,64 0,28 129,1 176,2 0,0 2,479 3,465 35,2 13, ,4 13,6 0,2 13,5 LIMO 10 3,519 77,83 0,24 116,3 159,3 0,0 2,516 3,519 31,9 13, ,6 13,8 0,2 13,7 LIMO 11 3,573 77,83 0,24 118,8 163,3 0,0 2,553 3,573 32, ,8 14 0,2 13,9 LIMO 11 3,627 77,83 0,24 118,6 163,6 0,0 2,59 3,627 32,7 14, ,2 0,2 14,1 ARGILLA 12 3,681 80,64 0,28 134,7 186,6 0,0 2,627 3,681 37,3 14, ,2 14,4 0,2 14,3 ARGILLA 11 3,735 80,64 0,28 131,2 182,4 0,0 2,664 3,735 36,5 14, ,4 14,6 0,2 14,5 ARGILLA 10 3,789 80,64 0,28 127,5 177,9 0,0 2,701 3,789 35,6 14, ,6 14,8 0,2 14,7 ARGILLA 11 3,843 80,64 0,28 130,7 183,0 0,0 2,738 3,843 36, ,8 15 0,2 14,9 ARGILLA 10 3,897 80,64 0,28 127,0 178,5 0,0 2,775 3,897 35,7 15, ,2 0,2 15,1 ARGILLA 10 3,951 80,64 0,28 126,8 178,7 0,0 2,812 3,951 35,7 15, ,2 15,4 0,2 15,3 ARGILLA 12 4,005 80,64 0,28 133,2 188,4 0,0 2,849 4,005 37,7 15, ,4 15,6 0,2 15,5 ARGILLA 10 4,059 80,64 0,28 126,3 179,3 0,0 2,886 4,059 35,9 15, ,6 15,8 0,2 15,7 ARGILLA 9 4,113 80,64 0,28 122,4 174,3 0,0 2,923 4,113 34, ,8 16 0,2 15,9 ARGILLA 10 4,167 80,64 0,28 125,8 179,8 0,0 2,96 4,167 36,0 16, ,2 0,2 16,1 LIMO 12 4,221 77,83 0,24 118,9 170,4 0,0 2,997 4,221 34,1 16, ,2 16,4 0,2 16,3 LIMO 18 4,275 77,83 0,24 130,8 188,1 0,0 3,034 4,275 37,6 16, ,4 16,6 0,2 16,5 LIMO 15 4,329 77,83 0,24 125,0 180,4 0,0 3,071 4,329 36,1 16, ,6 16,8 0,2 16,7 LIMO 17 4,383 77,83 0,24 128,7 186,2 0,0 3,108 4,383 37, ,8 17 0,2 16,9 LIMO 20 4,437 77,83 0,24 133,6 193,9 0,0 3,145 4,437 38,8 17, ,2 0,2 17,1 LIMO 19 4,491 77,83 0,24 131,8 191,8 0,0 3,182 4,491 38,4 17, ,2 17,4 0,2 17,3 LIMO 22 4,545 77,83 0,24 136,3 199,0 0,0 3,219 4,545 39,8 17, ,4 17,6 0,2 17,5 ARGILLA 32 4,599 80,64 0,28 171,9 251,7 0,0 3,256 4,599 50,3 17, ,6 17,8 0,2 17,7 LIMO 38 4,653 77,83 0,24 154,9 227,6 0,0 3,293 4,653 45, ,8 18 0,2 17,9 LIMO 66 4,707 77,83 0,24 176,6 260,2 0,0 3,33 4,707 52,0 18, ,2 0,2 18,1 LIMO 68 4,761 77,83 0,24 177,7 262,5 0,0 3,367 4,761 52,5 18, ,2 18,4 0,2 18,3 LIMO 50 4,815 77,83 0,24 164,8 244,1 0,0 3,404 4,815 48,8 18, ,4 18,6 0,2 18,5 LIMO 82 4,869 77,83 0,24 185,3 275,3 0,0 3,441 4,869 55,1 18, ,6 18,8 0,2 18,7 LIMO 71 4,923 77,83 0,24 178,8 266,3 0,0 3,478 4,923 53, ,8 19 0,2 18,9 LIMO 48 4,977 77,83 0,24 162,6 242,8 0,0 3,515 4,977 48,6 19, ,2 0,2 19,1 LIMO 63 5,031 77,83 0,24 173,3 259,5 0,0 3,552 5,031 51,9 19, ,2 19,4 0,2 19,3 LIMO 48 5,085 77,83 0,24 162,1 243,5 0,0 3,589 5,085 48,7 19, ,4 19,6 0,2 19,5 LIMO 47 5,139 77,83 0,24 161,1 242,6 0,0 3,626 5,139 48,5 19, ,6 19,8 0,2 19,7 ARGILLA 31 5,193 80,64 0,28 167,5 252,8 0,0 3,663 5,193 50, ,8 20 0,2 19,9 ARGILLA 44 5,247 80,64 0,28 184,5 279,2 0,0 3,7 5,247 55,8 Ravenna 17

19 ,8 20 0,2 19,9 ARGILLA 44 5,247 80,64 0,28 184,5 279,2 0,0 3,7 5,247 55,8 20, ,2 0,2 20,1 ARGILLA 29 5,301 80,64 0,28 163,9 248,7 0,0 3,737 5,301 49,7 20, ,2 20,4 0,2 20,3 ARGILLA 42 5,355 80,64 0,28 181,6 276,2 0,0 3,774 5,355 55,2 20, ,4 20,6 0,2 20,5 LIMO 52 5,409 77,83 0,24 164,1 250,2 0,0 3,811 5,409 50,0 20, ,6 20,8 0,2 20,7 ARGILLA 38 5,463 80,64 0,28 176,1 269,2 0,0 3,848 5,463 53, ,8 21 0,2 20,9 LIMO 43 5,517 77,83 0,24 156,4 239,7 0,0 3,885 5,517 47,9 21, ,2 0,2 21,1 LIMO 84 5,571 77,83 0,24 183,4 281,8 0,0 3,922 5,571 56,4 21, ,2 21,4 0,2 21,3 LIMO 81 5,625 77,83 0,24 181,6 279,7 0,0 3,959 5,625 55,9 21, ,4 21,6 0,2 21,5 LIMO 21 5,679 77,83 0,24 131,2 202,6 0,0 3,996 5,679 40,5 21, ,6 21,8 0,2 21,7 LIMO 14 5,733 77,83 0,24 118,9 184,0 0,0 4,033 5,733 36, ,8 22 0,2 21,9 LIMO 14 5,787 77,83 0,24 118,8 184,2 0,0 4,07 5,787 36,8 22, ,2 0,2 22,1 LIMO 14 5,841 77,83 0,24 118,6 184,4 0,0 4,107 5,841 36,9 22, ,2 22,4 0,2 22,3 ARGILLA 14 5,895 80,64 0,28 131,7 205,2 0,0 4,144 5,895 41,0 22, ,4 22,6 0,2 22,5 ARGILLA 15 5,949 80,64 0,28 134,1 209,4 0,0 4,181 5,949 41,9 22, ,6 22,8 0,2 22,7 ARGILLA 17 6,003 80,64 0,28 138,7 217,1 0,0 4,218 6,003 43, ,8 23 0,2 22,9 ARGILLA 16 6,057 80,64 0,28 136,2 213,7 0,0 4,255 6,057 42,7 23, ,2 0,2 23,1 ARGILLA 17 6,111 80,64 0,28 138,4 217,5 0,0 4,292 6,111 43,5 23, ,2 23,4 0,2 23,3 ARGILLA 16 6,165 80,64 0,28 135,9 214,1 0,0 4,329 6,165 42,8 23, ,4 23,6 0,2 23,5 ARGILLA 16 6,219 80,64 0,28 135,7 214,3 0,0 4,366 6,219 42,9 23, ,6 23,8 0,2 23,7 ARGILLA 18 6,273 80,64 0,28 140,1 221,7 0,0 4,403 6,273 44, ,8 24 0,2 23,9 ARGILLA 17 6,327 80,64 0,28 137,7 218,4 0,0 4,44 6,327 43,7 24, ,2 0,2 24,1 ARGILLA 17 6,381 80,64 0,28 137,5 218,6 0,0 4,477 6,381 43,7 24, ,2 24,4 0,2 24,3 ARGILLA 17 6,435 80,64 0,28 137,4 218,8 0,0 4,514 6,435 43,8 24, ,4 24,6 0,2 24,5 ARGILLA 20 6,489 80,64 0,28 143,6 229,2 0,0 4,551 6,489 45,8 24, ,6 24,8 0,2 24,7 ARGILLA 24 6,543 80,64 0,28 150,9 241,4 0,0 4,588 6,543 48, ,8 25 0,2 24,9 ARGILLA 24 6,597 80,64 0,28 150,8 241,6 0,0 4,625 6,597 48,3 25, ,2 0,2 25,1 ARGILLA 22 6,651 80,64 0,28 147,0 236,0 0,0 4,662 6,651 47,2 25, ,2 25,4 0,2 25,3 ARGILLA 29 6,705 80,64 0,28 158,6 255,2 0,0 4,699 6,705 51,0 25, ,4 25,6 0,2 25,5 ARGILLA 25 6,759 80,64 0,28 152,0 245,1 0,0 4,736 6,759 49,0 25, ,6 25,8 0,2 25,7 ARGILLA 23 6,813 80,64 0,28 148,3 239,6 0,0 4,773 6,813 47, ,8 26 0,2 25,9 ARGILLA 28 6,867 80,64 0,28 156,5 253,4 0,0 4,81 6,867 50,7 26, ,2 0,2 26,1 LIMO 36 6,921 77,83 0,24 145,8 236,5 0,0 4,847 6,921 47,3 26, ,2 26,4 0,2 26,3 ARGILLA 32 6,975 80,64 0,28 162,1 263,5 0,0 4,884 6,975 52,7 26, ,4 26,6 0,2 26,5 ARGILLA 33 7,029 80,64 0,28 163,4 266,0 0,0 4,921 7,029 53,2 26, ,6 26,8 0,2 26,7 ARGILLA 28 7,083 80,64 0,28 155,9 254,3 0,0 4,958 7,083 50, ,8 27 0,2 26,9 ARGILLA 22 7,137 80,64 0,28 145,5 237,9 0,0 4,995 7,137 47,6 27, ,2 0,2 27,1 ARGILLA 22 7,191 80,64 0,28 145,4 238,1 0,0 5,032 7,191 47,6 27, ,2 27,4 0,2 27,3 ARGILLA 20 7,245 80,64 0,28 141,4 232,0 0,0 5,069 7,245 46,4 27, ,4 27,6 0,2 27,5 LIMO 18 7,299 77,83 0,24 122,7 201,7 0,0 5,106 7,299 40,3 27, ,6 27,8 0,2 27,7 LIMO 17 7,353 77,83 0,24 120,9 199,1 0,0 5,143 7,353 39, ,8 28 0,2 27,9 ARGILLA 20 7,407 80,64 0,28 141,0 232,5 0,0 5,18 7,407 46,5 28, ,2 0,2 28,1 ARGILLA 25 7,461 80,64 0,28 149,9 247,7 0,0 5,217 7,461 49,5 28, ,2 28,4 0,2 28,3 ARGILLA 21 7,515 80,64 0,28 142,6 236,1 0,0 5,254 7,515 47,2 28, ,4 28,6 0,2 28,5 ARGILLA 20 7,569 80,64 0,28 140,5 233,1 0,0 5,291 7,569 46,6 28, ,6 28,8 0,2 28,7 LIMO 21 7,623 77,83 0,24 126,7 210,5 0,0 5,328 7,623 42, ,8 29 0,2 28,9 ARGILLA 22 7,677 80,64 0,28 144,0 239,8 0,0 5,365 7,677 48,0 29, ,2 0,2 29,1 ARGILLA 34 7,731 80,64 0,28 162,6 271,1 0,0 5,402 7,731 54,2 29, ,2 29,4 0,2 29,3 LIMO 38 7,785 77,83 0,24 145,7 243,3 0,0 5,439 7,785 48,7 29, ,4 29,6 0,2 29,5 LIMO 22 7,839 77,83 0,24 127,6 213,6 0,0 5,476 7,839 42,7 29, ,6 29,8 0,2 29,7 LIMO 10 7,893 77,83 0,24 105,6 176,9 0,0 5,513 7,893 35, ,8 30 0,2 29,9 LIMO 10 7,947 77,83 0,24 105,5 177,1 0,0 5,55 7,947 35,4 Diagramma di resistenza profilo di velocità delle onde di taglio S (m/sec) Qc (kg/cmq) Vs (m/sec) 0,0 180,0 360,0 540,0 0 Vs 30 hi, N V 178 / sec 30 m i 1 S, i profondità (m) profondità (m) Categ. D Categ. C C ate g. B Ravenna 18

20 Il valore di Vs30 calcolato risulta: Vs30 = 178 m/s e quindi la Categoria di suolo è D. Tale valore và assunto con uno scarto di ±10%, come per tutti i metodi di acquisizione di tale parametro. Vs30 = 178 m/s Categoria di suolo D Con il foglio di calcolo redatto dallo scrivente, è stato stimato anche il periodo fondamentale T1 del deposito stratificato orizzontalmente, utilizzando le due correlazioni proposte da Dobry et alii, 1976, modificato in Linee Guida AGI Aspetti geotecnici della progettazione in zona sismica I due metodi utilizzano le seguenti espressioni: media pesata delle velocità delle onde di taglio: T 4H 1 = 0,63 sec V S V S n i1 VSi Hi H somma dei periodi naturali di ciascuno strato T 2 1 = 0,67 sec n i1 V Si H i H 3 Inoltre visto che l abitato di Piangipane è situato tutto sulla medesima unità geologica per la classificazione della categoria di suolo si è fatto ricorso anche ad una indagine geofisica bibliografica eseguita poco più a nord del paese per la redazione del POC piano operativo comunale di Ravenna. In FIGURA 3.2 è riportato uno stralcio della CTR del comune di Ravenna con l ubicazione dell indagine geofisica n.36 eseguita poco a nord rispetto all abitato di Piangipane per la redazione del POC. Ravenna 19

21 FIGURA 3.2 Stralcio CTR ed ubicazione prova geofisica n.36 La prova bibliografica considerata è stata eseguita attraverso un indagine sismica passiva a stazione singola con metodologia HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio); questa tecnica è basata sui rapporti spettrali H/V e consente nel calcolare il rapporto degli spettri di Fourier del rumore sismico nel piano orizzontale H (generalmente lo spettro H viene calcolato come media degli spettri di Fourier delle componenti orizzontali NS ed EW ) e della componente verticale V. ( rotremori_hvsr.htm) Queste indagini sono state eseguite mediante TROMINO e rielaborate mediante software GRILLA che ha consentito di determinare il valore di Vs 30. I risultati dell indagine sono di seguito riportati. Ravenna 20

22 Ravenna 21

23 Ravenna 22

24 30 Vs30 170m / sec h i i, N V 1 S, i Ravenna 23

25 Il valore di Vs30 calcolato risulta: Vs30 = 170 m/s e quindi anche in questo caso la Categoria di suolo è D. Vs30 = 170 m/s Categoria di suolo D Anche in questo caso si riscontra la stessa categoria di suolo di fondazione che dunque risulta essere D. Ravenna 24

26 Atto di indirizzo, n 112 del 2 maggio 2007 La classificazione sismica introdotta con l Atto di Indirizzo e coordinamento tecnico per la microzonizzazione sismica della regione Emilia Romagna, prevede per il comune di Ravenna la seguente accelerazione massima orizzontale di picco al suolo, cioè per T=0, espressa in frazione dell accelerazione di gravità g (a gref ): Accelerazione PGA (Vs30<350m/sec) = 0,163 g suolo rigido (Vs30>800 m/sec) Per valori di Vs 30 fino a 300 m/s il fattore di amplificazione è F.A.=1,5. Lo spettro di risposta elastico caratteristico (Tempo di ritorno 475 anni, smorzamento del 5%) di questo terreno è riportato nella FIGURA 3.1. accelerazione suolo A = 0,163 F.A. = 1,5 PGA(To)= 0,2445 g accelerazione spettrale F.A.*P.G.A. (g) Periodo T (sec) Sa/a ref razione spettrale 0, ,24 0,040 1, ,34 0,070 1, ,43 0,100 2, ,56 0,70 0,150 2, ,64 0,200 2, ,66 0,300 2, ,60 0,60 0,400 1, ,45 0,500 1, ,35 0,750 0, ,23 0,50 1,000 0, ,16 1,500 0, ,09 2,000 0,2307 0,06 0,40 0,30 0,20 0,10 Spettro di risposta "Atto di indirizzo R.E.R." Comune di Ravenna RA accelerazione spettrale 0,00 0,000 0,500 1,000 1,500 2,000 2,500 Periodo T (sec) FIGURA 3.1 Spettro di risposta per il suolo rilevato a Ravenna Ravenna 25

27 Azioni simiche D.M. 14 gennaio 2008 La classificazione sismica introdotta dall OPCM 3519/2006, recepita dal D.M. 14/01/2008, prevede per questa zona del Comune di Ravenna una accelerazione massima orizzontale di picco al suolo, cioè per T=0 e su suolo rigido (Vs 30 >800m/sec), appartenente all intervallo 0,150 0,175, con una probabilità di superamento del 10% in 50 anni. Secondo il vigente D.M., gli spettri di risposta rappresentano delle componenti (orizzontale e verticale) delle azioni sismiche di progetto di un generico sito del territorio nazionale. In FIGURA 3.3 si riporta un particolare della mappa di pericolosità sismica redatta dall INGV, secondo la Tabella 1, allegata alle nuove Norme Tecniche per le Costruzioni. FIGURA 3.3 Carta pericolosità sismica, da progetto DCP INGV S1. fonte: Per la scelta della strategia di progettazione, il progettista procede in funzione delle caratteristiche dell opera progettata e definisce lo spettro di risposta. Ai fini della normativa, le forme spettrali sono definite, per ciascuna delle probabilità di superamento nel periodo di riferimento P VR, a partire dai valori dei seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale: a g accelerazione orizzontale massima al sito; F o valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale T* C periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale. In allegato alla norma per tutti i siti italiani, sono forniti i valori di ag, Fo e T*C necessari per la determinazione delle azioni sismiche. Nella Tabella 3.2 tratta dalla normativa si riportano i valori di probabilità di superamento per i diversi stati limiti a cui si può spingere la progettazione. Ravenna 26

28 Tabella D.M Probabilità di superamento P VR al variare dello stato limite considerato Di seguito si riportano i parametri sismici calcolati secondo un approccio sito dipendente. Come indicato nell Allegato A del D.M. 14 gennaio 2008, si possono ottenere i valori dei suddetti parametri spettrali (ag, F 0 e T*c) del sito in esame utilizzando come riferimento le informazioni disponibili nel reticolo di riferimento (FIGURA 3.4). FIGURA 3.4 vertici della griglia di riferimento (fonte: Si valutano i parametri spettrali ag, F0 e T*c per il sito di progetto (approccio sito-dipendente ) a titolo esemplicativo considerando l amplificazione stratigrafica e topografica (T1) (Cap. 3.2 del D.M.2008) la categoria del sottosuolo (D) e la classe d uso della costruzione (II) (Cap. 2.4 del D.M. 2008). Parametri sismici Tipo di elaborazione: Stabilità dei pendii e fondazioni Sito in esame. latitudine: 44, longitudine: 12, Classe: 2 Vita nominale: 50 Siti di riferimento Sito 1 ID: Lat: 44,4266Lon: 12,0905 Distanza: 187,076 Sito 2 ID: Lat: 44,4274Lon: 12,1604 Distanza: 5459,602 Sito 3 ID: Lat: 44,3774Lon: 12,1615 Distanza: 7675,846 Sito 4 ID: Lat: 44,3766Lon: 12,0916 Distanza: 5401,638 Parametri sismici Categoria sottosuolo: D Categoria topografica: T1 Periodo di riferimento: 50anni Coefficiente cu: 1 Ravenna 27

29 Operatività (SLO): Probabilità di superamento: 81 % Tr: 30 [anni] ag: 0,051 g Fo: 2,449 Tc*: 0,262 [s] Danno (SLD): Probabilità di superamento: 63 % Tr: 50 [anni] ag: 0,063 g Fo: 2,471 Tc*: 0,277 [s] Salvaguardia della vita (SLV): Probabilità di superamento: 10 % Tr: 475 [anni] ag: 0,169 g Fo: 2,520 Tc*: 0,283 [s] Prevenzione dal collasso (SLC): Probabilità di superamento: 5 % Tr: 975 [anni] ag: 0,223 g Fo: 2,478 Tc*: 0,287 [s] Coefficienti Sismici SLO: Ss: 1,800 Cc: 2,440 St: 1,000 Kh: 0,018 Kv: 0,009 Amax: 0,894 Beta: 0,200 SLD: Ss: 1,800 Cc: 2,380 St: 1,000 Kh: 0,023 Kv: 0,011 Amax: 1,111 Beta: 0,200 SLV: Ss: 1,760 Cc: 2,350 St: 1,000 Ravenna 28

30 Kh: 0,071 Kv: 0,036 Amax: 2,919 (Amax/g=0,297) Beta: 0,240 SLC: Ss: 1,570 Cc: 2,330 St: 1,000 Kh: 0,098 Kv: 0,049 Amax: 3,429 Beta: 0,280 Geostru software - Magnitudo di progetto Nella FIGURA 3.5 sono riportati i sismi che hanno colpito in un raggio di 50 km attorno al sito di intervento, tra la provincia di Ferrara, Forlì-Cesena e quella di Ravenna in tempi storici. FIGURA 3.5 : sismi che hanno colpito l area in esame in un raggio di 50 km (Fonte: Ravenna 29

31 In FIGURA 3.6 è visibile il grafico di disaggregazione, in cui si riporta il contributo percentuale alla pericolosità delle diverse coppie di magnitudo e distanza, con cui si individua la coppia di valori che domina lo scenario sismico. FIGURA Grafico di disaggregazione Dunque la magnitudo massima attesa nei tempi di ritorno adottati è di 4,99 Mw, ovvero 5,00 Mw, con una distanza epicentrale di 9,470 km circa. Ravenna 30

32 vigente) 3.2. ANALISI DI III LIVELLO - LIQUEFAZIONE DELLE SABBIE (secondo normativa L obiettivo della riduzione del rischio sismico passa anche per l analisi delle componenti territoriali che possono innescare fenomeni negativamente impattanti con le strutture antropiche e la loro sicurezza. Vale comunque la pena evidenziare che laddove sono presenti i caratteri predisponenti, non è detto che si possano realizzare le condizioni di cause scatenanti; ovvero un terreno sabbioso può avere tutti i requisiti granulometrici e di addensamento per liquefarsi, ma nell area non si verificherà un sisma con energia sufficiente ad indurre liquefazione. In particolare vengono ritenuti motivi di esclusione dalla verifica a liquefazione, la verifica di almeno una di queste circostanze: 1. Eventi sismici attesi di magnitudo di momento Mw inferiore a 6 e durata inferiore a 15 sec. ( La Liquefazione del terreno in condizioni sismiche Crespellani, Nardi, Simoncini Zanichelli 1988). 2. Accelerazioni massime attese al piano campagna in condizioni free-field minori di 0,1g; 3. Accelerazioni massime al paino campagna in condizioni free-field minori di 0,15g e terreni con caratteristiche ricadenti in una delle tre seguenti categorie: frazione di fine, FC, superiore al 20%, con indice di plasticità PI>10; FC 35% e resistenza (N 1 ) 60 >20; FC 5% e resistenza (N 1 ) 60 >25 Dove (N 1 ) 60 è il valore normalizzato della resistenza penetrometrica della prova SPT. 4. Distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella FIGURA 3.7 da distinguere i materiali in funzione del coefficiente di uniformità U c <3,5 o U c >3,5. 5. Profondità media stagionale della falda superiore ai 15m dal piano campagna. 6. Copertura di strati superficiali non liquefacibili con spessore maggiore di 3m, oppure con spessore maggiore di 5m per magnitudo maggiori di M>7. 7. Un ulteriore motivo di esclusione dalla verifica di liquefazione è dato dal valore della densità relativa Dr del deposito. Gibbs ha eseguito diversi studi su risultati di vari autori stabilendo che una densità relativa pari a 70% è valore limite tra terreni liquefacibili e non liquefacibili ( Manuale di geotecnica per l ingegneria civile di Nunziante Marino, Maggioli Editore, 2006), di conseguenza tutti i terreni con Dr > 70% vengono automaticamente esclusi dalla verifica alla liquefazione. FIGURA Fasce granulometriche per la valutazione preliminare della suscettibilità alla liquefazione di un terreno Ravenna 31

33 Per la verifica della liquefazione delle sabbie è stato utilizzato un software di calcolo che analizzando ogni strato da 20 cm individuato dalle prove CPT, ne verifica la potenzialità di liquefazione. Ai fini del calcolo è stata considerata la prova penetrometrica statica CPT1, rif , spinta fino alla profondità di -30,00 m da p.c.. Utilizzando i dati di input visualizzati in FIGURA 3.8, Magnitudo Momento Mw 5.50 e P.G.A. 0.24, se ne deduce che nell area di studio il fenomeno della liquefazione non è un effetto di sito atteso. FIGURA 3.8: Dati input e metodi di calcolo adottati. In FIGURA 3.9, si riporta un diagramma CSR, qc 1 N, cs, in cui si schematizzano i comportamenti di non liquefazione degli strati esaminati. FIGURA 3.9 Diagramma per la stima della resistenza normalizzata alla liquefazione CRR di un terreno sabbioso saturo in funzione della percentuale di fini FC e sulla base dei valori q c corretti. Ravenna 32

34 Dei calcoli effettuati si riporta solo la sintesi dei risultati finali. Inoltre è stato verificato l indice del potenziale di liquefazione, I L, definito dalla seguente relazione: 20 0 I L F( z) w( z) dz, in cui z è la profondità dal piano di campagna in metri e w(z)=10-0.5z Ad una quota z il fattore F(z)=F vale: F 1 F L se F L 1.0 F 0 se F L >1.0 dove F L è il fattore di sicurezza alla liquefazione alla quota considerata. Con il software si calcola, per i primi -20,00 m da p.c. il valore del potenziale di liquefazione per tutti gli strati incoerenti (Metodo Iwasaki). In base alla Tabella 3.3 e 3.4 si può affermare che i terreni non sono liquefacibili Potenziale Liquefazione I PL Classificazione I PL = 0 Non liquefacibile 0 < I PL 2 Basso 2 < I PL 5 Moderato 5 < I PL 15 Alto I PL 15 Molto Alto Tabella 3.3 Classificazione indice potenziale liquefazione CPT Potenziale Liquefazione I PL CPT1 0,00 Tabella 3.4 Potenziale liquefazione ANALISI DI III LIVELLO - LIQUEFAZIONE DELLE SABBIE (post evento sismico) Lo scrivente ritiene che dopo l evento sismico del 20 e del 29 maggio 2012 sia necessaria una revisione dei parametri di input nelle analisi sugli effetti di sito. Vengono dunque riproposti i calcoli con una magnitudo momento pari a Mw=6,14, e non più Mw=5,50 e una accelerazione P.G.A. pari a 0,30 (il terremoto del 20 maggio si è propagato con una accelerazione di 0,35g P.G.A., come visibile dalla figura seguente). Ravenna 33

35 Utilizzando i dati di input visualizzati in FIGURA 3.10 se ne deduce che nell area di studio il fenomeno della liquefazione non è un effetto di sito atteso. FIGURA 3.10: Dati input e metodi di calcolo adottati. Ravenna 34

36 In FIGURA 3.11, si riporta un diagramma CSR, qc 1 N, cs, in cui si schematizzano i comportamenti di liquefazione e non liquefazione degli strati esaminati. FIGURA 3.11 Diagramma per la stima della resistenza normalizzata alla liquefazione CRR di un terreno sabbioso saturo in funzione della percentuale di fini FC e sulla base dei valori q c corretti. CPT Potenziale Liquefazione I PL CPT1 0,81 Tabella 3.4 Potenziale liquefazione In base alla Tabella 3.3 si può affermare che i terreni presentano un basso potenziale di liquefazione ANALISI III LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI TERRENI GRANULARI Dell elaborazione completa dei cedimenti post sismici si riporta solo il risultato finale; sono stati stimati i cedimenti postsismici nei banchi sabbiosi rilevati con la prova penetrometrica CPT1 con rif spinta fino alla profondità di -30,00 m da p.c.. Dalle elaborazioni informatiche, si ricava che con una Magnitudo di 5.50, solo alcuni dei livelli hanno il fattore di resistenza alla liquefazione inferiore a 1,25 (EC-8), determinando cedimenti post sismici nei terreni granulari pari a 0,22 (trascurabili) (Tabella 3.5). Utilizzando invece una Magnitudo di 6.14, più livelli hanno il fattore di resistenza alla liquefazione inferiore a 1,25 (EC-8), determinando cedimenti post sismici nei terreni granulari pari a 1,15 (Tabella 3.5). CPT Cedimenti postsismici (cm) Cedimenti Postsismici (cm) Mw=5,5 PGA= 0,24 Mw=6,14 PGA=0,30 CPT1 0,22 1,15 Tabella 3.5 Cedimenti post-sismici Ravenna 35

37 3.4. ANALIDI III LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI NEI TERRENI COESIVI SOFFICI (normativa vigente) Per l Atto di Indirizzo nr.112/2007, nei depositi coesivi molto soffici (cu 70kPa) e plastici (Ip 30%) u in cui si prevede un incremento delle pressioni interstiziali 0. 3 durante il terremoto di riferimento deve ' 0 essere stimato il cedimento di riconsolidazione conseguente alla dissipazione delle pressioni interstiziali accumulatesi durante il terremoto. Tale rapporto può essere valutato dal grafico riportato in FIGURA 3.10 in funzione della deformazione indotta dal terremoto di progetto negli strati di terreno. Tale deformazione è valutabile utilizzando la seguente espressione: 1 deformazione (%) max 0.65 ag,rif S v0rd G eq. (3.2) Il significato dei termini che compaiono nella eq. 3.2 è: a g rif = accelerazione di riferimento per il comune allo studio (Ravenna a rif =0,163g); S= fattore di amplificazione funzione della velocità di propagazione delle onde di taglio Vs e dunque della stratigrafia dei terreni (nel caso in esame F.A.=1,5); vo = carico litostatico in termini di tensioni totali; rd= 1-0,00765z (Youd, et al., 2001) per z 9,15m; G= valore ridotto di Go funzione dell accelerazione a max ; Go= modulo di taglio alle piccole deformazioni. FIGURA 3.10: Valore del rapporto di pressione interstiziale ru in funzione della deformazione di taglio massima indotta dal terremoto Per il calcolo dei cedimenti post-sismici per terreni coesivi lo scrivente ha prelevato due campioni indisturbato Sh1 e Sh2, in corrispondenza della prova penetrometrica CPT1 a profondità di -1,80/-2,20 m da p.c. e -4,20/-4,60, questi due campioni di terreno possono essere ritenuti rappresentativi dei terreni coesivi rilevati in sito. I campioni sono stati sottoposti a prove di laboratorio quali Limiti di Atterberg e prova di consolidazione edometrica. Ravenna 36

38 Strato 1 Rp=1200kPa Cu=60kPa e 0 =1,047 IP=26% Strato 2 Rp=830kPa Cu=41,5kPa e 0 =0,838 IP=12% Strato 3 Rp=990kPa Cu=49,5kPa e 0 =1,000 IP=30% FIGURA parametrizzazione geotecnica che interviene nel calcolo dei cedimenti postsismici STRATO 1 Il campione Sh1 è rappresentativo dello strato 1, ed è stato classificato come un argilla debolmente limosa di color marrone oliva. La sua Rp media è di 1200kPa, da cui deriva una coesione non drenata Cu=60kPa. L indice dei vuoti misurata in laboratorio è uguale a e 0 =1,047. Il campione presenta un indice di plasticità Ip pari a 26% pertanto non soddisferebbe le condizioni iniziali di calcolo (IP 30 e Cu 70 kpa), e quindi non necessiterebbe di verifica, ma per prudenza si procede lo stesso per lo strato 1. STRATO 2 Il Campione SH2 è rappresentativo dello strato 2; esso è classificato come un limo con argilla grigio verde. I terreni moderatamente consistenti immersi in falda presenti dalla profondità di -4,00 m da p.c. fino a - 6,40m da p.c. hanno valori di coesione media Cu pari a 41,5kPa per cui inferiori al valore di riferimento normativo (Cu 70kPa), ma l indice plastico IP è pari al 12%. Questo carattere poco plastico è dovuto alla presenza di sedimenti attritivi come i limi. Non serve procedere al calcolo del cedimento postsismico. Ravenna 37

39 STRATO 3 Di questo strato non si è prelevato il campione, poiché è già in profondità e difficilmente le basse energie sismiche del ravennate possono indurre incrementi di pressioni interstiziali superiori del 30% del carico litostatico efficace (che è la condizioni affinché si abbiano cedimenti significativi dal punto di vista ingegneristico). Comunque per esso si attribuisce un indice dei vuoti e 0 =1, la Rp media è 990kPa, la Cu=49,5kPa, e conservativamente gli si attribuisce un indice plastico del 30%. Le accelerazioni di zona sono pari ad ag=0,163 ed il F.A.=1,5 (Atto 112/2007). STRATO 1 k 406 ARGILLE (Mayne & Rix, 1993) a 0,695 0,695 b -1, qc G0 1,13 e 0 1,047 ag= 0,163 e0 qc 1200 kpa S= 1,5 Go kpa PGA= 0, kg/cm 2 G/Go= 0,43325 G= Fattore di riduzione del modulo di Taglio G in SABBIE funzione (Rix di & PGA Stokoe, 1991) k 1634 a 0,25 0,1 0,2 0,3 0,4 0,9 b 0,375 0,8 0,5 0,35 0,28 s'vo 104 0,8 qc 5000 kpa 12,95521 Go 0, ,914 kpa 799,566 kg/cm2 0,6 G/Go 0,5 0,4 0,3 0,2 0, ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 PGA Amax (g) y = x ,59x - 0,0482 r u Du / s' 0 valore del rapporto di pressione interstiziale ru in funzione della deformazione massima indotta dal terremoto y = x ,22x - 0,0766 y = 3E+07x x ,3x - 0,1379 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,001 0,002 0,003 0,1 0 0,035 0,11 0,2 0,63 0,91 1,02 0 0,02 0,05 0,085 0,28 0,52 0,68 0 0, ,0275 0,0001 0,08 0,1425 0,455 0,0010,715 0,85 0,01 g gamma 1,1 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Profondità metà strato (m): 2,4m carico litostatico efficaces' o 37 kpa amax 1 profondità falda da p.c. (m) 1,8m 0 0, max ,090 v rd g G carico litostatico totales 0 43 kpa 0,090 0,090 arif S sigma vo Go G/Go G rd gamma max r u medio r u minimo r u massimo a/g kpa kpa kpa % Du/s' 0 Du/s' 0 Du/s' 0 Strato1 0,163 1, ,94 0, , , ,090 0,054 0,129 0, ,00001 Ravenna 38

40 Il rapporto di pressione interstiziale è inferiore a 0,30 per cui non si procede al calcolo del cedimento postsismico nel terreno coesivo soffice. STRATO 2 Non si procede in quanto non plastico STRATO 3 k 406 ARGILLE (Mayne & Rix, 1993) a 0,695 0, q b -1,13 c G0 1,13 e 0 1 ag= 0,163 e0 qc 990 kpa S= 1,5 Go kpa PGA= 0, kg/cm 2 G/Go= 0,43325 G= G/Go Fattore di riduzione del modulo di Taglio G SABBIE in funzione (Rix & di Stokoe, PGA 1991) k 1634 a 0,25 0,1 0,2 0,3 0,4 0,9 b 0,375 0,8 0,5 0,35 0,28 s'vo 104 0,8 qc 5000 kpa 12,95521 Go ######## kpa 0,7 799,566 kg/cm2 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 PGA Amax (g) Ravenna 39

41 y = x ,59x - 0,0482 r u Du / s' 0 valore del rapporto di pressione interstiziale ru in funzione della deformazione massima indotta dal terremoto y = x ,22x - 0,0766 y = 3E+07x x ,3x - 0,1379 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,001 0,002 0,003 0,1 0 0,035 0,11 0,2 0,63 0,91 1,02 0 0,02 0,05 0,085 0,28 0,52 0,68 0 0, ,0275 0,0001 0,08 0,1425 0,455 0,0010,715 0,85 0,01 g gamma 1,1 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Profondità metà strato (m): 12,4 m carico litostatico efficaces' o 125 kpa amax profondità falda da p.c. (m) 1,8m 0 0, max ,624 v r g carico litostatico totales kpa 0,624 0,624 d 1 G arif S sigma vo Go G/Go G rd gamma max r u medio r u minimo r u massimo a/g kpa kpa kpa % Du/s' 0 Du/s' 0 Du/s' 0 Strato1 0,163 1, ,45 0, , , ,624 0,423 0,701 Il rapporto di pressione interstiziale è pari a 0,624 per cui si procede al calcolo del cedimento postsismico nel terreno coesivo soffice. Per il calcolo del cedimento post-sismico si ricorre all equazione 3.3: Cr 1 H H log eq e u 0 1 ' 0 Sostituendo con i seguenti valori per lo strato considerato: H = 7,20m = 1,25 (valore compreso tra 1 e 1,5) e 0 = 1,00 u/ 0 ) = 0,385 Dalla prova di consolidazione edometrica si ricava il coefficiente di compressibilità del terreno Cc, da cui poi si ricava il Cr: Cc=0,15 Cr = 0,225 x 0,15 = 0,033 Sostituendo, si ricava: Ravenna 40

42 CEDIMENTO POST-SISMICO IN TERRENI COESIVI SOFFICI CON Cu<70kPa e IP>30% Spessore strato H = 720 cm H (mm) = 20 Cc= 0,15 SH1 iniziale Cr e 0 = 0,914 1 Cr= 0,0330 H H 1 e 0 log u 1 ' 0 sv (kpa) DH (mm) logsv(kpa) e% DH/H e 0 Mo (kpa)de/dlog 10 s v 12,3 0,222 1,0899 0,00 0,0000 0,914 24,5 0,395 1,3892 0,00 0,0000 0,914 #DIV/0! 0, ,785 1,6902 0,37 0,0037 0, , ,279 1,9912 2,72 0,0272 0, , ,813 2,2923 5,67 0,0567 0, , ,452 2,5933 9,72 0,0972 0, , ,118 2, ,23 0,1423 0, , ,912 3, ,90 0,1890 0, , ,627 2, ,22 0,1722 0, , ,325 1, ,86 0,1486 0, ,0392 Calcolo del cedimento post-sismico nei terreni coesivi soffici Cc indice di compressibilità CR rapporto di compressione RR rapporto di ricompressione e 0 = 1 minimo DH= 3,54 cm rapporto r u = 0,423 medio DH= 6,30 cm rapporto r u = 0,624 m assimo DH= 7,79 cm rapporto r u = 0,701, Curva indice dei vuoti e 0 -log10s v ' Curva di compresionee-s' v e 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 Log10sv (kpa) ev(%) carico (kpa) DH= 6,30 cm ANALIDI III LIVELLO - CALCOLO CEDIMENTI POSTSISMICI NEI TERRENI COESIVI SOFFICI (post evento sismico) Così come per la liquefazione delle sabbie anche i calcoli dei cedimenti post sismici vengono ricalcolati con dati di imput ricavati dal terremoto avvenuto il 20 maggio. Ravenna 41

43 STRATO 1 k 406 ARGILLE (Mayne & Rix, 1993) a 0,695 0,695 b -1, qc G0 1,13 e 0 1,047 ag= 0,2 e0 qc 1200 kpa S= 1,5 Go kpa PGA= 0, kg/cm 2 G/Go= 0,35 G= G/Go Fattore di riduzione del modulo di Taglio G SABBIE in funzione (Rix & di Stokoe, PGA 1991) k 1634 a 0,25 0,1 0,2 0,3 0,4 0,9 b 0,375 0,8 0,5 0,35 0,28 s'vo 104 0,8 qc 5000 kpa 12,95521 Go 0,7 ######## kpa 799,566 kg/cm2 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 PGA Amax (g) y = x ,59x - 0,0482 y = x ,22x - 0,0766 r u Du / s' 0 valore del rapporto di pressione interstiziale ru in funzione della deformazione massima indotta dal terremoto y = 3E+07x x ,3x - 0,1379 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,001 0,002 0,003 0,1 0 0,035 0,11 0,2 0,63 0,91 1,02 0 0,02 0,05 0,085 0,28 0,52 0,68 0 0, ,0275 0,0001 0,08 0,1425 0,455 0,001 0,715 0,85 0,01 g gamma 1,1 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Profondità metà strato (m): 2,4m carico litostatico efficaces' o 37 kpa amax profondità falda da p.c. (m) 1,8m 0 0, max ,170 v g carico litostatico totales 0 43 kpa 0,170 0,170 1 rd G arif S sigma vo Go G/Go G rd gamma max r u medio r u minimo r u massimo a/g kpa kpa kpa % Du/s' 0 Du/s' 0 Du/s' 0 Strato1 0,2 1, ,94 0, , , ,170 0,105 0,248 0, ,00001 Il rapporto di pressione interstiziale è inferiore a 0,30 per cui non si procede al calcolo del cedimento postsismico nel terreno coesivo soffice. Ravenna 42

44 STRATO 3 k 406 ARGILLE (Mayne & Rix, 1993) a 0,695 0,695 b -1, qc G0 1,13 e 0 1 ag= 0,2 e0 qc 990 kpa S= 1,5 Go kpa PGA= 0, kg/cm 2 G/Go= 0,35 G= G/Go Fattore di riduzione del modulo di Taglio G SABBIE in funzione (Rix & di Stokoe, PGA 1991) k 1634 a 0,25 0,1 0,2 0,3 0,4 0,9 b 0,375 0,8 0,5 0,35 0,28 s'vo 104 0,8 qc 5000 kpa 12,95521 Go 0,7 ######## kpa 799,566 kg/cm2 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 PGA Amax (g) y = x ,59x - 0,0482 y = x ,22x - 0,0766 r u Du / s' 0 valore del rapporto di pressione interstiziale ru in funzione della deformazione massima indotta dal terremoto y = 3E+07x x ,3x - 0,1379 0,0001 0,0002 0,0003 0,0004 0,001 0,002 0,003 0,1 0 0,035 0,11 0,2 0,63 0,91 1,02 0 0,02 0,05 0,085 0,28 0,52 0,68 0 0, ,0275 0,0001 0,08 0,1425 0,455 0,001 0,715 0,85 0,01 g gamma 1,1 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Profondità metà strato (m): 12,4 m carico litostatico efficaces' o 125 kpa amax 1 profondità falda da p.c. (m) 1,8m 0 0, max ,798 v rd g G carico litostatico totales kpa 0,798 0,798 arif S sigma vo Go G/Go G rd gamma max r u medio r u minimo r u massimo a/g kpa kpa kpa % Du/s' 0 Du/s' 0 Du/s' 0 Strato1 0,2 1, ,45 0, , , ,798 0,589 0,559 Ravenna 43

45 CEDIMENTO POST-SISMICO IN TERRENI COESIVI SOFFICI CON Cu<70kPa e IP>30% Spessore strato H = 720 cm H (mm) = 20 Cc= 0,15 SH1 iniziale Cr e 0 = 0,914 1 Cr= 0,0330 H H 1 e 0 log u 1 ' 0 sv (kpa) DH (mm) logsv(kpa) e% DH/H e 0 Mo (kpa)de/dlog 10 s v 12,3 0,222 1,0899 0,00 0,0000 0,914 24,5 0,395 1,3892 0,00 0,0000 0,914 #DIV/0! 0, ,785 1,6902 0,37 0,0037 0, , ,279 1,9912 2,72 0,0272 0, , ,813 2,2923 5,67 0,0567 0, , ,452 2,5933 9,72 0,0972 0, , ,118 2, ,23 0,1423 0, , ,912 3, ,90 0,1890 0, , ,627 2, ,22 0,1722 0, , ,325 1, ,86 0,1486 0, ,0392 Calcolo del cedimento post-sismico nei terreni coesivi soffici Cc indice di compressibilità CR rapporto di compressione RR rapporto di ricompressione e 0 = 1 minimo DH= 5,73 cm rapporto r u = 0,589 medio DH= 10,32 cm rapporto r u = 0,798 m assimo DH= 5,27 cm rapporto r u = 0,559, Curva indice dei vuoti e 0 -log10s v ' Curva di compresionee-s' v e 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 Log10sv (kpa) ev(%) carico (kpa) DH= 10,32 cm L entità del cedimento assoluto comincia ad essere più rilevante rispetto a quanto calcolato con le accelerazioni da normativa, ma essendo un cedimento che coinvolge una intera formazione argillosa ben distribuita in questa porzione di paese, ed in particolare all interno dell area del PUA, non si ritiene essere problematica. Quello riportato è un ordine di grandezza, in quanto anche la prova edometrica presa a riferimento è su un campione di uno strato che stà al di sopra di quello analizzato. Comunque il valore Cc è corretto come ordine di grandezza per argille normalconsolidate. 4. MODELLAZIONE GEOTECNICA Uno dei motivi di pericolosità geologica del territorio, deriva in questi luoghi, dall interazione tra opere di fondazione e terreni compressibili, su cui le costruzioni in elevazione possono creare condizioni di instabilità del complesso opera-terreno. Si rende quindi necessario fare alcune valutazioni per verificare le caratteristiche meccaniche dei terreni di fondazione, utilizzando in via indicativa, i dati derivabili dalle indagini specifiche eseguite per la modellazione geologica. E stata dunque considerata la prova penetrometrica statica CPT1, spinta fino alla profondità di -30,00 m dal p.c., con rif In FIGURA 4.1 viene riportata l ubicazione della prova penetrometrica statica. Ravenna 44

46 CPT1 FIGURA 4.1 Stralcio planimetrico con ubicazione prova Gli spessori di terreno sotto le fondazioni da prendere in particolare considerazione sono ricavati dalla formula di Meyerhof (1953): H= 0,5 B tg (45 + /2) dove H è la profondità a cui si spinge il cuneo di terreno solidale con la fondazione. Inoltre vanno valutate le resistenze alla punta presenti negli spessori di terreno in cui l incremento di carico q è superiore al 20% del carico litostatico esistente (EC-7), per la stima del volume significativo ACQUISIZIONE DATI CON PROVA PENETROMETRICA STATICA L'esecuzione della prova penetrometrica è avvenuta con un Penetrometro Statico Olandese tipo Gouda (tipo meccanico), con dispositivo idraulico di spinta da 12 tonn fornito di punta telescopica tipo Begemann per il rilievo della resistenza alla punta Rp e dell attrito laterale locale Rl, avente un area di 10 cm 2, angolo 60, velocità di avanzamento 2 cm/sec. Si allegano i diagrammi delle resistenze dal cui confronto si possono evincere le differenze di comportamento dei terreni nei vari strati incontrati. Nei diagrammi di resistenza relativi alla prova statica sono riportati, per ogni 20 cm di avanzamento, i valori di resistenza all infissione della punta del penetrometro (Rp in Kg/cm 2 ), i valori di resistenza di attrito laterale locale (Rl in kg/cm 2 ) ed i valori del rapporto di Begemann Rp/Rl che permettono una stima della granulometria dei terreni attraversati. Nelle colonne stratigrafiche, redatte in base al diagramma di Schmerton relativo al rapporto Rp/ (Rp/Rl), sono evidenziate le successioni litologiche incontrate nel corso della prova. Sono inoltre riportate le Ravenna 45

47 valutazioni litologiche basate sul rapporto Rp/Rl secondo Begemann (1965) e secondo le raccomandazioni A.G.I: (1977), insieme alle valutazioni stratigrafiche fornite da Schmertmann (1978) ricavate dai valori di Rp e FR = (Rl/Rp)% (vedi anche legenda allegata). Le caratteristiche geotecniche dei terreni ricavate dai risultati della penetrometria statica sono riportate in tabella (parametri geotecnici). Nelle tabelle viene fatta distinzione fra i terreni di natura coesiva e quelli di natura granulare. Per i terreni di natura coesiva vengono riportati, per ogni 20 cm di profondità, i valori di resistenza all infissione della punta del penetrometro Rp (kg/cm 2 ), del rapporto Rp/Rl, del peso di volume (t/m 3 ), della tensione verticale geostatica del terreno (t/m 3 ), della coesione non drenata (Cu kg/cm 2 ), del grado di sovraconsolidazione OCR, dei moduli di deformazione non drenati Eu50 ed Eu25 (kg/cm 2 ) corrispondenti rispettivamente ad un grado di mobilitazione dello sforzo deviatorico pari al 50 e 25 %, del modulo di deformazione edometrico Mo (kg/cm 2 ). Per i terreni di natura granulare vengono riportati, per ogni 20 cm di profondità, i valori di resistenza all infissione della punta del penetrometro Rp (kg/cm 2 ), della densità relativa Dr (%), dell angolo di attrito interno efficace, dell accelerazione al suolo che può causare liquefazione Amax/g con g = accelerazione di gravità, dei moduli di deformazione drenati E 50 ed E 25 (kg/cm 2 ) e del modulo di deformazione edometrico Mo (kg/cm 2 ). Nella legenda allegata vi sono ulteriori informazioni sui parametri geotecnici e sugli autori. Nella Tabella 4.1 si riportano i parametri geotecnici medi per strati pseudomogenei rilevati con la prova penetrometrica statica: CPT1 (Rif ) strato Rp media Rp min Cu media Mo Eu50 E 50 (m da p.c.) (kg/cm 2 ) (kg/cm 2 ) (t/m 3 ) (kg/cm 2 ) (kg/cm 2 Dr. % ) my (kg/cm 2 ) (kg/cm 2 ) 0,20 1,60 12,0 9,0 1,85 0,57 48, ,0 -- 1,60 4,20 14,0 10,0 1,93 0,63 55, ,5 -- 4,20 6,40 8,1 5,0 1,75 0,40 32, ,9 -- 6,40 8,80 15,8 5,0 1,87 0,33 44, ,0 -- 8,80 17,20 10,9 7,0 1,90 0,52 43, , ,20 21,60 50,0 21,0 1, ,0 28, ,3 21,60 24,60 16,1 14,0 1,96 0,70 62, , ,60 30,00 24,9 17,0 1,95 0,91 87, ,2 -- Tabella 4.2 Parametri geotecnici La superficie della falda freatica è stata rilevata il 26/04/2012 nel foro della prova alla profondità di - 1,80 m da p.c Analisi di fattibilità geotecnica Questa relazione è di modellazione geologica. Allo stato attuale non ci sono dati e informazioni sufficienti per eseguire dei calcoli geotecnici mirati alle strutture che verranno qui realizzate. Si riporta di seguito, a titolo del tutto esemplificativo, una stima approssimativa della capacità portante e dei cedimenti nel caso di platea e di trave rovescia di fondazione. Il volume significativo per una platea delle dimensioni ipotetiche di 6,00 m x 12,00 m, con carico di esercizio pari a q es. = 0,35 kg/cm 2 risulta essere circa -7,00 m dal piano di fondazione; mentre per una trave rovescia con B=1,20 m, caricata con q es. = 1,00 kg/cm 2 (circa Kl/ml), risulta essere circa -5,40 m dal piano di fondazione. Ravenna 46

48 PLATEA Si riportano i calcoli nel caso ipotetico di platea di fondazione. Le dimensioni ipotetiche della platea sono 6,00 m x 12,00 m; la profondità di posa è raccomandabile ad almeno -0,40 m dal p.c.; il peso di volume sopra falda è di 1,85t/m 3, mentre il peso di volume sotto falda è 0,85 t/m 3 ; le accelerazioni attese sono, come calcolato, 0,169g e l amplificazione è 1,76; la coesione è conservativamente scelta pari a 0,50 kg/cm 2 ed è rappresentativa generalmente dei terreni superficiali riscontrati in sito presenti da p.c. fino a -4,20 m da p.c., mentre l angolo di attrito dei terreni è pari a 0. Il calcolo della capacità portante varia a seconda della posizione dei vari lotti dato che la stratigrafia delle prove in possesso dallo scrivente sono eterogenee superficialmente e dunque per ogni fabbricato andrà valutata, così come previsto al Cap. 6 del D.M. 14/01/2008, intesa come verifica dell interazione tra l opera di progetto, la sua fondazione ed il terreno in cui si posa. Si riportano i calcoli: per l approccio tradizionale, con il calcolo del carico ultimo e del carico di sicurezza, ottenuto applicando il fattore di sicurezza prescritto F=3 (D.M. 11/03/1988); per l Approccio 1, combinazione M1+R1 (D.M. 14/01/2008) per l Approccio 1, combinazione M2+R2 (D.M. 14/01/2008) per l Approccio 2, combinazione M1+R3 (D.M. 14/01/2008) Il progettista valuterà le varie combinazioni sulle azioni per verificare ogni volta che siano inferiori alle resistenze del sistema. Si riportano ora le formule adottate per il calcolo: Ravenna 47

49 Per i terreni coesivi, la formula da utilizzare diventa: I parametri s c, d c, i c, b c e g c vengono calcolati con le formule di seguito riportate: Ravenna 48

50 Sostituendo con i parametri sitospecifici, si ottiene: CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE (HANSEN, 1970) q ulr 5,14 c (1 s' d' i' b' g' ) z Dati del terreno u F=0 coesione non drenata cu= 5,00 t/m 2 coesione non drenata cu correttag M = 3,57 t/m 2 profondità falda freatica da p.c. = 1,80 m peso di volume sopra Df= 1,85 t/m 3 g x D f = 0,74 t/m 2 Dati della fondazione larghezza B = 6,00 m lunghezza L = 12,00 m profondità di posa Df = 0,40 m k=d/b= 0,07 carico normale permanente N= 217 tonn carico normale accidentale N= 35 carico orizzontale H= 0 tonn momento M= 0 tonn/m larghezza B'= 6,00 lunghezza L'= 12,00 angolo di inclinazione del piano di fondazione h = 0 angolo di inclinazione del pendiob = 0 Dati sull'azione sismica T=0 suolo cat. A Ag max /g= 0,169 Categoria di suolo = D Ss= 1,76 St= 1 S= 1,76 accelerazione massima attesa al sito= 0,297 g c c c c c q Verifica della portata del complesso fondazione-terreno s' c fattore di forma = 0,100 d' c fattore di profondità = 0,027 i' c fattore di inclinazione del carico = 0,000 i' c fattore di inclinazione del caricog M = 0,000 b' c fattore di inclinazione del piano di fondazione = 0 g'c fattore di inclinazione del pendio = 0 z c fattore correttivo per il sisma = 0,973 b coefficiente di riduzione di A max /g = 0,28 q ult = 28,92 t/m 2 0,2 0-1,5-1 -0,5 0 0,5 1 1,5 2 2,5-0,2-0,4-0,6-0,8-1 -1,2-1,4-1,6 soluzione di Prandtl Nc=2+p=5,14 Approccio tradizionale carico di sicurezza q.sic = 9,64 t/m 2 Rd= 694,17 tonn Ed= 252,00 tonn VERIFICATO F=3 Approccio 1 combinazione A1+M1+R1 g cu =1 g R =1 capacità portante M1+R1= 28,92 t/m 2 Rd= 2082,50 tonn Ed= 334,6 tonn VERIFICATO combinazione A2+M2+R2 g cu =1,4 g R =1,8 capacità portante M2+R2= 11,60 t/m 2 Rd= 834,85 tonn Ed= 262,5 tonn VERIFICATO Approccio 2 combinazione A1+M1+R3 g cu =1 g R =2,3 capacità portante M1+R3= 12,58 t/m 2 Rd= 905,44 tonn Ed= 334,6 tonn VERIFICATO Ravenna 49

51 TRAVE ROVESCIA Si riportano i calcoli nel caso ipotetico di trave rovescia di fondazione. Le dimensioni ipotetiche della trave sono B=1,20 m; la profondità di posa è raccomandabile ad almeno -0,60 m dal p.c.; il peso di volume sopra falda è di 1,85t/m 3, mentre il peso di volume sotto falda è 0,85 t/m 3 ; le accelerazioni attese sono, come calcolato, 0,169g e l amplificazione è 1,76; la coesione è conservativamente scelta pari a 0,50 kg/cm 2 ed è rappresentativa generalmente dei terreni superficiali riscontrati in sito presenti da p.c. fino a -4,20 m da p.c., mentre l angolo di attrito dei terreni è pari a 0. Il calcolo della capacità portante varia a seconda della posizione dei vari lotti dato che la stratigrafia delle prove in possesso dallo scrivente sono eterogenee superficialmente e inoltre varia la geometria del fabbricato in progetto. Sostituendo con i parametri sitospecifici, si ottiene: CALCOLO DELLA CAPACITA' PORTANTE (HANSEN, 1970) q ulr 5,14 c (1 s' d ' i' b' g' ) z q Dati del terreno u F=0 coesione non drenata cu= 5,00 t/m 2 coesione non drenata cu correttag M = 3,57 t/m 2 profondità falda freatica da p.c. = 1,80 m peso di volume sopra Df= 1,85 t/m 3 g x D f = 1,11 t/m 2 Dati della fondazione larghezza B = 1,20 m lunghezza L = 6,00 m profondità di posa Df = 0,60 m k=d/b= 0,50 carico normale permanente N= 63 tonn carico normale accidentale N= 9 carico orizzontale H= 0 tonn momento M= 0 tonn/m larghezza B'= 1,20 lunghezza L'= 6,00 angolo di inclinazione del piano di fondazioneh = 0 angolo di inclinazione del pendiob = 0 Dati sull'azione sismica T=0 suolo cat. A Ag max /g= 0,169 Categoria di suolo = D Ss= 1,76 St= 1 S= 1,76 accelerazione massima attesa al sito= 0,297 g c c c c c Verifica della portata del complesso fondazione-terreno s' c fattore di forma = 0,040 d' c fattore di profondità = 0,200 i' c fattore di inclinazione del carico = 0,000 i' c fattore di inclinazione del caricog M = 0,000 b' c fattore di inclinazione del piano di fondazione = 0 g'c fattore di inclinazione del pendio = 0 z c fattore correttivo per il sisma = 0,973 b coefficiente di riduzione di A max /g = 0,28 q ult = 32,13 t/m 2 0,2 0-1, ,5 0 0,5 1 1,5 2 2,5-0,2-0,4-0,6-0, ,2-1,4-1,6 soluzione di Prandtl Nc=2+p=5,14 Approccio tradizionale carico di sicurezza q.sic = 10,71 t/m 2 Rd= 77,11 tonn Ed= 72,00 tonn VERIFICATO F=3 Approccio 1 combinazione A1+M1+R1 g cu =1 g R =1 capacità portante M1+R1= 32,13 t/m2 Rd= 231,33 tonn Ed= 95,4 tonn VERIFICATO combinazione A2+M2+R2 g cu =1,4 g R =1,8 capacità portante M2+R2= 12,93 t/m2 Rd= 93,06 tonn Ed= 74,7 tonn VERIFICATO Approccio 2 combinazione A1+M1+R3 g cu =1 g R =2,3 capacità portante M1+R3= 13,97 t/m 2 Rd= 100,58 tonn Ed= 95,4 tonn VERIFICATO Ravenna 50

52 Nel caso di platea e di trave rovescia di fondazione si ottiene una verifica positiva per l approccio tradizionale e per tutti gli approcci secondo il nuovo D.M. 14/01/ Cedimenti Il calcolo dei cedimenti S viene esteso alla profondità in cui l incremento di carico indotto dalla costruzione non è più significativo; le ipotesi di partenza per l esecuzione di tali calcoli sono: Consolidazione monodimensionale (schema edometrico) Tensioni verticali nel sottosuolo secondo la teoria dell elasticità (Boussinesq) Modulo edometrico Mo = Rp (si veda la legenda allegata) Le teorie adottate per i calcoli dei cedimenti derivano dalla correlazione tra la resistenza alla punta ricavata con le CPT ed il modulo di deformazione elastico. Si riporta la Tabella 4.2 di riferimento tratta dal testo Fondazioni, Bowles (1995). Ravenna 51

53 Il calcolo viene condotto per strati successivi di spessore H = 20cm, valutando per ognuno la tensione verticale.v al centro della superficie di carico ed il relativo valore di Mo secondo la formula: S = n h x (D v /Mo) Dove n è un coefficiente riduttivo funzione della rigidezza. Il carico di sicurezza q.sic. induce dei cedimenti, che vanno valutati se ammissibili per la struttura di progetto. Se non sono ammissibili occorre ridurre il carico di esercizio ad un valore chiamato carico ammissibile q.amm.. Per alcuni autori (Skempton e MacDonald, 1955) i valori massimi dei cedimenti tollerabili sono: - travi continue, plinti: Smax=3,8 cm (sabbie) Smax=6,3 (argille) - platee di fondazione: Smax=5,0 cm (sabbie) Smax=8,2 (argille) Tabella Scelta dei parametri di correlazione tra Rp e Modulo di deformazione elastico. Nella Tabella 4.3, si riporta il valore generale dei cedimenti stimati con carico di esercizio ipotizzato per i fabbricati di progetto nella nuova lottizzazione per la CPT1 (rif ): CPT1 26/04/2012 Falda = - 1,80 m q. es (Kg/cm 2 ) Cedimenti S (cm) Prof. di posa delle fondazioni Df (m dal p.c.) Volume significativo Hc (m da p.c.) Platea 6,00 m x 12,00 m 0,35 3,86-0,40-7,50 Trave rovescia B=1,20 m 1,00 4,02-0,60-6,00 Tabella 4.3 Carico di esercizio ipotizzato e cedimento corrispondente Ravenna 52

54 Il valore calcolato della capacità portante e dei cedimenti è per una stima approssimativa e generale dei terreni rinvenuti con le prove CPT realizzate in sito; per ogni singolo fabbricato andrà realizzata una campagna di indagini puntuali al di sotto del sedime dei fabbricati in progetto ed un opportuna relazione geologicageotecnica con l indicazione dei carichi reali e delle conseguenti fondazioni che andranno adottate e i relativi calcoli di capacità portante e di cedimenti riferiti dunque ad ogni singola costruzione. Il progettista delle strutture valuterà poi l ammissibilità dei cedimenti assoluti e differenziali per l edificio che di volta in volta verrà progettato all interno della lottizzazione. Ravenna 53

55 5. CONCLUSIONI Il sito allo studio si colloca in un area di delta fluviale in cui ambienti di sedimentazione diversi si sono frequentemente sovrapposti ed affiancati, con il risultato di avere una forte disomogeneita stratigrafica in senso sia verticale che orizzontale. L abitato di Piangipane è situato su depositi di laguna, caratterizzate da argille limose, argille, torbe e limi argillosi in strati da molto sottili a medi intercalati talvolta a lenti sabbiose fini. Per la validazione del modello geologico è stata eseguita una indagine geognostica nell area in esame, consistente in una prova penetrometrica statica CPT1, spinta fino alla profondità di -30,00 m da p.c. con rif.64-12; inoltre è stata considerata una prova bibliografica CPTU della Regione Emilia Romagna eseguita in adiacenza al fabbricato presente dentro al perimetro di lottizzazione, spinta fino alla profondità di -35,00 m da p.c.. Sono state inoltre prese in considerazione le 5 indagini CPT eseguite nel 2005 per il Piano particolareggiato, oggetto ora di variante. Il punto investigato con la prova penetrometrica statica CPT1 rileva da p.c. fino a -1,60 m da p.c. uno strato di terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 12,0 kg/cm 2, da -1,60 m da p.c. fino a -4,20 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 14,0 kg/cm 2, da -4,20 m da p.c. fino a -6,40 m da p.c. terreni coesivi moderatamente consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 8,1kg/cm 2, da -6,40 m da p.c. fino a -8,80 m da p.c. un banco di terreni prevalentemente coesivi moderatamente consistenti, alternati a sottili lenti sabbiose, con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 15,8 kg/cm 2, da -8,80 m da p.c. fino a -17,20 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 10,9 kg/cm 2, da -17,20 m da p.c. fino a -21,60 m da p.c. terreni prevalentemente granulari moderatamente addensati con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 50,0 kg/cm 2, da -21,60 m da p.c. fino a -24,60 m da p.c. terreni prevalentemente coesivi consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 16,1 kg/cm 2, da -24,60 m da p.c. fino a -30,00 m da p.c. (massima profondità di investigazione della prova) terreni prevalentemente coesivi molto consistenti con un valore di resistenza alla punta Rp medio pari a 24,9 kg/cm 2. Nell area è stata rilevata la quota della superficie di falda nel foro di esecuzione delle prove penetrometriche statiche CPT. Tale quota, in data 26/04/2012 era a profondità di -1,80 m dal p.c. per la CPT1, mentre a -2,40 m da p.c. per la prova CPTU bibliografica, in data 06/09/1995, e sempre -1,80m nei rilievi del Per quantificare l effetto di sito dell amplificazione sismica è stata eseguita una stima della Vs 30, calcolandola attraverso una correlazione empirica con la prova penetrometrica statica CPT1 con rif , che raggiunge la profondità di -30,00 m da p.c.; La teoria che meglio stima la Vs dai parametri delle CPT è quella di Andrus (2001), come sperimentato dallo scrivente affiancando diverse CPT a SCPTU (ovvero prove Down Hole effettuate con sismocono). Il valore di Vs30 calcolato risulta: Vs30 = 178 m/s. L abitato di Piangipane è situato tutto sulla medesima unità geologica investigata con una indagine geofisica bibliografica, eseguita poco più a nord del paese, per la redazione del POC di Ravenna. La prova geofisica bibliografica considerata è stata eseguita attraverso un indagine sismica passiva a stazione singola con metodologia HVSR (Horizontal to Vertical Spectral Ratio) ed ha portato allo stesso risultato riscontrato con le correlazioni attraverso prova CPT. Il valore di Vs30 calcolato con prova geofisica realizzata mediante Tromino risulta: Vs30 = 170 m/s confermando le stesse conclusioni a cui si è pervenuti con la CPT. La classificazione sismica introdotta con l Atto di Indirizzo e coordinamento tecnico per la microzonizzazione sismica della regione Emilia Romagna, prevede per il comune di Ravenna la seguente accelerazione massima orizzontale di picco al suolo, cioè per T=0, espressa in frazione dell accelerazione di Ravenna 54

56 gravità g (a gref ): 0,163 g suolo rigido. Il fattore di amplificazione che deriva dalla misura della Vs30 è pari a F.A.=1,5 (vedi PIANURA 2 per Vs30 <200m/sec), per cui l accelerazione è 0,163g x 1,5=0,244g (questo valore è utilizzabile solo per la pianificazione territoriale, nelle verifiche sulla mitigazione del rischio sismico). Secondo la classificazione delle categorie di suolo sismico previste dal D.M. 14/01/2008, si è in presenza di suoli di categoria D. Si valuti che il confine tra il suolo di categoria D e C viene assunto pari a 180m/sec. Di fatto ci si trova in una zona molto vicina alla transizione. Solo le prove Down Hole o Cross Hole possono dare misure precise. In ogni caso, cautelativamente, è più prudende assumere la massima amplificazione sismica derivante dal suolo D. Sempre con riferimento al D.M. 14/01/2008 si stima l accelerazione amplificata a cui far riferimento per l ancoraggio dello spettro di risposta da utilizzare nella progettazione esecutiva delle future opere. Il valore di accelerazione ag secondo la combinazione SLV, salvaguardia della vita, risulta essere pari a 0,169g con un fattore di amplificazione Ss pari a 1,76; il valore di accelerazione amplificata del sito di intervento risulta quindi di 0,297g. In base ai terremoti storici in questa area allo studio, interna alla area sismogenetica Z912, lo scrivente aveva sempre proposto l assunzione di una magnitudo di progetto pari a M 5,5 Mw. Il massimo sisma che ci si attende in questa zona, a prescindere dai tempi di ritorno, è M=6,14, decisamente alta per questa zona del ravennate, dove il catalogo dei terremoti ci indica valori più bassi. Alla luce però degli eventi sismici che stanno interessando la Regione Emilia Romagna, tra l altro scatenatisi su un sovrascorrimento che passa anche vicino al paese di Piangipane, diventa d obbligo d ora in poi ragionare sul rischio sismico con la magnitudo 6,14. Per la verifica della liquefazione delle sabbie è stato utilizzato un software di calcolo (C-Liq. Ver. 1.5) che analizzando ogni strato da 20 cm individuato dalle prove CPT, ne verifica la potenzialità di liquefazione, se ne deduce che nell area di studio il fenomeno della liquefazione non è un effetto di sito atteso (esiste solo uno straterello decimetrico a circa 6,5m di profondità). Con il software si è calcolato, per la CPT1, i primi -20,00 m da p.c., il valore del potenziale di liquefazione per tutti gli strati incoerenti, in questo caso il valore è pari a IPL=0,00. Quindi i terreni in esame risultano essere non liquefacibili. Dalle elaborazioni informatiche, si ricava che con una Magnitudo di 6.14, c è solo un livello di pochi centrimetri che ha il fattore di resistenza alla liquefazione inferiore a 1,25 (EC-8), non determinando cedimenti post sismici nei terreni granulari. Per il calcolo dei cedimenti post-sismici per terreni coesivi soffici della nuova lottizzazione si ricava che in caso di massime sollecitazioni sismiche di Mw=6,14 e P.G.A.=0,30g (ricavate dai nuovi eventi sismici del Ravenna 55

57 maggio 2012) i cedimenti postsismici sono di circa 10cm (mentre si aggirano intorno ai 6cm secondo il sisma da normativa); a parere dello scrivente non si avrebbero particolari problemi in quanto le formazioni argillose presenti sono arealmente estese, e quindi non si avrebbero cedimenti differenziali significativi. È stata realizzata una stima approssimativa della capacità portante con l approccio tradizionale e con i due approcci previsti dalla nuova normativa; si sono poi stimati i cedimenti nel caso di ipotetica platea e di ipotetica trave rovescia di fondazione in uno SLE assunto in questa sede. Capacità portati per PLATEA Approccio tradizionale carico di sicurezza q.sic = 9,64 t/m 2 F=3 Approccio 1 combinazione A1+M1+R1 g cu =1 g R =1 capacità portante M1+R1= 28,92 t/m 2 combinazione A2+M2+R2 g cu =1,4 g R =1,8 capacità portante M2+R2= 11,60 t/m2 Approccio 2 combinazione A1+M1+R3 g cu =1 g R =2,3 capacità portante M1+R3= 12,58 t/m2 Capacità portati per TRAVE ROVESCIA Approccio tradizionale carico di sicurezza q.sic = 10,71 t/m 2 F=3 Approccio 1 combinazione A1+M1+R1 g cu =1 g R =1 capacità portante M1+R1= 32,13 t/m2 combinazione A2+M2+R2 g cu =1,4 g R =1,8 capacità portante M2+R2= 12,93 t/m2 Approccio 2 combinazione A1+M1+R3 g cu =1 g R =2,3 capacità portante M1+R3= 13,97 t/m 2 Il volume significativo per una platea delle dimensioni ipotetiche di 6,00 m x 12,00 m, con carico di esercizio pari a q es. = 0,35 kg/cm 2 risulta essere circa -7,00 m dal piano di fondazione; mentre per una trave rovescia con B=1,20 m, caricata con q es. = 1,00 kg/cm 2 (circa kg/ml), risulta essere circa -5,40 m dal piano di fondazione. Nei progetti esecutivi, con noti i carichi reali trasmessi al terreno da ogni edificio si potrà stimare il cedimento atteso per le diverse tipologie di fondazioni. In via del tutto approssimativa sono stati calcolati i cedimenti per la CPT1 e per le due tipologie di fondazioni con applicate al terreno le pressioni di esercizio sopra indicate; si hanno cedimenti di circa 3/4 cm per le due tipologie di fondazioni considerate (platea 6,00 m x 12,00 m, con carico di esercizio q es. = 0,35 kg/cm 2 e trave rovescia con B=1,20 m, caricata con q es. = 1,00 kg/cm 2 (circa Kl/ml). Questi dati sono indicativi e vanno approfonditi in fase di intervento nei singoli lotti. A questa relazione ne seguirà una integrativa, ove verranno trattati i cedimenti postsismici nei terreni coesivi soffici (si è in attesa infatti degli esiti di alcune analisi di laboratorio, che richiedono tempi più lunghi di quelli richiesti per la consegna di questa relazione). Generalmente si esprime un parere del tutto favorevole all intervento proposto, giudicandolo ammissibile senza penalizzazioni, dal punto di vista della fattibilità geologica, geotecnica, sismica e idrogeologica. Codigoro, lì 05/06/2012 Dott. Geologo Thomas Veronese Ravenna 56