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SRL
Titolo Indagini geognostiche e geofisiche
propedeutiche alla progettazione de-
finitiva della nuova scuola elementa-
re di Renazzo, Comune di Cento (FE).
Relazione geotecnica e sismica
Data
Committente
Progetto
Commessa
Responsabili
Data
Elaborazione Dr. geol. Samuel Sangiorgi 26/09/2015 19/11/2014
Via Ascari, 6
44019 GUALDO DI VOGHIERA (FE)
TEL.: 0532 815683
e-mail: [email protected]
www.songeo.it
Indice generale1. PREMESSA......................................................................................................................................2
1.1 Descrizione degli interventi...........................................................................................................2
1.2 Normativa di riferimento................................................................................................................5
2. DATI DI REPERTORIO E PROGRAMMA DELLE INDAGINI............................................................6
3. MODELLAZIONE GEOLOGICA E SISMICA.....................................................................................7
3.1 Geomorfologia, geologia di superficie e idrogeologia locale..........................................................7
3.2 Pericolosità sismica.......................................................................................................................8
3.3 Parametri sismici...........................................................................................................................9
4. MODELLAZIONE GEOTECNICA...................................................................................................10
4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geotecniche e geofisiche...............................................10
4.2 Definizione dei parametri geotecnici caratteristici........................................................................15
5. DATI DI PROGETTO......................................................................................................................17
6. VERIFICHE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI...........................................................17
6.1 Cenni introduttivi sulla normativa vigente (NTC 2008).................................................................17
6.2 Richiami geotecnici teorici...........................................................................................................19
6.3 Esiti delle verifiche geotecniche..................................................................................................21
6.3.1 Capacità portante.................................................................................................................21
6.3.2 Cedimenti.............................................................................................................................22
6.3.3 Liquefacibilità e cedimenti post sisma...................................................................................22
ALLEGATI
1
1. PREMESSA
1.1 Descrizione degli interventi
Su incarico dell'Amministrazione Comunale di Cento (FE), è stato eseguito lo studio geotecnico propedeutico
alla progettazione definitiva della nuova scuola elementare, nella frazione Renazzo (figura 1.1). Lo studio
geotecnico si basa sugli esiti delle indagini geognostiche e geofisiche, come riportato nella Relazione Geologica
e Sismica redatta per il Progetto Definitivo (SONGEO, settembre 2015).
I dati caratteristici dell'edificio scolastico previsto sono stati forniti dallo Studio incaricato della progettazione
definitiva (Laboratorio Città di Ferrara engineering srl).
Figura 1.1 -
Localizzazione dell'area
di studio su foto aerea
(fonte: Google Earth).
Figura 1.2 – Modello 3D della scuola (progetto definitivo)
2
Figura 1.3 – Planimetria di progetto definitivo: piano terra (stralcio tavola ARD 04)
3
Figura 1.4 – Planimetria di progetto definitivo: secondo piano (stralcio tavola ARD 04)
4
La scuola di progetto si sviluppa prevalentemente su due piani, ad esclusione di una porzione NO di edificio
previsto monopiano (attività di mensa, uffici presidenza e dsga).
Le figure 1.2, 1.3 e 1.4 riportano, rispettivamente, un layout prospettico 3D dell'edificio scolastico di progetto e
le planimetrie del piano terreno e del secondo piano.
Lo studio geotecnico è elaborato in ossequio alle vigenti Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC 2008),
entrate in vigore a partire dal 1 luglio 2009, e sulla base dei dati progettuali forniti dai Progettisti (Laboratorio
Città di Ferrara engineering srl).
Il presente lavoro pertanto fornisce:
• la definizione dei parametri che definiscono l’<<azione sismica>> per gli stati limite SLV e SLD, ricavati
sulla base degli elementi di pericolosità sismica locale;
• la caratterizzazione e la modellazione geotecnica del sottosuolo e in particolare la definizione dei “parametri
caratteristici” geotecnici, necessari per espletare le verifiche geotecniche NTC 2008;
• le verifiche di carico limite per lo stato SLU-SLV (effettuate sia in condizioni statiche, sia in condizioni di
sisma) e la stima dei cedimenti attesi (SLE-SLD). Tali verifiche sono state effettuate con l'ausilio del codice
di calcolo automatico CARL V. 12.0 prodotto dalla Aztec Informatica srl. Lo Scrivente è dotato di regolare
licenza d'uso.
• le verifiche della liquefacibilità e dei cedimenti post-sisma dei sedimenti, basate sugli esiti delle prove
CPTU. Si riporta la sintesi delle verifiche, descritte dettagliatamente nella Relazione Geologica e Sismica.
1.2 Normativa di riferimento
• Legge nr. 1086 del 05/11/1971.
Norme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio, normale e precompresso ed a struttura
metallica.
• Legge nr. 64 del 02/02/1974.
Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche.
• D.M. LL.PP. Del 11/03/1988.
Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle
scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di
sostegno delle terre e delle opere di fondazione.
• D.M. LL.PP. Del 14/02/1992.
Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture
metalliche.
• D.M. 9 Gennaio 1996.
Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato normale e
precompresso e per le strutture metalliche
• D.M. 16 Gennaio 1996
Norme Tecniche relative ai 'Criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e
sovraccarichi
5
• D.M. 16 Gennaio 1996
Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche
• Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C.
Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio 1996
• Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG.
Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16
Gennaio 1996
• Norme Tecniche per le Costruzioni 2008 (D.M. 14 Gennaio 2008)
• Circolare 617 del 02/02/2009
Istruzioni per l'applicazione delle Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.
2. DATI DI REPERTORIO E PROGRAMMA DELLE INDAGINI
Per la caratterizzazione geologica, sismica e geotecnica del sottosuolo si è tenuto conto dei dati di repertorio
disponibili (Carta Geologica, sezioni geologiche e Banca Dati geognostica pubblicate dal Servizio Geologico
Sismico e dei Suoli – SGSS – della Regione Emilia-Romagna; dati PSC dei Comuni dell'Alto Ferrarese; studio
di microzonazione sismica del Comune di Cento a cura del SGSS).
È stata infine seguita una campagna d'indagini geognostica e geofisica nell'area di progetto. Le indagini sono
consistite in:
• n. 1 sondaggio a carotaggio continuo spinto fino a 20 metri di profondità, con prove geotecniche (Pocket
penetrometer; TorVane) eseguite sulle carote estratte;
• n. 3 prove penetrometriche elettriche con puntale dotato di piezocono di cui due spinte fino a -20 m (CPTU1
e CPTU3). La prova CPTU2 è stata interrotta a -2,4 metri per il disancoraggio dello strumento a causa di
riporti superficiali. La prova è stata comunque eseguita in un'area non interessata dal sedimene di progetto
definitivo;
• n. 1 prova penetrometrica elettrica con puntale dotato di piezocono (CPTU) e “Cono Sismico” spinta fino a
-30 metri di profondità (SCPTU1), per la misurazione diretta della velocita delle onde sismiche di taglio dei
sedimenti attraversati (Vs);
• n. 1 registrazione sismica passiva HVSR con stazione singola (registrazione di 20 minuti, con frequenza di
campionamento di 128 Hz).
Per ogni ulteriore informazione sulle modalità di esecuzione delle indagini, si rimanda al par. 3.2 della Relazione
Geologica e Sismica (SONGEO, settembre 2015). La figura 2.1 localizza le indagini eseguite nell'area di
progetto.
6
Figura 2.1 –Localizzazione delle
prove geognostiche egeofisiche eseguite sullaplanimetria di progetto
definitivo
3. MODELLAZIONE GEOLOGICA E SISMICA
Per la modellazione geologica ci si è riferiti alla Relazione Geologica e Sismica per il Progetto Definitivo
(SONGEO, settembre 2015) alla lettura della quale si rimanda per ogni approfondimento. Per maggiore
comprensione si riassumono nei seguenti paragrafi gli esiti principali dello studio geologico.
3.1 Geomorfologia, geologia di superficie e idrogeo logia locale
L'area di studio ricade nel contesto deposizionale di pianura padana e risulta morfologicamente sub-
pianeggiante, con un lieve declivio verso est e situata ad una quota topografica di circa 12 metri slmm. Le
indagini geognostiche eseguite riscontrano uno spessore di sedimenti prevalentemente argillosi e limosi fino ad
una profondità di oltre 10 metri dal piano campagna. Solo la prova CPTU3 attraversa limi sabbiosi dal piano
campagna (escudendo lo spessore di riporto superficiale) fino a circa -3 metri. Più in profondità, si rilevano
alternanze di livelli argilloso limosi, limi sabbiosi e sabbie tra -11 metri e -17 metri circa; in particolare, le
terebrazioni hanno attraversato uno spessore granulare (sabbie e limi sabbiosi) il cui tetto sabbioso si colloca a
circa -15 metri dal p.c. e che pare chiudersi verso est a formare una struttura lenticolare (paleoalveo sviluppato,
presumibilmente, verso nord).
7
Sulla base dello studio idrogeologico elaborato per il PSC associato, si evince che il deflusso sotterraneo della
prima falda è diretto verso NE, con una quota della tavola d'acqua a circa -2 metri dal p.c. Il controllo della
quota piezometrica nei fori lasciati aperti dalle prove penetrometriche eseguite in fase di progettazione
preliminare (SCPTU1 e CPTU1), hanno dimostrato una soggiacenza di circa 2 metri, pertanto coerente con i
dati pregressi. La prova CPTU3 è stata invece eseguita nel settembre 2015, dopo un prolungato ed eccezionale
periodo estivo senza precipitazioni e con elevate temperature: nel suo foro, si è misurata una quota d'acqua ad
una profondità di oltre 4,5 metri dall'attuale p.c. In conclusione, le differenti quote piezometriche riscontrate in
situazioni metereologiche molto differenti, seppur nello stesso periodo stagionale, dimostrano come la prima
falda misurata possa essere considerata “sospesa” e di scarsa importanza idrogeologica per quanto riguarda
trasmissività a conducibilità, legata per lo più ad una alimentazione per infiltrazione di superficie e di subalveo
dal reticolo idraulico minuto (fossi e scoli di bonifica) e per la presenza di corpi canalizzati granulari meno
profondi, peraltro non riscontrati nell'area di studio.
3.2 Pericolosità sismica
Riferendoci alla zonazione sismogenica nazionale “ZS9” (Meletti & Valensize, 2004, INGV), il sito di studio
ricade nella "zona 912", caratterizzata da una sismicità correlabile al fronte compressivo sepolto e più avanzato
della struttura appenninica. A tale zona viene attribuita una magnitudo massima Mw =6,14. Più in dettaglio,
l’area di studio ricade nella zona sismogenica ITCS051 “Novi-Poggio Renatico”, alla quale è attribuita una
magnitudo massima pari a Mw =5,9 (cfr. database DISS v.3.1).
Lo studio di microzonazione sismica del Comune di Cento (SGSS RER, 2012), colloca l'area di studio nella
microzona omogenea dal punto di vista sismico indicata con sigla "LQ2": tale zona risulterebbe caratterizzata da
<<presenza di terreni suscettibili di liquefazione tra 10 e 20 metri>>. Per questo motivo, lo studio geologico
definitivo ha effettuato le opportune verifiche di liquefacibilità e dei cedimenti post-sisma.
Le indagini geofisiche eseguite nell'area di studio (SCPTU spinta fino a -30 metri) hanno permesso di ricavare,
alla quota di incastro delle fondazione, una Vs30 =184 m/s che consente di attribuibile il sottosuolo investigato
alla “categoria di sottosuolo di fondazione C” (<<depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o
terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale
miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi tra 180 m/s e 360
m/s>>).
Lo studio geologico ha inoltre elaborato modellazioni numeriche della risposta sismica locale (RSL) mediante il
noto programma di calcolo SHAKE 2000. I parametri sismici di riferimento sono stati determinati sulla base
della pericolosità sismica fornita dall’INGV e pubblicata nel sito http://esse1.mi.ingv.it/, in funzione delle
caratterische prestazionali dell'edificio in questione. Si è inoltre utilizzato un set di 7 accelerogrammi spettro-
compatibili, selezionati dalla Banca Dati SIMBAD (Smerzini & Paolucci, 2011), mediante l'utilizzo del software
REXEL v.3.5. Questi input sono stati “scalati” e normalizzati, con smorzamento (ξ =5%), in funzione delle ag
massime di riferimento attese sul bedrock “rigido” (categoria A), per i periodi di ritorno definiti della strategia di
progettazione considerata e cioè relativi agli stati limite SLD e SLV. Il modello sismostratigrafico di riferimento,
descritto nella Relazione Geologica, ha considerato uno “pseudobedrock sismico” a -125 metri dal p.c.
8
La RSL ha evidenziato amplificazioni spettrali indotte dal moto sismico (funzioni di trasferimento) a frequenze
comprese tra 0,65 Hz e 6 Hz, pertanto con potenziali effetti di “doppia risonanza” per edifici da molto elevati fino
a circa 2/3 piani. Si evince, inoltre, come gli esiti medi di Pga e di spettro elastico ricavati dallo studio di RSL
(per SLV), risultino meno cautelativi rispetto ai parametri di “azione sismica” ricavabili sismica ricavata con
l'approccio semplificato NTC, considerando la “categoria di sottosuolo C”.
3.3 Parametri sismici
Per le verifiche geotecniche SLV si considereranno le azioni sismiche semplificate, riferite alla categoria di
sottosuolo C, il cui spettro elastico medio è risultato più cautelativo rispetto agli esiti numerici di RSL. In tal
senso, lo spettro di progetto è invece ottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se (T), sostituendo η con
1/q, dove q è il fattore di forma della struttura fornito dai Progettisti.
Come già scritto, i dati di pericolosità sismica di riferimento sono forniti dall'INGV e pubblicati nel sito
http://esse1.mi.ingv.it/. Nello specifico, la valutazione della pericolosità è stata impostata sulla base delle
seguenti coordinate (ED50): latitudine 44°,76536 e longitudine 11°,29283. Le coordinate sono state
implementate nel programma <<Parametri Sismici Geostru>> che consente la valutazione dei parametri
semplificati di azione sismica in funzione della strategia di progettazione. I parametri di pericolosità sismica di
base e le caratteristiche prestazionali dell'edificio di progetto necessari per la determinazione dell'azione
sismica risultano:
CATEGORIA DI SOTTOSUOLO → C (180 ms <Vs30 <360 m/s)
CATEGORIA TOPOGRAFICA → T1 (superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media ≤15°)
TIPO DI COSTRUZIONE → 2 (opera ordinaria)
VITA NOMINALE (Vn) → ≥50 anni
CLASSE D'USO → classe III (costruzione il cui uso preveda affollamenti significativi)
COEFFICIENTE D'USO (Cu) → 1,5
VITA DI RIFERIMENTO (Vr) → ≥75 anni
FATTORE DI STRUTTURA q (spettro inelastico)→ 4 (q0 * 0,8)
In calce alla Relazione si allegano gli esiti in forma tabulare degli spettri di progetto elastici (componente
orizzontale e verticale) e inelastici (componente orizzontale e verticale) riferiti a SLU-SLV e SLE-SLD. Per lo
stato limite di esercizio SLD si riportano anche gli spettri di progetto ricavati attribuendo a η il valore di 2/3
(corrispondente ad un valore ξ =17,5%).
9
4. MODELLAZIONE GEOTECNICA
4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geot ecniche e geofisiche
I parametri meccanici nominali dei sedimenti che costituiscono il “volume significativo” per l'opera di progetto
sono desunti dalle prove penetrometriche elettriche con piezocono (CPTU e SCPTU) e dagli esiti delle prove di
laboratorio effettuate nei campioni di sedimenti indisturbati prelevati con il sondaggio a carotaggio continuo S1
(cfr. Relazione Geologica, SONGEO, settembre 2015). Gli esiti numerici delle prove CPTU sono esposti nei
relativi grafici e schede riportate in allegato anche alla presente Relazione, mentre per gli ulteriori
approfondimenti sulle modalità di acquisizione dei dati e sulla valutazione dei principali parametri meccanici si
rimanda alla citata Relazione Geologica.
Si rammenta che la parametrizzazione dei sedimenti indagati dalle penetrometrie, è elaborata attraverso le
correlazioni1 proposte in letteratura, riportate in figura 4.1. Le figure 4.2, 4.3 e 4.4 riportano lo schema
geotecnico semplificato riferito alle singole prove SCPTU1 e CPTU1 e CPTU3 (parametri medi).
Figura 4.1 – Correlazioni di riferimento per la stima dei parametri meccanici dei sedimenti
1 Robertson, P.K., Cabal K.L., Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering, Gregg Drilling & Testing, Inc., 4th Edition,
July 2010.
Robertson, P.K., Interpretation of Cone Penetration Tests - a unified approach., Can. Geotech. J. 46(11): 1337–1355 (2009).
10
Figura 4.2 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova SCPTU1
11
Figura 4.3 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova CPTU1
12
Figura 4.4 – Caratterizzazione geotecnica di sintesi ricavata dalla prova CPTU3
13
La seguente tabella riassume i principali esiti meccanici ricavati dalle prove eseguite sulle carote di sedimento
(sondaggio S1) :
PROF.(m)
TIPOCAMPIONE
PROVE DI LABORATORIO ESEGUITEDESCRIZIONETESSITURALELL(%) LP(%) IP(%)
Tagliodiretto
TriassialeU.U.
Consolidazioneedometrica
2,3→3,0 Rimaneggiato 54 21 33 - - - Argilla limosa nocciola (argillainorganica di alta plasticità)
2,5→3,0FustellaShelby 54 23 31
c' =23 kPaǿ =25° -
Cv =5,84E-03 cmq/sCα =3,11E-05T50 =34 sK =2,699E-08 cm/s
Argilla grigia limosa (argillainorganica di alta plasticità)
13,0→13,5
FustellaShelby 57 24 33 - Cu =78,8 kPa
Cv =5,84E-03 cmq/sCα =3,11E-05
Argilla marrone limosa (argillainorganica di alta plasticità)
14,5→15,0
Rimaneggiato 51 20 31 - - - Limo argilloso grigio (argillainorganica di alta plasticità)
La figura 4.5 propone, invece lo uno schema di sottosuolo fino a circa 20 metri di profondità (già riportato nella
Relazione Geologica e Sismica).
Figura 4.5 – Modello geotecnico semplificato del sottosuolo fino a -20 metri
14
Per la caratterizzazione geofisica del sottosuolo, la prova penetrometrica eseguita con “Cono Sismico”
(SCPTU1) ha consentito la misura diretta della distribuzione della velocità delle onde sismiche di taglio (Vs) nel
sottosuolo fino a 30 metri di profondità. Il modello sismostratigrafico è riportato nella figura 4.2. In questo senso,
è possibile calcolare la Vs equivalente nei 30
metri sottostanti la fondazione di progetto, pari a
Vs30 =184 m/s.
Figura 4.2 – Modello sismostratigrafico del sottosuoloin termini di Vs ricavato dalla prova penetrometrica
con “Cono Sismico” (SCPTU1).
4.2 Definizione dei parametri geotecnici caratteris tici
Le NTC 2008 indicano di assumere, per le successive verifiche geotecniche, i “valori caratteristici” dei parametri
meccanici del sottosuolo, ovvero la stima ragionata e cautelativa dei valori dei parametri nello stato limite
considerato (art. 6.2.2 NTC 2008). Nel nostro caso, i valori caratteristici dei sedimenti sono estrapolati
considerando gli strati medi ricavati dalle prove penetrometriche e gli esiti geotecnici di laboratorio. Tale scelta è
giustificata dal presupposto che nelle verifiche geotecniche per fondazioni dirette viene coinvolto un maggior
volume di terreno, pertanto con una possibile compensazione delle etererogeneità a “rottura” dei sedimenti. In
queste situazioni, l'approccio scelto viene indicato anche nelle Istruzioni del Consiglio Superiore dei Lavori
Pubblici (CSLP) relative alle NTC 2008. Inoltre, si è assunto il valore medio minimo ricavabile dalle prove alla
medesima profondità, ricavando strati omogenei cautelativi. Occorre peraltro precisare che l'area di sedime è
caratterizzata da differenze di quota del piano campagna pari a circa 1 metro, con declivio in direzione NE. Si
riscontra anche uno spessore di terre di riporto potente circa 1 metro, che si estente in tutta l'area di sedime
previsto, fino al suo limite orientale. In sede di progettazione esecutiva, si dovrà tenere conto di tali aspetti. Ciò
detto, la seguente tabella riassume la modellazione geotecnica, utilizzata per le successive verifiche
geotecniche SLU (carico limite e scorrimento fondazioni). Per le verifiche SLE relative ai cedimenti si
15
considereranno, invece, la parametrizzazione degli strati medi ricavati dalle singole prove penetrometriche
(figure 4.2, 4.3, 4.4).
Quota Tessitura γ φ δ c' cu ca
[m slm] [kg/mc] [°] [°] [kg/cmq] [kg/cmq] [kg/cmq]
Terreno 1 0.00 – 1.00 m LS 1650.0 28.00 18.00 0.000 0.400 0.000
Terreno 2 1.00 – 3.00 m LS 1650.0 25.00 16.00 0.150 0.400 0.070
Terreno 3 3.00 – 3.85 m AL 1630.0 22.00 14.00 0.100 0.400 0.050
Terreno 4 3.85 – 5.50 m AL 1680.0 22.00 14.00 0.150 0.550 0.070
Terreno 5 5.50 – 6.40 m AL 1700.0 22.00 14.00 0.150 0.600 0.070
Terreno 6 6.60 – 9.50 m AL 1750.0 20.00 13.00 0.200 0.650 0.100
Simbologia adottata:
γ Peso di volume del terreno espresso in [kg/mc]
γsat Peso di volume saturo del terreno espresso in [kg/mc]
φ Angolo di attrito interno del terreno espresso in gradi
δ Angolo di attrito palo-terreno espresso in gradi
c' Coesione efficace del terreno espressa in [kg/cmq]
cu Coesione non drenata del terreno espressa in [kg/cmq]
ca Adesione del terreno espressa in [kg/cmq]
Si precisa che l'angolo d'attrito terreno/fondazione è calcolato pari a 2/3 del valore dell'angolo d'attrito interno
del terreno. L'adesione terreno/fondazione è invece calcolato pari a 1/2 della coesione efficace.
Si è considera una quota di falda a – 2 m dall'attuale p.c.
Le caratteristiche di deformabilità dei sedimenti, necessarie per le verifiche dei cedimenti, sono desunte dagli
esiti delle prove CPTU. In tal senso, per consentire una migliore approssimazione di calcolo, i sedimenti
attraversati sono stati discretizzati in un maggior numero di strati omogenei, llimitane il più possibile gli spessori.
La seguente tabella riporta la stima dei moduli edometrici ricavati indirettamente dalle prove CPTU e
confrontabili con gli esiti delle prove edometriche di laboratorio.
Verticale:CPTU1
Verticale:CPTU3
Verticale:SCPTU1
Quota Eed Quota Eed Quota Eed
[m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa]
-1.0 10.0 -1.0 10.0 -1.0 10.0
-3.1 12.7 -2.9 13.0 -2.1 13.5
-3.9 6.5 -3.8 5.8 -4.2 13.5
-5.5 10.0 -4.4 13.1 -5.5 10.7
-7.5 7.7 -6.5 7.0 -5.9 3.6
-8.4 11.7 -6.8 24.3 -7.0 8.6
-9.5 15.4 -9.4 8.3 -8.1 14.5
-9.7 12.9 -12.2 18.8 -10.5 20.4
-12.7 22.3 -12.5 7.7 -12.1 17.9
-13.5 11.2 -12.8 57.6 -14.9 12.9
-13.4 11.6
Eed Modulo edometrico espresso in [MPa]
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5. DATI DI PROGETTO
Le stime di capacità portante e dei cedimenti sono effettuate riferendosi al sistema di fondazione concordato
con i Progettisti. Si prevede un reticolato di fondazioni nastriformi legate e continue, di larghezza B variabile
(0,70 m; 1,00 m; 1,30 m) e con quota di incastro a circa -1,2 metri dall'attuale piano campagna.
6. VERIFICHE DELLA SICUREZZA E DELLE PRESTAZIONI
6.1 Cenni introduttivi sulla normativa vigente (NTC 2008)
La progettazione deve contemplare le necessarie verifiche della sicurezza e delle prestazioni delle opere
previste:
1. per gli stati limite ultimi (SLU) che possono verificarsi, in conseguenza alle diverse combinazioni di azioni;
2. per gli stati limite di esercizio (SLE) definiti in relazione alle prestazioni attese.
Per quanto attiene la progettazione geotecnica, le verifiche SLU si riferiscono allo stato limite di resistenza dl
terreno e si utilizzano per il dimensionamento geotecnico delle opere di fondazione e di sostegno e per tutte le
strutture che interagiscono col terreno, ma anche per le verifiche di stabilità globale terreno-struttura e per le
analisi di liquefacibilità.
Le verifiche nei riguardi degli SLU si basano sull'approccio semiprobabilistico dei “coefficienti parziali” di
sicurezza, espresso dalla seguente disequazione:
Ed < Rd
con:
Ed = valore di progetto dell’azione o degli effetti delle azioni nelle varie combinazioni di carico
Rd = valore di progetto della resistenza del terreno
Ovvero:
con:
yF * F
k = azioni di progetto
Xk / y
M = parametri di progetto
ad = geometria di progetto. L'effetto delle azioni può essere anche valutato direttamente come Ed = Ek*yE
yR = coefficiente che opera direttamente sulla resistenza del sistema
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La verifica della precedente equazione deve essere effettuata impiegando diverse combinazioni di gruppi di
"coefficienti parziali", rispettivamente definiti per le azioni (A1 e A2), per i parametri geotecnici (M1 e M2) e per
le resistenze (R1, R2 e R3).
Sono dunque possibili due approcci progettuali di verifica. Nell'approccio 1 sono previste due diverse
combinazioni di gruppi di coefficienti parziali: la prima combinazione è generalmente più severa nei confronti del
dimensionamento strutturale delle opere a contatto con il terreno, mentre la seconda combinazione è
generalmente più severa nei riguardi del dimensionamento geotecnico. Nell'approccio 2 è invece prevista
un'unica combinazione di gruppi di coefficienti, da adottare sia nelle verifiche strutturali, sia nelle verifiche
geotecniche.
Le verifiche devono essere svolte sulla base della parametrizzazione geotecnica precedentemente eseguita,
utilizzando i parametri di progetto per le verifiche SLU (es.: collasso fondazione; scorrimento piano di posa;
stabilità globale versante e fronti di scavo) e i parametri caratteristici per le verifiche SLE (es.: cedimenti di
consolidamento; cedimenti post sisma).
Lo studio geotecnico fornisce le seguenti verifiche:
• capacità portante in condizioni statiche e in condizioni di sisma di progetto (verifica SLU-SLV);
• cedimenti verticali in condizioni statiche e in condizioni di sisma di progetto (verifica SLE-SLD);
Gli esiti di resistenza sopra indicati consentiranno ai progettisti di espletare le opportune verifiche di rottura per
carico limite e per slittamento delle fondazioni, implementando l'entità delle azioni di progetto.
Per quanto riguarda la rottura per carico limite dell'insieme fondazione-terreno si sono considerati:
1) l'approccio 1 –combinazione 1 →(A1+M1+R1) più severo nei confronti del dimensionamento strutturale STR
2) l'approccio 1 –combinazione 2 →(A2+M2+R2) più severo nei confronti del dimensionamento geotecnico GEO
Si rammenta che i coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno risultano:
Statici Sismici
Parametri M1 M2 M1 M2
Tangente dell'angolo di attrito
γtanφ'1.00 1.25 1.00 1.25
Coesione efficace γc'1.00 1.25 1.00 1.25
Resistenza non drenata γcu1.00 1.40 1.00 1.40
Resistenza a compressione uniassiale
γqu1.00 1.60 1.00 1.60
Peso dell'unità di volume γγ 1.00 1.00 1.00 1.00
Mentre i coefficienti parziali γR per le verifiche geotecniche risultano:
R1 R2 R3
Capacità portante γr1.00 1.80 2.30
Scorrimento γr1.00 1.10 1.10
18
6.2 Richiami geotecnici teorici
Per la verifica del carico limite il rapporto fra il carico limite in fondazione e la componente normale della
risultante dei carichi trasmessi sul terreno di fondazione deve essere superiore a ηq. Cioè, detto Qu, il carico
limite ed R la risultante verticale dei carichi carichi in fondazione, deve essere:
Qu / R >= ηq
Le espressioni di Brinch-Hansen per il calcolo della capacità portante si differenziano a secondo se siamo in
presenza di un terreno puramente coesivo (φ=0) o meno e si esprimono nel modo seguente:
qu = cNcscdcicgcbc + qNqsqdqiqgqbq + 0.5BγNγsγdγiγgγbγ (Caso generale)
qu = cu Nc sc dc ic bc gc + q (Caso di terreno puramente coesivo φ=0)
in cui dc, dq, dγ, sono i fattori di profondità; sc, sq, sγ, sono i fattori di forma; ic, iq, iγ, sono i fattori di inclinazione del
carico; bc, bq, bγ, sono i fattori di inclinazione del piano di posa; gc, gq, gγ, sono i fattori che tengono conto del
fatto che la fondazione poggi su un terreno in pendenza.
I fattori Nc, Nq, Ng sono espressi come:
Nq = eπtgφKp
Nc = (Nq - 1)ctgφ
Nγ = 2.0(Nq - 1)tgφ
Nei sedimenti coesivi, come quelli che costituiscono il sottosuolo nell'area studiata, le condizioni più cautelative
per la stima delle pressioni di rottura sono quelle calcolate per la stabilità nel breve periodo (condizioni “non
drenate”). Infatti la misura dell’angolo di attrito interno efficace nelle argille drenate, non può essere effettuata se
non falsando le condizioni di esecuzione della misura, e l’esito contiene sempre una componente ascrivibile
invece alla coesione non drenata. La semplice considerazione della coesione non drenata (cu), come valore
riassuntivo dei due parametri drenati (taglio e coesione efficaci), riesce a stimare meglio il comportamento reale
dell’ammasso di sedimenti coesivi. Le pressioni di rottura sono state peraltro calcolate per entrambe le
condizioni, ai sensi delle NTC 2008.
Le verifiche rispetto all'azione sismica (componente orrizontale) vengono invece espletate applicando la formula
di Paolucci & Pecker (1997). Tale metodo è basato sull’approccio cinematico della “yield design theory”,
considerando l’eccitazione sismica applicata staticamente. L’espressione per il calcolo della capacità portante è
la seguente:
qlim,e
= υh ∗ υ
e ∗ υ
i ∗ q
lim,s
con i seguenti coefficienti riduttivi:
forza orizzontale υh = [1-V / (0.85*N)]3
eccentricità del carico υe = [1-e
B / (0.5*B)]1.8
inerzia del terreno υi = [1-k
h /tan(φ)]0.35
19
Si rammenta che tale metodo è valido se risulta rispettata la disuguaglianza: kh < tan(φ), quindi non è applicabile
in condizioni di verifica “non drenate”.
Infatti, si evidenzia come in letteratura geotecnica non esistano studi e dati relativi che mettano in evidenza una
riduzione della capacità portante in terreni coesivi durante un sisma, diversamente da quanto invece e
dimostrato per fondazioni impostate su sedimenti incoerenti.
Per il calcolo delle tensioni indotte si è considerato il Metodo di Boussinesq. Tale metodo considera considera il
terreno come un mezzo omogeneo elastico ed isotropo. Dato un carico concentrato Q, applicato in superficie, la
relazione di Boussinesq fornisce la seguente espressione della tensione verticale indotta in un punto P(x,y,z)
posto alla profondità z:
qv = 3Qz3 / 2πR5
dove: R = (x2 + y2 + z2)1/2
Per ottenere la pressione indotta da un carico distribuito occorre integrare tale espressione su tutta l'area di
carico, considerando il carico Q come un carico infinitesimo agente su una areola dA. L'integrazione analitica di
questa espressione si presenta estremamente complessa specialmente nel caso di carichi distribuiti in modo
non uniforme. Pertanto si ricorre a metodi di soluzione numerica. Dato il carico agente sulla fondazione, si
calcola il diagramma delle pressioni indotto sul piano di posa della fondazione. Si divide l'area di carico in un
elevato numero di areole rettangolari a ciascuna delle quali compete un carico dQ: la tensione indotta in un
punto P(x,y,z), posto alla profondità z, si otterrà sommando i contributi di tutte le areole di carico calcolati come
nella formula di Boussinesq.
Il calcolo dei cedimenti è stato eseguito con il metodo edometrico. Il cedimento, intendendo con tale termine
quello nella direzione verticale, è formato da diverse componenti, costituite da movimenti di rotolamento e
scorrimento relativo fra i granuli, che fa variare l’indice dei vuoti, e dalla rottura dei granuli che modifica la
struttura del materiale. In generale i cedimenti vengono classificati come:
• immediati, cioè quelli che si sviluppano non appena il sovraccarico viene applicato;
• di consolidazione, cioè quelli che si sviluppano nel tempo e richiedono un periodo dell’ordine di mesi o anni
per esaurirsi.
L’analisi dei cedimenti immediati viene eseguita per tutti i terreni a grana fina con grado di saturazione < 90% e
per quelli a grana grossa con elevato coefficiente di permeabilità. L’analisi dei cedimenti di consolidazione viene
usata per tutti i terreni a grana fine saturi o quasi saturi. Si ricorda che il processo di consolidazione rappresenta
la graduale espulsione dell’acqua, dalla zona interessata dalle sovrappressioni indotte (bulbo delle tensioni), e
cioè la graduale dissipazione delle sovrappressioni neutre, l’aumento delle tensioni effettive e la diminuzione di
porosità del terreno. Per i terreni a grana grossa per i quali non è possibile eseguire campionamenti da
sottoporre a prove di laboratorio i metodi usati (Schmertmann, Burland, etc.) fanno riferimento a correlazioni con
parametri determinati con prove in sito (Prova SPT, Prova CPT).
Il metodo edometrico è il classico procedimento per il calcolo dei cedimenti in terreni a grana fine, proposto da
Terzaghi. I cedimenti risultano legati al modulo edometrico dei sedimenti, seguendo la seguente espressione:
20
dove:
∆σ è la tensione indotta nel terreno, alla profondità z, dalla pressione di contatto della fondazione;
Eed
è il modulo elastico determinato attraverso la prova edometrica e relativa allo strato i-esimo;
∆z rappresenta lo spessore dello strato i-esimo in cui è stato suddiviso lo strato compressibile e per il quale si
conosce il modulo elastico.
Il calcolo dei cedimenti è stato eseguito per ognuna delle prove penetrometriche e ci si è riferiti ai valori più
cautelativi di massima portanza di progetto ammissibile (SLU). Per una migliore approssimazione della stima
dei cedimenti, i sedimenti attraversati sono stati discretizzati in ulteriori strati omogenei, limitandone in questo
modo gli spessori. Si è inoltre considerata una soglia limite al calcolo pari al 10% dell'incremento delle tensioni
nel sottosuolo.
Per quanto riguarda le verifiche di liquefacibilità e la stima dei cedimenti post sisma nei sedimenti granulari e fini
poco coesivi, si sono espletate analisi quantitative di tipologia deterministica, basate sugli esiti delle prove
CPTU, e utilizzando i metodi di valutazione stocastici più riconosciuti (NCEER 1998/2001; Idriss & Boulanger
2008; Robertson 2010). Si è espletata un ulteriore analisi del rischio di liquefazione, in considerazione
dell'edificazione di progetto, mediante il calcolo dell’indice del potenziale di liquefazione LPI (Liquefaction
Potential Index) di Iwasaki et al. (1982) e la stima del parametro LSN (Liquefaction Severity Number),
recentemente proposto da Tonkin & Taylor (2013). Per la descrizione dettagliata dei metodi di verifica si
rimanda ai contenuti della Relazione Geologica.
6.3 Esiti delle verifiche geotecniche
6.3.1 Capacità portante
Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti di capacità portante più cautelativi, ricavati con l'approccio 1
combinazione 2 (GEO – A2-M2-R2) e considerando le condizioni non drenate (verifiche a breve termine). La
tabella riporta la massima portanza di progetto unitaria e la relativa pressione riferita al metro lineare di sviluppo
della fondazione nastriforme considerata. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.
Condizione Fnd PF H qu qd Pd
[m] [kg/cmq] [kg/cmq] [kN]
4 1 NO 0.65 2.21 1.23 156.72
4 2 NO 0.50 2.19 1.21 119.05
4 3 NO 0.35 2.28 1.27 87.07
Condizione Indice della condizione
Fnd Indice della fondazione nastriforme (B =1,3 m; B =1,0 m; B =0,7 m)
PF Rottura per punzonamento in presenza di falda
H Altezza del cuneo di rottura, espressa in [m]
qu Portanza ultima, espressa in [kg/cmq]
qd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kg/cmq]
Pd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kN/ml]
21
6.3.2 Cedimenti
Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti dei cedimenti totali più cautelativi rivavati dalle simulazioni per le
singole verticali (prove CPTU). I cedimenti più elevati, in funzione dei carichi trasmessi all'impronta delle
fondazioni considerate, si riscontrano nella verticale CPTU3 (evidenziati nella tanella), peraltro i differenziali tra
le prove appaiono contenuti, a dimostrazione della buona omogeneità geotecnica del sottosuolo nell'area di
previsto sedime. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.
Verticale Fnd N wf H
[kN/m] [cm] [m]
CPTU3 1 156.72 3.22 11.00
SCPTU1 1 156.72 2.55 10.90
CPTU1 2 119.05 2.34 9.80
CPTU3 2 119.05 2.55 9.60
SCPTU1 2 119.05 2.03 9.50
CPTU1 3 87.07 1.81 8.40
CPTU3 3 87.07 1.91 8.20
SCPTU1 3 87.07 1.59 8.20
Verticale Indice della verticale (prova)
Fnd Indice della fondazione nastriforme (B =1,3 m; B =1,0 m; B =0,7 m)
N Sforzo normale totale espresso in [kN/m] (equivalente alla max portanza di progetto Pd)
wf cedimento finale espresso in [cm]
H Profondità volume compressibile espresso in [m]
6.3.3 Liquefacibilità e cedimenti post sisma
Le verifiche (descritte nella Relazione Geologica, alla quale si rimanda per ogni approfondimento) forniscono
esiti di rischio di liquefazione sito specifici che possono ritenersi del tutto trascurabili in relazione alla strategia di
progettazione definitiva considerata (SLD e SLV).
I livelli sedimentari potenzialmente liquefacibili sono prevalentemente compresi negli intervalli sabbiosi e/o poco
coesivi profondi (oltre 12 metri): tali strati, appaiono sufficientemente confinati rispetto alla quota di imposta
delle previste fondazioni superficiali. I livelli invece liquefacibili riscontrati nei primi 3 metri (vedi CPTU3) e con
cedimenti post sisma stimati pari a circa 1 cm, non risultano costituire un particolare rischio per le strutture di
progetto. L'edificio di progetto, infatti, adotterà un sistema di fondazione a travi rovescie continue, in grado di
fornire un'opportuna rigidezza e capacità ad assorbire gli eventuali cedimenti differenziali e assoluti cosismici.
Elaborazione:
dr. geol. Samuel Sangiorgi
22
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLD
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLD T [s] Se [g]
ag 0,067 g 0,000 0,101
Fo 2,492 TB 0,147 0,167
TC* 0,274 s TC 0,441 0,167
SS 1,500 0,509 0,145
CC 1,610 0,577 0,128
ST 1,000 0,645 0,114
q 1,500 0,713 0,103
0,781 0,094
0,849 0,087
Parametri dipendenti 0,917 0,080
S 1,500 0,985 0,075
η 0,667 1,053 0,070TB 0,147 s 1,121 0,066
TC 0,441 s 1,189 0,062
TD 1,868 s 1,257 0,059
1,324 0,056
1,392 0,053
Espressioni dei parametri dipendenti 1,460 0,050
1,528 0,048(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,596 0,046
1,664 0,044(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 1,732 0,043
1,800 0,041(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 1,868 0,039
1,970 0,035(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,071 0,032
2,173 0,029(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,274 0,027
2,376 0,024
2,477 0,022Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 2,579 0,021
2,680 0,0192,782 0,018
2,883 0,017
2,985 0,015
3,086 0,014
3,188 0,014
3,289 0,013
3,391 0,012
3,492 0,011
3,594 0,011
3,695 0,010
3,797 0,010
3,898 0,009
4,000 0,009
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell
Punti dello spettro di risposta
Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)
e g oB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅
e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅
Ce g o
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅
C De g o 2
T TS (T) a S F
T
= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
*C C CT C T= ⋅
B CT T / 3=
D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +
10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta verticale per lo stato limite: SLD
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLD T [s] Se [g]
agv 0,023 g 0,000 0,023
SS 1,000 TB 0,050 0,039
ST 1,000 TC 0,150 0,039
q 1,500 0,235 0,025
TB 0,050 s 0,320 0,018
TC 0,150 s 0,405 0,014
TD 1,000 s 0,490 0,012
0,575 0,010
0,660 0,009
Parametri dipendenti 0,745 0,008
Fv 0,871 0,830 0,007
S 1,000 0,915 0,006
η 0,667 TD 1,000 0,006
1,094 0,005
1,188 0,004
1,281 0,004
1,375 0,003
Espressioni dei parametri dipendenti 1,469 0,003
1,563 0,002(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,656 0,002
1,750 0,002(NTC-08 §. 3.2.3.5) 1,844 0,002
1,938 0,002(NTC-08 Eq. 3.2.11) 2,031 0,001
2,125 0,001
2,219 0,001
2,313 0,001
2,406 0,001
2,500 0,001
2,594 0,001Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.10) 2,688 0,001
2,781 0,0012,875 0,001
2,969 0,001
3,063 0,001
3,156 0,001
3,250 0,001
3,344 0,001
3,438 0,000
3,531 0,000
3,625 0,000
3,719 0,000
3,813 0,000
3,906 0,000
4,000 0,000
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.
Punti dello spettro di risposta
e g vB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅ η⋅ ⋅ + − η⋅
e g vS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅
Ce g v
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅
C De g v 2
T TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
1/ qη =0,5
gv o
aF 1,35 F
g
= ⋅ ⋅
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]
ag 0,183 g 0,000 0,260
Fo 2,561 TB 0,147 0,666
TC* 0,275 s TC 0,442 0,666
SS 1,418 0,532 0,553
CC 1,607 0,622 0,473
ST 1,000 0,713 0,414
q 1,000 0,803 0,367
0,893 0,330
0,983 0,300
Parametri dipendenti 1,073 0,275
S 1,418 1,163 0,253
η 1,000 1,253 0,235TB 0,147 s 1,343 0,219
TC 0,442 s 1,433 0,206
TD 2,334 s 1,523 0,193
1,613 0,183
1,703 0,173
Espressioni dei parametri dipendenti 1,793 0,164
1,883 0,156(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,149
2,064 0,143(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,137
2,244 0,131(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,126
2,413 0,118(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,111
2,572 0,104(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,098
2,730 0,092
2,810 0,087Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 2,889 0,082
2,969 0,0783,048 0,074
3,127 0,070
3,207 0,067
3,286 0,064
3,365 0,061
3,445 0,058
3,524 0,055
3,603 0,053
3,683 0,051
3,762 0,049
3,841 0,047
3,921 0,045
4,000 0,043
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell
Punti dello spettro di risposta
Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)
e g oB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅
e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅
Ce g o
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅
C De g o 2
T TS (T) a S F
T
= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
*C C CT C T= ⋅
B CT T / 3=
D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +
10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta orizzontale per lo stato limite: SLV
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]
ag 0,183 g 0,000 0,260
Fo 2,561 TB 0,147 0,167
TC* 0,275 s TC 0,442 0,167
SS 1,418 0,532 0,138
CC 1,607 0,622 0,118
ST 1,000 0,713 0,103
q 4,000 0,803 0,092
0,893 0,083
0,983 0,075
Parametri dipendenti 1,073 0,069
S 1,418 1,163 0,063
η 0,250 1,253 0,059TB 0,147 s 1,343 0,055
TC 0,442 s 1,433 0,051
TD 2,334 s 1,523 0,048
1,613 0,046
1,703 0,043
Espressioni dei parametri dipendenti 1,793 0,041
1,883 0,039(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,037
2,064 0,037(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,037
2,244 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,037
2,413 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,037
2,572 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,037
2,730 0,037
2,810 0,037Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 2,889 0,037
2,969 0,0373,048 0,037
3,127 0,037
3,207 0,037
3,286 0,037
3,365 0,037
3,445 0,037
3,524 0,037
3,603 0,037
3,683 0,037
3,762 0,037
3,841 0,037
3,921 0,037
4,000 0,037
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell
Punti dello spettro di risposta
Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)
e g oB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅
e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅
Ce g o
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅
C De g o 2
T TS (T) a S F
T
= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
*C C CT C T= ⋅
B CT T / 3=
D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +
10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta inelastico orizzontale per lo stato limite: SLV
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]
ag 0,183 g 0,000 0,260
Fo 2,561 TB 0,147 0,167
TC* 0,275 s TC 0,442 0,167
SS 1,418 0,532 0,138
CC 1,607 0,622 0,118
ST 1,000 0,713 0,103
q 4,000 0,803 0,092
0,893 0,083
0,983 0,075
Parametri dipendenti 1,073 0,069
S 1,418 1,163 0,063
η 0,250 1,253 0,059TB 0,147 s 1,343 0,055
TC 0,442 s 1,433 0,051
TD 2,334 s 1,523 0,048
1,613 0,046
1,703 0,043
Espressioni dei parametri dipendenti 1,793 0,041
1,883 0,039(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,973 0,037
2,064 0,037(NTC-08 Eq. 3.2.6; §. 3.2.3.5) 2,154 0,037
2,244 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.8) TD 2,334 0,037
2,413 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.7) 2,492 0,037
2,572 0,037(NTC-07 Eq. 3.2.9) 2,651 0,037
2,730 0,037
2,810 0,037Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.4) 2,889 0,037
2,969 0,0373,048 0,037
3,127 0,037
3,207 0,037
3,286 0,037
3,365 0,037
3,445 0,037
3,524 0,037
3,603 0,037
3,683 0,037
3,762 0,037
3,841 0,037
3,921 0,037
4,000 0,037
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dell
Punti dello spettro di risposta
Lo spettro di progetto Sd(T) per le verifiche agli Stati Limite Ultimi èottenuto dalle espressioni dello spettro elastico Se(T) sostituendo η con 1/q, dove q è il fattore di struttura. (NTC-08 § 3.2.3.5)
e g oB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅η⋅ ⋅ + − η⋅
e g oS (T) a S F= ⋅ ⋅ η ⋅
Ce g o
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η ⋅ ⋅
C De g o 2
T TS (T) a S F
T
= ⋅ ⋅ η ⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
*C C CT C T= ⋅
B CT T / 3=
D gT 4,0 a / g 1,6= ⋅ +
10 /(5 ) 0,55; 1/ qη = + ξ ≥ η =
Elaborazioni effettuate con "Spettri NTC ver.1.0.2"
Parametri e punti dello spettro di risposta inelastico verticale per lo stato limite: SLV
Parametri indipendentiSTATO LIMITE SLV T [s] Se [g]
agv 0,106 g 0,000 0,106
SS 1,000 TB 0,050 0,181
ST 1,000 TC 0,150 0,181
q 1,500 0,235 0,116
TB 0,050 s 0,320 0,085
TC 0,150 s 0,405 0,067
TD 1,000 s 0,490 0,055
0,575 0,047
0,660 0,041
Parametri dipendenti 0,745 0,036
Fv 1,481 0,830 0,033
S 1,000 0,915 0,030
η 0,667 TD 1,000 0,027
1,094 0,023
1,188 0,019
1,281 0,017
1,375 0,014
Espressioni dei parametri dipendenti 1,469 0,013
1,563 0,011(NTC-08 Eq. 3.2.5) 1,656 0,010
1,750 0,009(NTC-08 §. 3.2.3.5) 1,844 0,008
1,938 0,007(NTC-08 Eq. 3.2.11) 2,031 0,007
2,125 0,006
2,219 0,006
2,313 0,005
2,406 0,005
2,500 0,004
2,594 0,004Espressioni dello spettro di risposta (NTC-08 Eq. 3.2.10) 2,688 0,004
2,781 0,0042,875 0,003
2,969 0,003
3,063 0,003
3,156 0,003
3,250 0,003
3,344 0,002
3,438 0,002
3,531 0,002
3,625 0,002
3,719 0,002
3,813 0,002
3,906 0,002
4,000 0,002
La verifica dell'idoneità del programma, l'utilizzo dei risultati da esso ottenuti sono onere eresponsabilità esclusiva dell'utente. Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici non potrà essereritenuto responsabile dei danni risultanti dall'utilizzo dello stesso.
Punti dello spettro di risposta
e g vB o B
T 1 TS (T) a S F 1
T F T
= ⋅ ⋅ η⋅ ⋅ + − η⋅
e g vS (T) a S F= ⋅ ⋅η⋅
Ce g v
TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅η⋅ ⋅
C De g v 2
T TS (T) a S F
T = ⋅ ⋅ η⋅ ⋅
B0 T T≤ <
B CT T T≤ <
C DT T T≤ <
DT T≤
S TS S S= ⋅
1/ qη =0,5
gv o
aF 1,35 F
g
= ⋅ ⋅
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 1
DATI GENERALI
Progetto: Progetto Definitivo Scuola Primaria frazione Renazzo – Cento (FE)Committente: Comune di CentoElaborazione Analisi: dr. geol. Samuel SangiorgiData elaborazione: 22/09/2015
DATI PROGETTUALI
Descrizione terreni e falda
Descr Quota Spessore γ φ δ c' cu ca
[m da p.c] [m] [kN/mc] [°] [°] [MPa] [MPa] [MPa]
Strato 1 -1.00 1.00 16.500 28.00 18.00 0.000 0.400 0.000
Strato 2 -3.00 2.00 16.500 25.00 16.00 0.150 0.400 0.100
Strato 3 -3.85 0.85 16.300 22.00 14.00 0.100 0.400 0.050
Strato 4 -5.50 1.65 16.800 22.00 14.00 0.150 0.550 0.070
Strato 5 -6.40 0.90 17.000 22.00 14.00 0.150 0.600 0.070
Strato 6 -9.50 3.10 17.500 20.00 13.00 0.200 0.650 0.100
γ Peso di volume del terreno espresso in [kg/mc]γsat Peso di volume saturo del terreno espresso in [kg/mc]φ Angolo di attrito interno del terreno espresso in gradiδ Angolo di attrito palo-terreno espresso in gradic' Coesione efficace del terreno espressa in [kg/cmq]cu Coesione non drenata del terreno espressa in [kg/cmq]ca Adesione del terreno espressa in [kg/cmq]
Falda profondità dal piano campagna 2.00 [m]
Caratteristiche di deformabilità
Verticale:CPTU1
Verticale:CPTU2
Verticale:CPTU3
Quota Eed Quota Eed Quota Eed
[m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa] [m da p.c] [MPa]
-1.0 10.0 -1.0 10.0 -1.0 10.0
-3.1 12.7 -2.9 13.0 -2.1 13.5
-3.9 6.5 -3.8 5.8 -4.2 13.5
-5.5 10.0 -4.4 13.1 -5.5 10.7
-7.5 7.7 -6.5 7.0 -5.9 3.6
-8.4 11.7 -6.8 24.3 -7.0 8.6
-9.5 15.4 -9.4 8.3 -8.1 14.5
-9.7 12.9 -12.2 18.8 -10.5 20.4
-12.7 22.3 -12.5 7.7 -12.1 17.9
-13.5 11.2 -12.8 57.6 -14.9 12.9
-13.4 11.6
Eed Modulo edometrico espresso in [MPa]
Geometria fondazione/i
Descrizione Forma B L D α ω [m] [m] [m] [°] [°]
Fondazione 1 (N) 1.30 - 1.20 0 0
Fondazione 2 (N) 1.00 - 1.20 0 0
Fondazione 3 (N) 0.70 - 1.20 0 0
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 2
Descrizione Descrizione della fondazioneForma Forma della fondazione (N=Nastriforme, R=Rettangolare, C=Circolare)B Base/Diametro della fondazione espressa in [m]L Lunghezza della fondazione espressa in [m]D Profondità del piano di posa in [m]α Inclinazione del piano di posa espressa in [°]ω Inclinazione del piano campagna espressa in [°]
Coefficienti normativa
Statici Sismici
Parametri M1 M2 M1 M2
Tangente dell'angolo di attrito γtanφ' 1.00 1.25 1.00 1.25
Coesione efficace γc' 1.00 1.25 1.00 1.25
Resistenza non drenata γcu 1.00 1.40 1.00 1.40
Resistenza a compressione uniassiale γqu 1.00 1.60 1.00 1.60
Peso dell'unità di volume γγ 1.00 1.00 1.00 1.00
Coefficienti parziali γR per le verifiche geotecniche:
R1 R2 R3
Capacità portante γr 1.00 1.80 2.30
Scorrimento γr 1.00 1.10 1.10
γGsfav Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni permanentiγGfav Coefficiente parziale favorevole sulle azioni permanentiγQsfav Coefficiente parziale sfavorevole sulle azioni variabiliγQfav Coefficiente parziale favorevole sulle azioni variabiliγtanφ' Coefficiente parziale di riduzione dell'angolo di attrito drenatoγc' Coefficiente parziale di riduzione della coesione drenataγcu Coefficiente parziale di riduzione della coesione non drenataγqu Coefficiente parziale di riduzione del carico ultimoγγ Coefficiente parziale di riduzione della resistenza a compressione uniassiale delle rocce
Descrizione condizioni di calcolo capacità portante
Condizione n° 1: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 (condizioni drenate)Condizione n° 2: approccio 1 combinazione 2 - GEO - A2-M2-R2 (condizioni drenate)Condizione n° 3: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 (condizioni non drenate)Condizione n° 4: approccio 1 combinazione 2 - GEO - A2-M2-R2 (condizioni non drenate)Condizione n° 5: approccio 1 combinazione 1 - STR – A1-M1-R1 - SISMICA (condizioni drenate)Condizione n° 6: approccio 1 combinazione 2 - GEO – A2-M2-R2 - SISMICA (condizioni drenate)
Opzioni di calcolo
Verifica capacità portanteAnalisi in condizioni drenate e in condizioni non drenateMetodo di calcolo della portanza: Brinch-HansenAltezza del cuneo di rottura: AUTOMATICACriterio per il calcolo del macrostrato equivalente: MEDIA ARITMETICANel calcolo della portanza sono state richieste le seguenti opzioni:Meccanismo di punzonamento in presenza di falda.
Verifica capacità portante SISMICAAnalisi in condizioni drenate e in condizioni non drenateMetodo di calcolo della portanza: PAOLUCCI e PECKERAltezza del cuneo di rottura: AUTOMATICACriterio per il calcolo del macrostrato equivalente: MEDIA ARITMETICANel calcolo della portanza sono state richieste le seguenti opzioni:Riduzione sismica angolo attrito interno φ: VESIC [2.00°]Fattori correttivi zy zq zcMeccanismo di punzonamento in presenza di falda.
CedimentiIl calcolo dei cedimenti è stato eseguito con il metodo Edometrico utilizzando il modulo edometrico.Per il calcolo dei cedimenti, è stata impostata un'altezza dello strato compressibile legato alla percentuale tensionale.In particolare la percentuale limite impostata è pari al 10%Il calcolo si basa su fondazione singola e sui valori portanza di progetto ricavate dalle verifiche
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 3
RISULTATI
Verifica della portanza per carichi verticali
Condizione Fnd PF H qu qd Pd
[m] [kg/cmq] [kg/cmq] [kN]
1 1 SI 0.99 8.05 8.05 1026.58
1 2 NO 0.78 7.70 7.70 754.76
1 3 NO 0.55 7.71 7.71 529.34
2 1 SI 0.93 4.83 2.69 342.45
2 2 NO 0.71 4.64 2.58 252.69
2 3 NO 0.50 4.68 2.60 178.39
3 1 NO 0.65 3.02 3.02 384.64
3 2 NO 0.50 2.98 2.98 292.08
3 3 NO 0.35 3.12 3.12 213.87
4 1 NO 0.65 2.21 1.23 156.72
4 2 NO 0.50 2.19 1.21 119.05
4 3 NO 0.35 2.28 1.27 87.07
5 1 SI 0.99 7.17 7.17 913.53
5 2 NO 0.78 6.90 6.90 676.98
5 3 NO 0.55 6.64 6.64 455.88
6 1 SI 0.93 4.05 2.25 287.06
6 2 NO 0.71 3.93 2.18 214.26
6 3 NO 0.50 3.81 2.12 145.40
Condizione Indice della condizioneFnd Indice della fondazionePF Rottura per punzonamento in presenza di faldaH Altezza del cuneo di rottura, espressa in [m]qu Portanza ultima, espressa in [kg/cmq]qd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kg/cmq]Pd Massima portanza di progetto ammissibile, espressa in [kN/ml]
(in evidenziato: Valori più cautelativi)
Cedimenti
Cedimenti complessivi
Verticale Fnd N wf H
[kN/m] [cm] [m]
CPTU1 1 156.72 2.93 11.10
CPTU3 1 156.72 3.22 11.00
SCPTU1 1 156.72 2.55 10.90
CPTU1 2 119.05 2.34 9.80
CPTU3 2 119.05 2.55 9.60
SCPTU1 2 119.05 2.03 9.50
CPTU1 3 87.07 1.81 8.40
CPTU3 3 87.07 1.91 8.20
SCPTU1 3 87.07 1.59 8.20
Verticale Indice della verticale (prova)Fnd Indice della fondazioneN Sforzo normale totale espresso in [kN/m] (equivalente alla max portanza di progetto Pd) wf cedimento finale espresso in [cm]H Profondità volume compressibile espresso in [m]
(in evidenziato: verticale con valori più elevati)
Cedimento dei singoli strati
Riferito alla verticale con valori più elevati.
Verticale: CPTU3 Fnd 1
n° z ∆H ∆σv Eed ∆w
[m] [m] [MPa] [MPa] [cm]
1 -1.23 0.05 0.016 13.000 0.0065
2 -1.28 0.05 0.097 13.000 0.0397
3 -1.33 0.05 0.117 13.000 0.0481
4 -1.39 0.05 0.119 13.000 0.0489
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 4
5 -1.44 0.05 0.118 13.000 0.0486
6 -1.49 0.05 0.117 13.000 0.0479
7 -1.55 0.05 0.115 13.000 0.0471
8 -1.60 0.05 0.113 13.000 0.0462
9 -1.65 0.05 0.110 13.000 0.0451
10 -1.71 0.05 0.107 13.000 0.0439
11 -1.76 0.05 0.104 13.000 0.0427
12 -1.81 0.05 0.101 13.000 0.0414
13 -1.87 0.05 0.098 13.000 0.0401
14 -1.92 0.05 0.095 13.000 0.0388
15 -1.97 0.05 0.092 13.000 0.0376
16 -2.03 0.06 0.088 13.000 0.0408
17 -2.09 0.06 0.085 13.000 0.0393
18 -2.15 0.06 0.082 13.000 0.0378
19 -2.21 0.06 0.079 13.000 0.0364
20 -2.27 0.06 0.076 13.000 0.0351
21 -2.33 0.06 0.073 13.000 0.0338
22 -2.39 0.06 0.071 13.000 0.0326
23 -2.45 0.06 0.068 13.000 0.0315
24 -2.51 0.06 0.066 13.000 0.0304
25 -2.57 0.06 0.064 13.000 0.0294
26 -2.63 0.06 0.062 13.000 0.0285
27 -2.69 0.06 0.060 13.000 0.0276
28 -2.75 0.06 0.058 13.000 0.0267
29 -2.81 0.06 0.056 13.000 0.0259
30 -2.87 0.06 0.054 13.000 0.0251
31 -2.93 0.06 0.053 5.800 0.0547
32 -2.99 0.06 0.051 5.800 0.0532
33 -3.05 0.06 0.050 5.800 0.0517
34 -3.11 0.06 0.049 5.800 0.0503
35 -3.17 0.06 0.047 5.800 0.0490
36 -3.23 0.06 0.046 5.800 0.0477
37 -3.29 0.06 0.045 5.800 0.0465
38 -3.35 0.06 0.044 5.800 0.0453
39 -3.41 0.06 0.043 5.800 0.0442
40 -3.47 0.06 0.042 5.800 0.0432
41 -3.53 0.06 0.041 5.800 0.0422
42 -3.59 0.06 0.040 5.800 0.0412
43 -3.65 0.06 0.039 5.800 0.0403
44 -3.71 0.06 0.038 5.800 0.0394
45 -3.77 0.06 0.037 5.800 0.0386
46 -3.82 0.04 0.037 13.100 0.0115
47 -3.86 0.04 0.036 13.100 0.0114
48 -3.90 0.04 0.036 13.100 0.0112
49 -3.94 0.04 0.035 13.100 0.0111
50 -3.99 0.04 0.035 13.100 0.0109
51 -4.03 0.04 0.034 13.100 0.0108
52 -4.07 0.04 0.034 13.100 0.0106
53 -4.11 0.04 0.033 13.100 0.0105
54 -4.15 0.04 0.033 13.100 0.0103
55 -4.19 0.04 0.032 13.100 0.0102
56 -4.23 0.04 0.032 13.100 0.0101
57 -4.28 0.04 0.032 13.100 0.0099
58 -4.32 0.04 0.031 13.100 0.0098
59 -4.36 0.04 0.031 13.100 0.0097
60 -4.40 0.04 0.030 13.100 0.0096
61 -4.49 0.14 0.030 7.000 0.0586
62 -4.63 0.14 0.028 7.000 0.0563
63 -4.77 0.14 0.027 7.000 0.0542
64 -4.91 0.14 0.026 7.000 0.0523
65 -5.04 0.14 0.025 7.000 0.0505
66 -5.18 0.14 0.025 7.000 0.0488
67 -5.32 0.14 0.024 7.000 0.0472
68 -5.46 0.14 0.023 7.000 0.0457
69 -5.60 0.14 0.022 7.000 0.0443
70 -5.74 0.14 0.022 7.000 0.0430
71 -5.88 0.14 0.021 7.000 0.0417
72 -6.01 0.14 0.020 7.000 0.0406
73 -6.15 0.14 0.020 7.000 0.0395
74 -6.29 0.14 0.019 7.000 0.0384
75 -6.43 0.14 0.019 7.000 0.0374
76 -6.51 0.02 0.019 24.300 0.0015
77 -6.53 0.02 0.019 24.300 0.0015
78 -6.55 0.02 0.018 24.300 0.0015
79 -6.57 0.02 0.018 24.300 0.0015
80 -6.59 0.02 0.018 24.300 0.0015
81 -6.61 0.02 0.018 24.300 0.0015
82 -6.63 0.02 0.018 24.300 0.0014
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 5
83 -6.64 0.02 0.018 24.300 0.0014
84 -6.66 0.02 0.018 24.300 0.0014
85 -6.68 0.02 0.018 24.300 0.0014
86 -6.70 0.02 0.018 24.300 0.0014
87 -6.72 0.02 0.018 24.300 0.0014
88 -6.74 0.02 0.018 24.300 0.0014
89 -6.76 0.02 0.018 24.300 0.0014
90 -6.78 0.02 0.018 24.300 0.0014
91 -6.88 0.17 0.017 8.300 0.0365
92 -7.05 0.17 0.017 8.300 0.0355
93 -7.23 0.17 0.016 8.300 0.0345
94 -7.40 0.17 0.016 8.300 0.0335
95 -7.57 0.17 0.016 8.300 0.0326
96 -7.75 0.17 0.015 8.300 0.0317
97 -7.92 0.17 0.015 8.300 0.0309
98 -8.10 0.17 0.014 8.300 0.0302
99 -8.27 0.17 0.014 8.300 0.0294
100 -8.44 0.17 0.014 8.300 0.0287
101 -8.62 0.17 0.013 8.300 0.0281
102 -8.79 0.17 0.013 8.300 0.0274
103 -8.96 0.17 0.013 8.300 0.0268
104 -9.14 0.17 0.013 8.300 0.0262
105 -9.31 0.17 0.012 8.300 0.0257
106 -9.45 0.11 0.012 18.800 0.0068
107 -9.56 0.11 0.012 18.800 0.0067
108 -9.67 0.11 0.012 18.800 0.0067
109 -9.77 0.11 0.012 18.800 0.0066
110 -9.88 0.11 0.011 18.800 0.0065
111 -9.99 0.11 0.011 18.800 0.0064
112 -10.09 0.11 0.011 18.800 0.0063
113 -10.20 0.11 0.011 18.800 0.0063
114 -10.31 0.11 0.011 18.800 0.0062
115 -10.41 0.11 0.011 18.800 0.0061
116 -10.52 0.11 0.011 18.800 0.0061
117 -10.63 0.11 0.011 18.800 0.0060
118 -10.73 0.11 0.010 18.800 0.0059
119 -10.84 0.11 0.010 18.800 0.0059
120 -10.95 0.11 0.010 18.800 0.0058
9.80 3.2207
n° numero d'ordine dell'i-esimo stratoz quota media dell'i-esimo strato espresso in [m]∆H spessore dello strato i-esimo espresso in [m]∆σv incremento di tensione verticale dell'i-esimo strato espresso in [MPa]Eed modulo edometrico dell'i-esimo strato espresso in [MPa]∆w cedimento dell'i-esimo strato espresso in [cm]
DICHIARAZIONI SECONDO N.T.C. 2008 (punto 10.2)
Cedimenti
Analisi e verifiche svolte con l'ausilio di codici di calcolo Il sottoscritto dr. geol. Samuel Sangiorgi, in qualità di calcolatore delle opere in progetto, dichiara quanto segue.
Tipo di analisi svolta L'analisi e le verifiche sono condotte con l'ausilio di un codice di calcolo automatico.La verifica a carico limite viene eseguita secondo le seguenti fasi:- Calcolo delle caratteristiche del terreno equivalente di progetto;- Calcolo della fondazione di progetto;- Calcolo del carico limite.Le combinazioni di carico adottate sono esaustive relativamente agli scenari di carico più gravosi cui l'opera sarà soggetta.
Origine e caratteristiche dei codici di calcolo Titolo CARL - Carico Limite e CedimentiVersione 10.0Produttore Aztec Informatica srl, Casole Bruzio (CS)Utente Geol. Sangiorgi Samuel Licenza AIU4626C5
Affidabilità dei codici di calcolo Un attento esame preliminare della documentazione a corredo del software ha consentito di valutarne l'affidabilità. La documentazione fornita dal produttore del software contiene un'esauriente descrizione delle basi teoriche, degli algoritmi impiegati e l'individuazione dei
Aztec Informatica s.r.l. * CARL Relazione di calcolo 6
campi d'impiego. La società produttrice Aztec Informatica srl ha verificato l'affidabilità e la robustezza del codice di calcolo attraverso un numero significativo di casi prova in cui i risultati dell'analisi numerica sono stati confrontati con soluzioni teoriche.
Modalità di presentazione dei risultati La relazione di calcolo strutturale presenta i dati di calcolo tale da garantirne la leggibilità, la corretta interpretazione e la riproducibilità. La relazione di calcolo illustra in modo esaustivo i dati in ingresso ed i risultati delle analisi in forma tabellare.
Informazioni generali sull'elaborazione Il software prevede una serie di controlli automatici che consentono l'individuazione di errori di modellazione, di non rispetto di limitazioni geometriche e di armatura e di presenza di elementi non verificati. Il codice di calcolo consente di visualizzare e controllare, sia in forma grafica che tabellare, i dati del modello strutturale, in modo da avere una visione consapevole del comportamento corretto del modello strutturale.
Giudizio motivato di accettabilità dei risultati I risultati delle elaborazioni sono stati sottoposti a controlli dal sottoscritto utente del software. Tale valutazione ha compreso il confronto con i risultati di semplici calcoli, eseguiti con metodi tradizionali. Inoltre sulla base di considerazioni riguardanti gli stati tensionali e deformativi determinati, si è valutata la validità delle scelte operate in sede di schematizzazione e di modellazione della struttura e delle azioni. In base a quanto sopra, io sottoscritto asserisco che l'elaborazione è corretta ed idonea al caso specifico, pertanto i risultati di calcolo sono da ritenersi validi ed accettabili.
Comune di Cento Provincia di Ferrara
OGGETTO:
COMMITTENTE:
RELAZIONE GEOTECNICA
Miglioramento Sismico Scuola Renazzo
Amministrazione Comunale Cento
Data, novembre 2016
IL TECNICO
RELAZIONE SULLE FONDAZIONI
Con riferimento alla allegata relazione geologica e geotecnica redatta dal
dott. Geol Samuel Sangiorgi per la nuova scuola elementare di Renazzo
posta ad una distanza di circa 450 ml dalla sede della esistente scuola
elementare oggetto della presente relazione di calcolo, si espone quanto
segue:
La struttura è ubicata nel Comune di Cento (FE) via Renazzo n. 40 e si
sviluppa su tre piani.
La struttura, realizzata negli anni 20 è in muratura, le fondazioni dello
spessore di cm 42 sono sempre in muratura e sono poste ad una profondità
di ml 1.1 rispetto al piano di campagna.
La quota media altimetrica è di 15.00 m slm.
La profondità di falda freatica si attesta ad una profondità di circa 2,0 m da
p.c.;
Per la caratterizzazione geologica, sismica e geotecnica del sottosuolo si è
tenuto conto dei dati di repertorio disponibili (Carta Geologica, sezioni
geologiche e Banca Dati geognostica pubblicate dal Servizio Geologico
Sismico e dei Suoli – SGSS – della Regione Emilia-Romagna; dati PSC dei
Comuni dell'Alto Ferrarese; studio di microzonazione sismica del Comune di
Cento a cura del SGSS).
È stata infine seguita una campagna d'indagini geognostica e geofisica
nell'area di progetto. Le indagini sono consistite in:
• n. 1 sondaggio a carotaggio continuo spinto fino a 20 metri di profondità,
con prove geotecniche (Pocket penetrometer; TorVane) eseguite sulle
carote estratte;
• n. 3 prove penetrometriche elettriche con puntale dotato di piezocono di
cui due spinte fino a -20 m (CPTU1 e CPTU3). La prova CPTU2 è stata
interrotta a -2,4 metri per il disancoraggio dello strumento a causa di riporti
superficiali. La prova è stata comunque eseguita in un'area non interessata
dal sedimene di progetto definitivo;
• n. 1 prova penetrometrica elettrica con puntale dotato di piezocono
(CPTU) e “Cono Sismico” spinta fino a -30 metri di profondità (SCPTU1),
per la misurazione diretta della velocita delle onde sismiche di taglio dei
sedimenti attraversati (Vs);
• n. 1 registrazione sismica passiva HVSR con stazione singola
(registrazione di 20 minuti, con frequenza di campionamento di 128 Hz).
Le indagini geofisiche eseguite nell'area di studio (SCPTU spinta fino a -30
metri) hanno permesso di ricavare,alla quota di incastro delle fondazione,
una Vs30 =184 m/s che consente di attribuibile il sottosuolo investigato alla
“categoria di sottosuolo di fondazione C” (<<depositi di terreni a grana
grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti
con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento
delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs30 compresi
tra 180 m/s e 360 m/s>>).
MODELLAZIONE GEOTECNICA
4.1 Interpretazione degli esiti delle indagini geotecniche e geofisiche I
parametri meccanici nominali dei sedimenti che costituiscono il “volume
significativo” per l'opera di progetto sono desunti dalle prove
penetrometriche elettriche con piezocono (CPTU e SCPTU) e dagli esiti
delle prove di laboratorio effettuate nei campioni di sedimenti indisturbati
prelevati con il sondaggio a carotaggio continuo S1 (cfr. Relazione
Geologica, SONGEO, settembre 2015). Gli esiti numerici delle prove CPTU
sono esposti nei relativi grafici e schede riportate in allegato anche alla
presente Relazione, mentre per gli ulteriori approfondimenti sulle modalità di
acquisizione dei dati e sulla valutazione dei principali parametri meccanici si
rimanda alla citata Relazione Geologica. Si rammenta che la
parametrizzazione dei sedimenti indagati dalle penetrometrie, è elaborata
attraverso le correlazioni1 proposte in letteratura, riportate in figura 4.1. Le
figure 4.2, 4.3 e 4.4 riportano lo schema geotecnico semplificato riferito alle
singole prove SCPTU1 e CPTU1 e CPTU3 (parametri medi).
Capacità portante
Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti di capacità portante più cautelativi, ricavati con
l'approccio 1 combinazione 2 (GEO – A2-M2-R2) e considerando le condizioni non drenate
(verifiche a breve termine). La tabella riporta la massima portanza di progetto unitaria e la
relativa pressione riferita al metro lineare di sviluppo della fondazione nastriforme
considerata. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.
Cedimenti
Nella tabella di seguito, si riportano gli esiti dei cedimenti totali più cautelativi rivavati dalle
simulazioni per le singole verticali (prove CPTU). I cedimenti più elevati, in funzione dei
carichi trasmessi all'impronta delle fondazioni considerate, si riscontrano nella verticale
CPTU3 (evidenziati nella tanella), peraltro i differenziali tra le prove appaiono contenuti, a
dimostrazione della buona omogeneità geotecnica del sottosuolo nell'area di previsto
sedime. Si rimanda, inoltre, al report geotecnico in calce alla Relazione.
Liquefacibilità e cedimenti post sisma
Le verifiche (descritte nella Relazione Geologica, alla quale si rimanda per ogni
approfondimento) forniscono esiti di rischio di liquefazione sito specifici che possono
ritenersi del tutto trascurabili in relazione alla strategia di progettazione definitiva
considerata (SLD e SLV).
I livelli sedimentari potenzialmente liquefacibili sono prevalentemente compresi negli
intervalli sabbiosi e/o poco coesivi profondi (oltre 12 metri): tali strati, appaiono
sufficientemente confinati rispetto alla quota di imposta delle previste fondazioni
superficiali. I livelli invece liquefacibili riscontrati nei primi 3 metri (vedi CPTU3) e con
cedimenti post sisma stimati pari a circa 1 cm, non risultano costituire un particolare rischio
per le strutture di progetto. L'edificio di progetto, infatti, adotterà un sistema di fondazione a
travi rovescie continue, in grado di fornire un'opportuna rigidezza e capacità ad assorbire
gli eventuali cedimenti differenziali e assoluti cosismici.
Al fine di contenere le tensioni massime sul terreno di fondazione all’interno di parametri
ammissibili (1,23 DN/cmq) è stato previsto l’allargamento della fondazione dagli attuali 42
cm a 142 cm. Per fare ciò è stato necessario accoppiare alla fondazione esistente due
blocchi in conglomerato cementizio armato delle dimensioni cm 50 x 50 inghisati alla
struttura muraria esistente.