Relazione - Comune di Budrio

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Via Valsellustra n.32
40060 Dozza - BOLOGNA
StudioSamuelSangiorgi
GeologiaApplicata
PIANO OPERATIVO COMUNALE
Oggetto:
Relazione Geologica e Sismica
Elaborazione:
Dott. geol. Samuel Sangiorgi
Dott. geol. Luca Bianconi
Stesura:
novembre 2011
Committente:
Comune di Budrio (BO)
tel. 0542 640279 fax 0542 647385
www.studiosamuelsangiorgi.eu
mail [email protected]
COMUNE DI BUDRIO – PIANO OPERATIVO COMUNALE
RELAZIONE GEOLOGICA SISMICA
Indice generale
1 Introduzione...................................................................................................2
2 Pericolosità sismica di riferimento..............................................................4
3 Micro Zonazione Sismica semplificata (delib. RER 112/2007)...................7
3.1 Le analisi richieste.................................................................................................................7
3.2 Indagini geognostiche di riferimento..................................................................................7
3.2.1 Indagini geognostiche di repertorio......................................................................................7
3.2.2 Indagini geofisiche eseguite.................................................................................................8
3.3 Esiti e conclusioni...............................................................................................................11
4 Analisi degli effetti locali............................................................................13
4.1 Amplificazione sismica locale............................................................................................13
4.1.1 Confronto degli spettri H/V.................................................................................................13
4.1.2 Modellazione monodimensionale di amplificazione locale................................................14
4.1.2.1 Elaborazione del modello sismico....................................................................................14
4.1.2.2 Elaborazione degli effetti di amplificazione......................................................................17
4.2 Liquefazione e cedimenti post sisma................................................................................23
4.2.1 Considerazioni generali......................................................................................................23
4.2.2 Paleogeografia e liquefazione............................................................................................25
4.2.3 Verifiche in funzione della risposta sismica locale.............................................................29
4.3 Conclusioni..........................................................................................................................34
5 Fattibilità degli interventi e Proposta normativa......................................38
1 Introduzione
La Regione Emilia-Romagna, attraverso uno specifico apparato normativo (LR 20/2000
e delib. Regionale n.112/2007 (“Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in
Emilia-Romagna per la pianificazione territoriale ed urbanistica”) ha imposto
l'elaborazione degli studi di pericolosità e di microzonazione sismica nella
pianificazione territoriale, definendo criteri di approfondimento differenziati (<<livelli>>)
a seconda delle fasi di programmazione affrontate e del contesto di pericolosità locale
riscontrato.
Nel caso di Budrio, Comune che viene inserito nella <<zona 3>> di pericolosità sismica
(ai sensi della classificazione Opcm 3274/2003 vigente all'epoca e recepita nella citata
delibera regionale), la componente geologica del quadro conoscitivo (QC) del Piano
Strutturale prodotta per i Comuni facenti parte dell'Associazione “Terre di Pianura"
include nozioni per una conoscenza dei parametri geologici del territorio di pianura
indagato, quali:
- assetto morfologico generale;
- caratterizzazione geomeccanica preliminare della coltre più superficiale (primi
10 metri) in un intorno significativo dei maggiori centri abitati, ricavato
dall'inventario delle prove geognostiche e conoscenze di sottosuolo ricavate
dagli Uffici Tecnici dei Comuni, e da quello regionale (Servizio Geologico,
sismico e dei suoli), e dall'archivio dello Studio scrivente;
- campo di moto dell'insieme di falde più superficiali, riconoscimento e
delimitazione dei bacini di drenaggio sotterranei;
- qualità delle acque del freatico, studiata per la prima volta nel bolognese con
l'analisi idrochimica di circa 50 campioni d'acqua;
- discussione sullo stato delle conoscenze relative alle acque profonde,
all'approvazione del PTA (Piano di Tutela delle Acque), ed alle conseguenze
degli eccessivi emungimenti cui sono state sottoposte le falde profonde in
questi decenni (subsidenza);
- individuazione della pericolosità di allagamento basata sulle ricorrenze negli
ultimi 50 anni, delimitazioni derivate dall'inventario degli eventi alluvionali della
Protezione Civile;
- zonizzazione dei suoli di fondazione secondo la nuova normativa sismica, e
preliminare delimitazione dei possibili effetti di sito (liquefazione dei sedimenti
saturi), presenza di cave o di altri effetti morfologici;
- quadro normativo relativo ai diversi settori trattati.
La scala d'esecuzione delle analisi citate varia per ogni tema trattato a seconda del
grado di accuratezza delle informazioni disponibili. Ad esempio, le analisi territoriali
sismiche scontano la scarsità delle conoscenze di sottosuolo oltre che l’assenza delle
necessarie informazioni per la valutazione della velocità delle onde di taglio (Vs): il
quadro normativo del PS Associato rimanda infatti alla fase di elaborazione dei PSC ed
in particolare dei POC/PUA.
2
La presente relazione è dunque propedeutica all'elaborazione del primo Piano
Operativo Comunale e costituisce la necessaria integrazione e l'adeguamento dello
studio di pericolosità sismica del territorio di Budrio in ottemperanza alla citata delibera
RER n.112/2007.
Il lavoro ha infatti permesso, sulla base degli esiti delle nuove indagini eseguite e delle
prove geognostiche e geofisiche di repertorio, un ulteriore raffinamento della
caratterizzazione sismica locale, e di proporre:
1. la cartografia di micro zonazione sismica di <<secondo livello>>, elaborata per
le parti di territorio che comprendono l'urbanizzato consolidato e le aree di
nuova previsione edificatoria del PSC (Capoluogo e principali frazioni);
2. un approfondimento delle analisi degli effetti locali potenziali indotti da sisma,
cioè dell'amplificazione dell'impulso sismico al suolo (elaborando un modello di
risposta sismica locale per il Capoluogo) e della propensione alla
liquefazione/addensamento e dei cedimenti post sisma (nei sedimenti granulari
e poco coesivi, con alcune verifiche numeriche);
3. gli indirizzi normativi per il prosieguo degli studi geologici e sismici che
dovranno accompagnare le successive fasi PUA e progettuali di massima ed
esecutive.
3
2 Pericolosità sismica di riferimento
La sismicità che caratterizza la penisola italiana è strettamente connessa al suo
contesto tettonico-strutturale e quindi alla presenza di strutture geologicamente “attive”.
Alla base di ogni stima della pericolosità sismica di un territorio vi è dunque
l’indispensabile conoscenza della sua storia sismica (cioè di tutte le informazioni sui
sismi avvenuti nel passato) e della geologia strutturale locale, entrambe strettamente
connesse tra loro.
Le evoluzioni scientifiche e tecnologiche hanno permesso catalogazioni sempre più
dettagliate dei terremoti, analisi più raffinate dei meccanismi di innesco e di
propagazione dei sisma e una progressiva migliore conoscenza delle zone o delle
strutture responsabili della sismicità (“zone” o “sorgenti sismogenetiche”) presenti nel
territorio italiano.
Recentemente la nostra Regione, a conclusione di un lungo lavoro iniziato alla fine
degli anni ’70 del secolo scorso, ha prodotto la <<Carta Sismotettonica della Regione
Emilia-Romagna>>, edita nel 2004, alla scala 1:250.000 (figura 2.1) che riporta gli
epicentri dei terremoti noti con Magnitudo M>4, le strutture attive e quelle
potenzialmente sismogenetiche ed i relativi meccanismi focali tettonici.
Figura 2.1 - Estratto della Carta Sismotettonica della Regione Emilia-Romagna (2004), con il
perimetro comunale di Budrio (in fucsia). Si riporta uno stralcio della legenda, di classificazione
degli ipocentri dei terremoti strumentali di Mw > 4 (che non risultano rilevati nell’area di studio) e
degli epicentri dei più significativi effetti macrosismici. La fonte regionale è il catalogo
parametrico nazionale dei terremoti storici (CPTI, 1999).
4
La delibera regionale fornisce anche i dati di riferimento per valutazioni più accurate
della risposta sismica: lo spettro di risposta normalizzato (per Tr =475 anni e
smorzamento del 5%) per l’Emilia-Romagna, i valori di agref di ogni Comune, ed i
segnali di riferimento (accelerogrammi), anch’essi già scalati per ogni singolo Comune.
In questo senso, al Comune di Budrio viene attribuita una agref pari a 0,174g.
A livello nazionale si è giunti, attraverso varie fasi di studi e revisioni, all’ultima
zonazione sismogenica del territorio nazionale nota con la semplice sigla “ZS9” (2004)
prodotta dall’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia (INGV), che rappresenta il
più recente riferimento per gli studi di pericolosità sismica del territorio italiano. Questa
zonazione è stata elaborata riferendosi anche i più recenti background informativi sui
terremoti ed in particolare le ultime banche dati relative alle sorgenti sismogeniche
italiane DISS1 2.0 ed il già citato catalogo CPTI2.
La figura 2.2 propone la sovrapposizione del territorio di Budrio con la zonazione ZS9 e
con la distribuzione delle sorgenti sismogenetiche contenute nel database più
aggiornato e disponibile DISS 3.1. Si evince che l’area studiata ricade nell'ampia zona
912 che rappresenta la fascia più esterna dell'arco appenninico settentrionale. In
quest'ultima la sismicità è correlabile alla tettonica attiva del fronte compressivo del
margine appenninnico sepolto più avanzato che giunge fino all'attuale Po. Più nel
dettaglio la banca dati DISS 3.1 indica che il territorio di Budrio si colloca tra due
“fascie” sismogenetiche, esterne ma più vicine all'area in questione:
•
la ITCS012 “Malalbergo-Ravenna”, situata più a nord, a questa zona
sismogenica viene attribuita una magnitudo massima M = 5,6 dunque
caratterizzata da terremoti storici che raramente hanno raggiunto elevate
intensità. La magnitudo della zona è infatti derivata dalle magnitudo massime
attribuite ai terremoti più significativi associati a questa zona (Classe-Ravenna,
725; Argenta, 1624; bassa padana, 1796 e 1909);
•
la ITCS047 “Castelvetro di Modena-Castel San Pietro Terme”, più a sud, con
una magnitudo stimata di Mw = 5,6 derivata dalle magnitudo dei terremoti più
significativi bolognesi (1455, 1505 e 1929) e modenesi (1399).
In conclusione, il territorio comunale di Budrio non risulta interessato storicamente da
epicentri sismici di intensità significativa e si può considerare la pericolosità sismica
generale “media”.
Per quanto scritto sopra, le eventuali verifiche speditive della liquefazione e dei
cedimenti post-sisma, dovrebbero assumere una magnitudo di riferimento pari a M=
5,6. Questa intensità è cautelativa in quanto Budrio ricade esternamente alle più vicine
zone sismogeniche ITCS012 e ITCS047 e distante oltre 25 km (il capoluogo) da
sorgenti di terremoti storicamente noti di intensità significative. La magnitudo pari a a
5,6 risulta conservativa anche perchè è stata assunta senza considerare le opportune
relazioni di attenuazione della magnitudo massima in funzione della distanza dell'area
studiata con le sorgenti sismogeniche note.
1
<<Database of Potential Sources for Earthquake Larger than M5.5 in Italy”>> (Valensise e Pantosti, 2001)
2
<<Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani”, Gruppo di lavoro CPTI, 1999-2002>>
5
Figura 2.2 - Zonazione sismogenetica ZS9 e distribuzione delle sorgenti
sismogenetiche contenute in DISS 3.1 (foto aerea: Google Earth). Le sigle numeriche
corrispondono alle “zone” sismogenetiche desunte dalla ZS9; le sigle ITCS
corrispondono alle “zone” mentre le sigle ITIS corrispondono a “sorgenti”
sismogenetiche della B/D DISS (versione aggiornata 3.1).
6
3 Micro Zonazione Sismica semplificata (delib. RER 112/2007)
3.1 Le analisi richieste
La delibera regionale propone la definizione semiquantitativa degli effetti di
amplificazione in caso di sisma sulla base di tabelle allegate in appendice al
documento e riferite a grandi situazioni morfologico-stratigrafiche (“secondo livello” di
analisi). Le variabili, da inserire nelle tabelle per la stima dell’amplificazione locale
sono:
•
F.A. P.G.A. → rapporto tra la massima ampiezza dell’accelerazione su
affioramento rigido (amax,r) e la massima ampiezza dell’accelerazione alla
superficie del deposito (amax,s) alla frequenza f. Il fattore di amplificazione
dipende dalla frequenza di eccitazione armonica, dal fattore di smorzamento D
e dal rapporto tra l’impedenza sismica, prodotto tra densità-velocità, della roccia
base e quella del deposito;
•
F.A. S.I. - Intensità spettrale di Housner → indicatore della pericolosità sismica,
è definito come l’area sottesa dello spettro di risposta di pseudovelocità, nel
nostro caso per i due intervalli di frequenze, rispettivamente da 0.1<T0<0.5 s e
da 0.5<T0<1 s;
•
la velocità equivalente delle onde di taglio nei primi 30 metri di nel sottosuolo
(Vs30).
Sulla base dei contenuti della citata delibera regionale, lo studio sismico elaborato per
il POC ha valutato la variazione locale del parametro fondamentale per giungere alla
micro zonazione della pianura, ossia la distribuzione delle Vs nel sottosuolo.
Per la stima delle amplificazioni locali, i valori delle Vs30 (calcolate tramite le prove
geofisiche di repertorio e le prove espletate per questo lavoro), sono state
implementate nelle tabelle regionali ottenendo i coefficienti di amplificazione. I valori
dei fattori di amplificazione fanno riferimento alla attribuzione in <PIANURA 2>.
3.2 Indagini geognostiche di riferimento
3.2.1 Indagini geognostiche di repertorio
I dati di sottosuolo pregressi sono desunti dalle indagini già di riferimento per le analisi
geologiche elaborate per il Quadro Conoscitivo del Piano Strutturale Associato (Viel;
Viel & Sangiorgi, 2008); dalla banca dati geognostica aggiornata della Regione Emilia
Romagna (penetrometrie, sondaggi a catoraggio continuo o trivellazioni, stratigrafie di
pozzi esplorativi per ricerche idrogeologiche), da prove geognostiche e geofisiche
d'archivio del Comune di Budrio (Varianti e Piani Particolareggiati), infine da ulteriori
indagini eseguite dallo Studio scrivente.
La prove di repertorio, numerose soprattutto nell'intorno del Capoluogo, comprendono
anche prove penetrometriche con punta elettrica CPTE, oltre che terebrazioni e prove
7
prove geofisiche, fra cui quattro misure HVSR (tromografie), quattro MASW (Multichannel Analysis of Surface Waves) eseguite a ovest della frazione Mezzolara e,
infine, una penetrometria con puntale sismico SCPT eseguita a sud del Capoluogo
(località Villa Loup) spinta fino a circa 30 metri di profondità. Le prove geofisiche hanno
consentito di stimare la Vs equivalente nei sedimenti attraversati, risultanto molto utili
per la caratterizzazione sismica e per l'elaborazione della micro zonazione
semplificata.
Le indagini geognostiche e geofisiche di riferimento sono riportate nella figura 3.1a/b.
Per le prove contenute nella Banca Dati della RER, si rimanda alle informazioni
pubblicate e consultabili anche on-line nel sito del Servizio Geologico Sismico e dei
Suoli.
3.2.2 indagini geofisiche eseguite
Per lo studio effettuato per il POC sono state eseguite:
•
due stendimenti MASW (Multi-channel Analysis of Surface Waves) → sono
state eseguite rispettivamente nel Capoluogo (MASW1) e nella frazione, più a
nord, di Dugliolo (MASW2), per il calcolo più raffinato della velocità di
propagazione delle onde sismiche superficiali (Vs), necessaria per la
classificazione sismica del sottosuolo. La MASW è una metodologia non
invasiva che utilizza le onde di Rayleigh, componente principale delle onde
superficiali, e per questo poco soggetta ai rumori ambientali; l'analisi delle onde
S viene eseguita mediante la trattazione spettrale del sismogramma. La
strumentazione utilizzata è composta dal sismografo e 24 geofoni da 4.5 Hz;
•
diciannove acquisizioni del microtremore sismico con strumentazione digitale
portatile a stazione singola → Lo strumento dispone di tre canali di
acquisizione connessi a tre velocimetri elettrodinamici ad alta risoluzione, in
grado di misurare le componenti della velocità (moto) di ogni strato lungo le
direzioni N-S; E-W; H-V. L’elaborazione del microtremore misurato, fornisce i
rapporti spettrali HVSR o H/V (Nogoshi & Igarashi, 1970), risultando efficace
per la stima delle frequenze fondamentali di risonanza fr del sottosuolo
fr = Vs/4*H
con H = spessore dello strato
Queste indagini prevedono misure puntuali e speditive da cui è possibile
ricavare indirettamente informazioni sulla profondità dei riflettori sismici avendo
a disposizione punti di controllo di taratura (dati geognostici e geofisici).
Forniscono, pertanto, un ulteriore supporto alla interpretazione stratigrafica ed
alla stima della velocità media delle onde di taglio nel volume di sottosuolo
investigato. Inoltre, consentono la stima delle frequenze di vibrazione del
terreno e una preliminare analisi delle possibili “doppie risonanze” con i
manufatti di progetto. L'acquisizione dati è avvenuta attraverso registrazioni
della durata di 14 minuti e passo di campionamento pari a 128 Hz.
La figura 3.1a/b riporta tutti i punti di controllo geognostici e geofisici di riferimento per
questo lavoro. Le prove geofisiche eseguite per il POC sono evidenziatee siglate. In
appendice alla relazione si riportano le schede relative agli esiti geofisici ottenuti.
8
3.3 Esiti e conclusioni
Le indagini geofisiche effettuate per il POC, oltre a quelle di repertorio ulteriormente
disponibili per questo lavoro consentono un ulteriore raffinamento delle conoscenze di
sottosuolo, consentendo in primo luogo l'elaborazione della micro zonazione
semplificata.
In particolare si sono elaborati i seguenti modelli di distribuzione delle Velocità delle
onde di taglio (Vs) nel sottosuolo, ricavati dagli esiti delle seguenti prove geofisiche:
stendimento MASW1 (località capoluogo) → 217 m/s
stendimento MASW2 (località Dugliolo) → 162 m/s
acquisizione tromografica TR14 (località Bagnarola) → 206 m/s
cono sismico CPTS (località Villa Loup) → 254 m/s [prova di repertorio dello Scrivente]
n. 4 stendimenti MASW (località Mezzolara) → da 174 m/s a 180 m/s [prova di
repertorio, dott. geol. Luca Bianconi]
acquisizione tromografica (località Mezzolara) → 170 m/s [prova di repertorio: comparto
ANS.A.17_C2.20 a cura di GEO-PROBE, 2010]
La seguente figura 3.2 riporta graficamente gli esiti della distribuzione delle Vs nel
sottosuolo ottenuti dalle due prove MASW eseguite per il POC di Budrio.
Figura 3.2 – Distribuzione delle Vs nel sottosuolo ottenute dalle indagini MASW eseuite
per il POC di Budrio
In sintesi, le velocità piu elevate delle onde di taglio si misurano nella porzione sud del
territorio comunale, per la presenza sedimenti sabbiosi, talvolta anche ghiaiosi, dei
paleoalvei di divagazione attribuiti agli apparati distributori dell'Idice e del Savena.
Verso N-NE, le velocità di taglio tendono progressivamente a ridursi fino a valori anche
11
inferiori a 180 m/s, per la rarefazione delle strutture ghiaiose e sabbiose nei primi 30
metri di sottosuolo.
Tutte queste considerazioni, consentono l'attribuzione delle classi di distribuzione delle
Vs necessarie per la micro zonazione semplificata in ossequio alla delibera regionale
n. 112/2007. Si sono pertanto ottenute le seguenti distribuzioni di Vs:
1) per la parte meridionale del territorio comunale (es. località Prunaro; Cento;
Capoluogo)
200 m/s <Vs <250 m/s
2) per la parte centro – settentrionale del territorio comunale (es. località Vedrana;
Mezzolara; Dugliolo; Cazzano)
Vs < 200 m/s
Per la stima semplificata delle amplificazioni locali, i valori delle Vs30 sono
implementate nelle tabelle regionali ottenendo i coefficienti di amplificazione. Il
contesto morfologico e geologico attribuito a tutto il territorio in questione è quello della
Pianura Padana e in particolare a “PIANURA 2”, ovvero <<caratterizzato da un profilo
stratigrafico costituito da alternanze di sabbie e peliti, con spessori anche decametrici,
talora con intercalazioni di orizzonti di ghiaie (di spessore anche decine di metri), con
substrato profondo (≥ 100 m da p.c.)>>.
Gli esiti della micro zonazione in termini di amplificazione, ricavati con l'approccio
semplificato (delib. RER 112/2007) risultano pertanto i seguenti:
Vs30
Contesto
morfologico
F.A. PGA
F.A.S.I.
(0,1s<To<0,5s)
F.A.S.I.
(0,5s<To<1s)
Vs30<200
PIANURA 2
1,5
1,8
2,5
200<Vs30<250
PIANURA 2
1,5
1,8
2,3
Le tavole di micro zonazione sismica semplificata sono allegate alla presente relazione
e riprodotte anche in calce al testo (figure 4.16a/b).
12
4 Analisi degli effetti locali
4.1 Amplificazione sismica locale
4.1.1 Confronto degli spettri H/V
Per questo lavoro, le tracce tromografiche eseguite sono state analizzate per un
ulteriore approfondimento sugli effetti di amplificazione locale in caso di sisma. Le
acquisizioni tromografiche, sfruttando la teoria ormai consolidata dei rapporti spettrali
tra le componenti del moto orizzontale e quello verticale, permettono la stima della
frequenza di risonanza fondamentale (fr) del sottosuolo e della profondità del bedrock
sismico secondo la relazione fr = Vs/4H (con H = spessore dello strato meno rigido
soprastante), valida nella situazione semplificata di sistema monostrato piano.
Occorre premettere che in un sistema di sottosuolo più complesso, ovvero più similare
alla realtà geologica locale (più strati lenticolari) l'equazione sopra indicata non può
essere applicata cosi linearmente. Inoltre, la tecnica dei rapporti H/V non consente una
stima quantitativa del coefficiente di amplificazione. Lo spettro H/V di un sistema
multistrato può comunque ritenersi una sommatoria delle frequenze di risonanza dei
principali strati in grado di indurre contrasti di impedenza sismica.
Per quanto detto, la figura 4.1 propone il confronto di tutte le diaciannove tracce
tromografiche eseguite per il POC. Tutte le acquisizioni evidenziano un picco
particolarmente marcato, in termini di amplificazione, rilevato a frequenze < 1,0 Hz. Si
tratta del riflettore sismico più significativo, riscontrato dalle prove geofisiche. La
profondità di questo sismostrato si può stimare a circa 70 metri di profondità,
interpretabile come limite superiore di un intervallo alluvionale caratterizzato da
maggior grado di rigidezza.
Figura 4.1 – Confronto delle tracce tromografiche eseguite per il POC nel territorio di
Budrio
13
Tale intervallo è attribuibile al limite stratigrafico superiore del subsintema AES6
(“Subsintema di Bazzano”), costituito da alternanze di sabbie anche ghiaiose e
sedimenti più fini (limi e argille), come si evince dal controllo delle sezioni geologiche
RER (n.28 e n.95, vedi successiva figura 4.2). A frequenze inferiori (maggiori
profondità), il segnale rilevato dalle prove tromografiche evidenzia ancora
amplificazioni, sebbene non sia possibile discriminare ulteriori picchi definiti: ciò
appare dovuto alla debole intensità del segnale acquisito e ai limiti strumentali
dell'apparecchio di misura.
Le prove non riscontrano ulteriori picchi significativi (H/V >2) di amplicazione del
segnale sismico, a dimostrare che la sovrastante e potente colonna di sedimenti
alluvionali appare priva di importanti riflettori sismici e probabilmente caratterizzata da
effetti di smorzamento. In conclusione, le tracce tromografiche dimostrano una risposta
sismica locale in termini di amplificazione passiva sostanzialmente omogenea per tutto
il territorio di Budrio.
4.1.2 Modellazione monodimensionale di amplificazione locale
Per valutare gli effetti di risposta sismica locale, in termini di amplificazione dell'impulso
sismico al suolo, si è proceduto con l'elaborazione di una modellazione numerica
tramite l'uso del software SHAKE 2000, un programma di calcolo realizzato per
verifiche monodimensionali, in grado elaborare, tramite una sequenza di analisi lineari
complete, valori di rigidezza G e di smorzamento D compatibili con le caratteristiche
delle colonne litologiche oggetto di studio.
Le informazioni di sottosuolo, concentrate soprattutto nel Capoluogo, consentono
pertanto di elaborare il modello di amplificazione locale per la simulazione simulata
degli effetti indotti dal sisma di progetto.
4.1.2.1 Elaborazione del modello sismico
La prima fase consiste nel costruire la colonna di sottosuolo di riferimento,
rappresentata da strati (layer) a differente tessitura e da diversi valori delle onde di
taglio S (Vs).
In questo senso, la stratigrafia fino a 30 metri di profondità e la stima della velocità
media di propagazione delle onde di taglio è estrapolata sulla scorta degli esiti ottenuti
dalle indagini geofisiche (MASW e acquisizioni tromografiche) e dalle prove
geognostiche (penetrometriche e sondaggi). La stratigrafia profonda è invece
estrapolata dal quadro stratigrafico e strutturale elaborato dalla Regione EmiliaRomagna & ENI-AGIP. Il contesto stratigrafico profondo è ben sintetizzato nella figura
4.2 che rappresenta uno stralcio delle sezioni n.28 e n.95, pubblicate e consultabili
anche on-line nel sito del Servizio Geologico Sismico e dei Suoli della RER.
Il bedrock sismico è impostato alla profondità di –220 m dal p.c. (figura 4.3), in
corrispondenza del tetto dei più potenti intervalli granulari compresi nel “Sintema
Emiliano-Romagnolo inferiore (AEI) del Pleistocene medio, caratterizzato da
intercalazioni sabbiose alluvionali di notevole spessore e addensamento.
La profondità dei depositi alluvionali AEI può essere estrapolata a tutto il territorio di
Budrio, come evidenziato nella Carta Sismotettonica della RER (vedi stralcio nella
figura 2.1). Questo intervallo deposizionale possiede le fondamentali caratteristiche
14
Fig. 4.2 - Sezioni geologiche di
riferimento: n. 28 e n. 95 (Banca
Dati Servizio Geologico Regione
Emilia-Romagna)
(geometria, età deposizionale, profondità, grado di addensamento, rigidezza ecc.) per
essere assunto come il pseudo-bedrock nell’elaborazione del modello sismico.
Il modello numerico di risposta sismica locale, relativo all’area di studio è stato
elaborato impostando i seguenti differenti litotipi:
Layer
Profondità (m) Descrizione
Vs (m/s) Y (kN/mc)
1
10
Sabbie prevalenti
(DR<35%)
poco addensate
2
20
Sabbie prevalenti
(DR<35%)
poco
3
50
Sabbie
prevalenti
addensate (DR 35÷65%)
4
70
Argille IP = 10÷20
5
120
Sabbie
prevalenti
mediamente
6
220
Sabbie
prevalenti
mediamente
7
>220
Bedrock sismico
addensate
mediamente
160
18
200
18
240
19
240
19
350
20
400
21
600
22
Figura 4.3 – Stratigrafia di riferimento schematica utilizzata per la modellazione sismica con
SHAKE2000 del Capoluogo.
16
Il modello di sottosuolo descritto è ben correlabile per tutta l'ampia zona del
Capoluogo, e la simulazione di risposta sismica è estrapolabile per tutta l'area
considerata. A conferma di ciò, l'analisi delle tracce tromografiche dimostra
l'omogeneità della risposta sismica locale anche in termini di amplificazione valutate
con acquisizioni sismiche passive (vedi schede in allegato e figura 4.1). Le tracce H/V
evidenziano solamente marcate amplificazioni del segnale sismico a frequenze inferiori
a 1,0 Hz, mentre a frequenze più elevate non si registrano picchi di amplificazione
significativi (H/V > 2). Come già scritto, la potente colonna di sedimenti alluvionali
sovrastante il bedrock sismico appare pertanto priva di importanti riflettori sismici e
caratterizzata, con probabilità, da effetti di smorzamento.
Occorre poi l’inserimento degli input sismici, desunti dai segnali di riferimento
selezionati dalla banca dati accelerometrica “European Strong Motion database” e
forniti dal Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli regionale. Si tratta di tre tipologie di
segnali, già “scalati” per il territorio comunale a cui si riferiscono e sono rappresentati
dai tre differenti accelerogrammi di progetto riprodotti della figura 4.4:
1)
impulsivo
2)
con ampio contenuto in frequenze
3)
con componente predominante alle alte frequenze.
4.1.2.2 Elaborazione degli effetti di amplificazione
La seconda fase di elaborazione consente di ottenere tre differenti "spettri di risposta",
ognuno dei quali descrive il diverso comportamento relativo ad ogni singolo strato della
colonna litologica tipo, rispetto all’input sismico utilizzato. Questi “spettri” sono utilizzati
nell’ambito della progettazione per la verifica sismica delle strutture.
Dall’implementazione del modello all’interno del codice di calcolo, si ottengono diverse
informazioni relative ad alcuni parametri fondamentali quali: pseudoaccelerazione
spettrale (PSA), pseudovelocità spettrale (PSV), spostamento spettrale (SD).
•
Il primo spettro (figura 4.5) ottenuto riguarda la PSA. Nel grafico viene mostrato
il comportamento dell’accelerazione spettrale attraverso i diversi strati che
compongono la colonna litologica tipo, utilizzata nella modellazione per diversi
valori di periodo, da 0 a 4 secondi (valori equiparabili ad edifici di altezza
variabile da un piano fino a torri molto alte).
•
Il secondo spettro ottenuto (figura 4.5) riguarda la PSV, ossia la pseudovelocità.
Questo grafico mostra il comportamento della velocità spettrale, in funzione del
periodo compreso tra 0 e 4 secondi, nei diversi layers della colonna litologica, in
base all’input sismico applicato. I risultati di questa analisi sono utilizzabili per il
calcolo del fattore SI, Intensità spettrale di Housner richiesto nel terzo livello di
caratterizzazione (DG.R. 112/2007). L’intensità di Housner-SI è un indicatore
della pericolosità sismica ed è definito come l’area sottesa dello spettro di
risposta di pseudovelocità in un intervallo prefissato di frequenze. Questa
grandezza è direttamente correlabile all’energia che viene dissipata nelle
strutture durante un terremoto, e quindi espressione del possibile grado di
danneggiamento subito dagli edifici.
17
Input 046_Budrio.xy
Input 126_Budrio.xy
Input 354_Budrio.xy
Figura 4.4 – Accelerogrammi
di progetto
Spettro di risposta
PSA smorzamento 5% Input 046
Spettro di risposta
PSV smorzamento 5% Input 046
Spettro di risposta
SD smorzamento 5% Input 046
Spettro di risposta
Spettro di risposta
Spettro di risposta
Spettro di risposta
Spettro di risposta
Figura 4.5 – Spettri di risposta sismica locale
Spettro di risposta
•
Il terzo spettro ottenuto (figura 4.5) è relativo al parametro SD. Nelle figure si
evidenzia il comportamento dello spostamento spettrale in funzione del periodo
compreso fino a 10 secondi. Lo spostamento spettrale SD è un parametro
utilizzato per la valutazione del danno strutturale a cui è soggetta una
costruzione dopo il sisma.
La modellazione consente la valutazione dell’amplificazione locale intesa come
rapporto PGA/PGA0 ossia come rapporto dell’agmax al suolo (calcolata con
SHAKE2000) rispetto all’ag di riferimento del terremoto (per Budrio pari a 0,174g). Ne
consegue che il rapporto PGA/PGA 0 considerando l’input 46 (il più cautelativo al suolo)
risulta pari a FA = 0,94, dunque inferiore al fattore di amplificazione semplificato locale
estrapolabile dalla delibera RER (FA = 1,5 per il contesto “Pianura 2”).
La figura 4.6 riporta invece l'andamento delle amplificazioni locali in funzione delle
frequenze del moto di vibrazione dell'impulso sismico, del fattore di smorzamento D,
del rapporto tra le impedenze sismiche dei sismostrati. La variazione del fattore di
amplificazione con la frequenza definisce la funzione di amplificazione A(f) del
deposito. Il moto sismico può essere amplificato in corrispondenza di determinate
frequenze, corrispondenti alle frequenze naturali fn di vibrazione del deposito. In
questo senso, molto importante risulta la prima frequenza naturale di vibrazione f1
denominata frequenza fondamentale, in corrispondenza della quale la funzione di
amplificazione assume un valore massimo.
BUDRIO
Amplificazione Suolo-Bedrock
2.5
AMP input 046
AMP input 126
2
Amplificazione
AMP input 354
1.5
1
0.5
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Frequenza (Hz)
Figura 4.6 – Funzione di trasferimento del moto oscillatorio del sisma lungo tutta la colonna
litologica tipo per ogni input sismico di riferimento (modello Capoluogo)
21
Dalle funzioni di amplificazione ricavate dalle elaborazioni risulta che la frequenza
fondamentale assume un valore locale di 0,40 Hz. Le frequenze naturali individuate
sono:
f1 = 0,40 Hz con amplificazione pari a 2,18
f2 = 0,80 Hz con amplificazione pari a 2.26
f3= 1,30 Hz con amplificazione pari a 1,80
Gli esiti di amplificazione ricavati dal modello numerico sono pertanto coerenti con le
tracce H/V ricavate dalle acquisizioni tromografiche (vedi figura 4.1). Queste ultime
rilevano amplificazioni a frequenze inferiori a 1Hz, con un picco più definito alle
frequenze di 0,8÷1,0 Hz, corrispondente al secondo picco del modello numerico,
mentre la più bassa frequenza fondamentale (0,40 Hz) risulta meno definita nelle
tracce sperimentali H/V per la debolezza del segnale passivo e per i limiti strumentali
delle stessa apparecchiatura di acquisizione.
La figura 4.6 risulta un utile strumento per la valutazione della vulnerabilità degli edifici
di previsione rispetto agli effetti di amplificazione locale del moto sismico. È infatti noto
come le strutture siano caratterizzate da differenti modi di vibrazione, in funzione di
molti parametri tra cui l'elevazione, la tipologia, il materiale costruttivo, etc. Dal punto di
vista analitico, la vibrazione di un edificio è governata soprattutto dalla sua altezza. In
questo senso, la figura 4.7 riporta un abaco di possibile relazione tra altezza di un
edificio in c.a. e frequenza di risonanza propria.
Un'ulteriore relazione empirica che lega la frequenza di vibrazione di un edificio e la
sua altezza è la seguente: f = (10÷12)/n.piani.
La coincidenza tra frequenze di risonanza naturale del terreno e frequenze di
vibrazione delle strutture può dunque causare pericolose amplificazioni nel caso di
impulsi ciclici dovuti ad un evento sismico (effetto di "doppia risonanza”).
Per finalità di interesse ingegneristico la modellazione pertanto evidenzia possibilità di
amplificazione del moto sismico solamente a frequenze inferiori a 2 Hz. In generale, ciò
può indurre effetti di “doppia risonanza” con edifici di elevazione superiore a 5 piani.
Figura 4.7 – Abaco di
relazione tipica tra
altezza edificio in c.a. primo modo flessionale
(da Masi et al., 2007)
22
Per quanto riguarda l'intensità spettrale di Housner SI (richiesta nel terzo livello di
caratterizzazione come rapporto fra gli spettri PSV al suolo e PSV al bedrock), stimata
per gli intervalli temporali prefissati della RER (0.1s-0.5s e 0.5s-1.0s), la simulazione
con SHAKE 2000 ricava:
F.A. S.I. = 1.08 [0.1s-0.5s] rispetto a 1.8 RER (pianura 2)
F.A. S.I. = 2.24 [0.5s-1.0s] rispetto a 2.5 RER (pianura 2)
Rispetto all’analisi semplificata e cautelativa proposta dalla Delibera RER n.112/2007,
la simulazione di risposta sismica locale evidenzia anche esiti più ridotti del parametro
dell’Intensità Spettrale (PSV).
La figura 4.8 sovrappone gli spettri PSV relativi al bedrock e al suolo per l'input sismico
di riferimento che risulta, in questo caso, il più cautelativo (ancora l'accelerogramma n.
46).
Intensità di Housner S.I. (smorz. 5%)
0.6
Porto Fuori
INPUT_46_Budrio.xy
F.A. SI/SI0 [0.1s-0.5s] = 1.08
F.A. SI/SI0 [0.5s-1.0s] = 2.24
0.5
SI
SIo
PSV (m/s)
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
T (s)
Figura 4.8 – Intensità di Housner S.I. riferite al bedrock ed al suolo (input 46) e ricavata dal
modello Capoluogo
4.2 Liquefazione e cedimenti post sisma
4.2.1 Considerazioni generali
La suscettibilità alla liquefazione dei sedimenti incoerenti saturi rappresenta un
parametro molto importante da valutare nelle analisi di pericolosità sismica, soprattutto
a piccola scala, e in particolare nella pianura alluvionale dove si ha la maggiore
concentrazione dell’urbanizzato sia storico che di previsione.
23
Per liquefazione si intende l’annullamento di resistenza al taglio di terreni granulari
saturi sotto sollecitazioni di taglio cicliche, in conseguenza delle quali il sedimento
raggiunge una condizione di fluidità pari a quella di un liquido viscoso.
Il meccanismo di liquefazione è governato da molti fattori e tra questi i principali sono:
caratteristiche dell’impulso sismico; (magnitudo M > 5,0); densità relativa (DR < 50 ÷
60%); pressioni di confinamento (non sono riportati casi in letteratura di liquefazione in
strati granulari profondi oltre 15-20 metri); fuso granulometrico (vedi figura 4.9); falda
superficiale.
Figura 4.9 - Fusi granulometrici per la valutazione preliminare della suscettibilità alla
liquefazione per terreni a granulometria uniforme (a) oppure estesa (b), tratto dalle
<<Linee guida AGI>>, 2005.
24
Occorre anche evidenziare che la liquefazione di sedimenti saturi non sempre produce
perdita di funzionalità o collasso delle strutture degli edifici. Riduzioni rilevanti di
capacità portante e cedimenti significativi sono funzione:
- dell’ampiezza e tempo del carico ciclico del sisma;
- dello spessore ed estensione dello strato in liquefazione;
- dello spessore dei sedimenti non soggetti a liquefazione interposti tra fondazioni e
strato in densificazione/liquefazione;
- delle condizioni morfologiche al contorno (acclività; presenza di scarpate o di
variazioni di pendenza; vuoti di cava; incisioni fluviali; maceri).
In condizioni di sisma, vi possono dunque essere effetti di “riordino”, con possibilità di
cedimenti anche significativi e che possono coinvolgere sia i depositi granulari poco
addensati e recenti (olocenici), sia i sedimenti coesivi molto plastici e poco consistenti.
I cedimenti verticali post-sisma possono essere causati da riconsolidazione oppure da
deformazioni di taglio associate a spostamenti laterali dei sedimenti, sebbene questi
ultimi possano da ritenersi improbabili nel territorio comunale di Budrio in quanto non
risultano storicamente documentati fenomeni di dislocazione laterale per contesti
morfologici di piana come quello di studio, in particolare per sismi di magnitudo M < 6
(Bartlett e Yuod, 1992).
Per quanto detto, gli studi di pericolosità sismica più recenti hanno iniziato a elaborare
procedure di stima delle potenziali deformazioni post-sisma anche nei sedimenti fini
(limi e argille a comportamento “non drenato”) molto plastici e poco consistenti,
provocate da perdite di resistenza. Quest'ultimo fenomeno è noto con il termine “cyclic
softening” (Idriss & Boulanger, 2004-2007).
Per progettazione a basso-medio rischio (di minore “impegno prestazionale”) e per le
analisi preliminari, i cedimenti potenziali indotti da sisma possono essere valutati
utilizzando correlazioni empiriche basate sui risultati delle prove CPT (es. Robertson
1990; 2009). Le penetrometrie statiche consentono infatti una dettagliata e continua
stima delle deformazioni volumetriche post-terremoto lungo tutto il profilo di sottosuolo
attraversato dalla prova.
Per interventi di pianificazione/progettazione di medio-alto rischio, nel caso le analisi
preliminari che evidenziassero condizioni litologiche e cedimenti potenziali significativi,
potrebbe divenire indispensabile il prelievo di campioni di sedimenti negli intervalli
critici, per effettuare specifiche analisi di laboratorio (contenuto d'acqua; limiti di
Atterberg; prove edometriche, ecc.).
4.2.2 Paleogeografia e liquefazione
Molti Autori hanno evidenziato una correlazione positiva tra età e tipo di deposito
alluvionale continentale riguardo la propensione alla liquefazione:
•
Youd e Perkins, 1978 – hanno composto una tabella che sintetizza i dati
raccolti durante terremoti “strong motion” dell’area di S. Diego (California), da
cui risulta che i sedimenti deposti da corsi d’acqua (piana alluvionale di
esondazione, canale fluviale, delta fluviali, estuari) dimostrano una probabilità di
liquefazione da alta a molto alta se di età minore di 500 anni o Olocenica, gli
25
stessi depositi se di età pleistocenica o pre-pleistocenica hanno invece una
“bassa” probabilità di liquefarsi. Cioè l’osservazione dimostra che sono
solamente i sedimenti di deposizione recente (olocene) e recentissima (meno di
500 anni) a presentare un’alta pericolosità per la liquefazione;
•
Mori et Al, 1978 – dimostrano che la suscettibilità alla liquefazione decresce nei
sedimenti di età maggiore di 500 anni, con scarti anche molto alti (maggiori del
50%).
•
Iwasaki et Al, 1982 – dimostra per terremoti giapponesi la correlazione diretta
tra probabilità di liquefazione e letti di fiumi recenti e antichi;
•
CNR, 1983 – ripropone la correlazione diretta tra sedimenti fluviali e deltizi
continentali ed età del deposito (i più recenti sono più suscettibili alla
liquefazione).
La letteratura geologica, ormai ben consolidata e verificata, indica dunque che le
maggiori probabilità di liquefazione si hanno nei sedimenti granulari saturi recenti e
recentissimi. Ciò presuppone che gli alvei abbandonati e sepolti dei Torrenti Savena e
Idice possano costituire fonte di pericolo di liquefazione anche per sismi di magnitudo
modesta (M =5,6) come quelli previsti per il territorio di Budrio (§ capitolo 2).
In questo senso, la figura 4.10 offre una ricostruzione paleogeografica del sottosuolo
meno profondo del territorio comunale di Budrio, estrapolata dalla cartografia geologica
di pianura della RER in scala 1:25.000 e modificata localmente dallo Scrivente sulla
base dei dati di sottosuolo acquisiti. Si tratta di uno schema della paleogeografia più
recente, corrispondente ai primi 8÷10 metri circa di sottosuolo, estrapolata dagli esiti
stratigrafici delle terebrazioni (soprattutto prove penetrometriche e sondaggi). La figura
4.10 delimita in rosa le principali aree di possibile presenza di inviluppi di paleocanali,
che dovrebbero corrispondere ad alvei di bankfull, i cui limiti laterali possono essere
sono costituiti da rilievi sabbiosi (argini naturali).
Dalla citata figura si evince come l'intero territorio comunale sud occidentale (frazioni di
Prunaro e di Cento, fino al Capoluogo) sia attribuibile ad un contesto deposizionale di
argine naturale dell'ampio apparato distributore Idice-Savena. Anche il sottosuolo del
capoluogo è interessato da più sequenze deposizionali attribuibili ad alvei sepolti (di
potenza anche metrica) e da depositi di tracimazione (“crevasse” sabbiose, meno
potenti). In particolare, le terebrazioni effettuate nella porzione centrale e più orientale
della città rilevano frequenti intervalli sabbiosi nei primi 10÷15 metri, di spessore anche
superiore al metro. Si tratta di paleocanali dell'Idice-Savena che si sviluppano verso NNE, oltre il Capoluogo e le strutture sepolte meno profonde (attribuiti al XII-XIX secolo)
sono argini naturali che costituiscono i dossi morfologici sui quali si insediano alcuni dei
principali nuclei abitativi (Mezzolara; Vedrana; Dugliolo).
La ricostruzione paleogeografica di sottosuolo, realizzata in scala 1:25.000 per il PSC
dell’Unione Terre di Pianura (vedi Tavola <<Microzonazione Sismica>>, aprile 2008),
sebbene piuttosto approssimativa per la rarefazione dei punti di controllo, già
evidenziava la presenza di sedimenti sabbiosi nel Comune di Budrio. In particolare, la
zonizzazione sismica preliminare proposta per il PSC associato classificava due aree
come <<liquefazione sabbie potenziale>>: parte del territorio di Cento di Budrio e parte
del terrritorio a NE di Vedrana.
26
Le verifiche effettuate per il POC hanno permesso di correggere localmente queste
scelte preliminari e di proporre una nuova delimitazione delle aree che possono essere
soggette al fenomeno della liquefazione, così classificabili:
•
Inviluppi di paleoalvei sabbiosi con intervalli granulari accertati di spessore > 1
metro → comprende le aree interessate da distribuzione di paleolvei sabbiosi,
estrapolati dalla carta geologica di pianura e/o verificati da prove geognostiche.
Per questa zona sono da ritenersi indispensabili verifica più approfondite alla
scala locale per definire con maggior precisione le geometrie dei paleoalvei, la
propensione alla liquefazione dei sedimenti granulari saturi e la stima dei
cedimenti post-sisma;
•
Inviluppi di paleoalvei sabbiosi → la zona comprende le aree interessate dalla
distribuzione di paleolvei sabbiosi, estrapolati dalla carta geologica di pianura
e/o verificati da prove geognostiche, caratterizzate da possibilità intervalli
granulari saturi di spessore rilevato non significativo oppure ancora ignoto (cioè
non accertato per carenza di dati);
•
Aree di deposizione alluvionale attribuibile a facies prevalentemente di
intercanale, con intervalli sabbiosi non rilevati e/o improbabili oppure non
ancora accertati (questa zona non è stata evidenziata nella tavola di Micro
Zonazione proposta per il POC).
4.2.3 Verifiche in funzione della risposta sismica locale
Come già spiegato, la ricostruzione paleogeografica di figura 4.10, ricavata dagli esiti
delle terebrazioni note, evidenzia come sottosuolo del Capoluogo sia caratterizzato
dalla presenza di inviluppi di paleoalvei che si sviluppano in direzione N-NE. In
particolare, nella porzione più orientale della citta, i punti di controllo stratigrafici
(sondaggi e penetrometrie) rilevano frequenti intervalli sabbiosi nei primi 10÷15 metri,
con spessori che possono risultare significative anche per le valutazioni di
liquefacibilità (cioè potenze maggiori di un metro).
Per questo motivo, si è ritenuto utile integrare le sole valutazioni qualitative della
propensione alla liquefazione con alcune verifiche quantitative, utilizzando i dati
numerici di due prove penetrometriche statiche CPT e CPTE rispettivamente eseguite
nel Capoluogo (prova CPTE) e più a nord, nella frazione di Mezzolara. Le due prove
penetrometriche hanno infatti attraversato sabbie attribuite a canali dello stesso
apparato distributore Idice/Savena. La figura 4.10 bis evidenzia la localizzazione delle
due indagini considerate.
Le penetrometrie CPT/CPTE (Cone Penetration Test) possono essere considerate, ad
oggi, le prove più frequentemente utilizzate per eseguire verifiche speditive della
propensione alla liquefazione e per la stima dei cedimenti post sisma. Il vantaggio
dell'utilizzare delle penetrometrie statiche è da ricercarsi nella maggiore accuratezza e
ripetibilità della CPT/CPTE rispetto ad altre prove, nella sua relativa economicità e
soprattutto nella possibilità di avere profili continui con la profondità, che forniscono
informazioni dettagliate anche sulla stratigrafia.
La procedura di riferimento della verifica espletata per questo lavoro è quella
attualmente più accreditata di Seed e Idriss (1971) e Robertson & Wride (1998),
29
recentemente aggiornata da Robertson (2009). La verifica stima la propensione alla
liquefazione di un sedimento attraverso il calcolo del fattore di sicurezza FL =
(CRR(7,5)/CSR(7,5))* MSF con:
a)
CSR = sollecitazione tangenziale ciclica (Cyclic Stress Ratio) prodotta da un
sisma e stimata sulla base di correlazioni empiriche dalle caratteristiche del
terremoto, magnitudo e accelerazione tangenziale del suolo. Il CSR viene
calcolato daIla nota equazione semiempirica proposta da Seed e Idriss (1971)
per terremoti di M =7,5. La amax di ingresso per la valutazione semplificata del
CSR è ricavata utilizzando i dati della caratterizzazione sismica di micro
zonazione semplificata (tabella 2 della delib. RER 112/2007) elaborata per il
POC e cioè amax = FA * arif/g = 1,5 * 0,174 = 0,26g.
b)
MSF = coefficiente correttivo per eventi sismici di magnitudo differente da 7,5
(nel nostro caso per M = 5,6). Fra le equazioni proposte, le raccomandazioni
NCEER (figura 26) consigliano di utilizzare per terremoti di M<7,5 i valori
correttivi di Andrus e Stokoe (1997). Per questo lavoro, a scopo ulteriormente
cautelativo si è assunto come riferimento correttivo l'equazione proposta da
Idriss (1986), che fornisce i valori di MSF più bassi raccomandati dal NCEER.
c)
CRR = resistenza alla liquefazione ciclica (Cyclic Resistance Ratio) dei
sedimenti attraversati, ricavata dagli esiti penetrometrici secondo la procedura
empirica (Robertson & Wride, 1998; Robertson, 2009) per terremoti di M =7,5.
La procedura si fonda su equazioni che determinano i valori di CRR dei
sedimenti con diverso contenuto di fini dai dati delle prove CPT, attraverso la
normalizzazione a 100 kPa (pressione atmosferica) delle resistenze alla punta
penetrometrica e la correzione in funzione delle caratteristiche granulometriche
(desunte dalla classificazione dei terreni di Robertson, 1998 e 2009).
Si è quindi riproceduto all'analisi della liquefacibilità più speditiva, ovvero
implementando i parametri di risposta sismica locale semplificata (delib. RER
n.112/2007) per le due verticali in questione e gli esiti sono riportati nella figura 4.12.
Si evince, per il Capoluogo, una evidente propensione alla liquefazione del potente
intervallo di sedimenti granulari attraversati da 7,5 metri a 12,5 m di profondità. L'esito
di liquefacibilità si traduce anche nella stima di cedimenti post-sisma molto elevati per
lo stesso intervallo (circa 18 cm). Il calcolo dei cedimenti si basa sulla procedura di
Robertson (2009), ossia sulla valutazione delle deformazioni volumetriche postcicliche, e stima i cedimenti in funzione dell'entità del fattore di sicurezza alla
liquefazione FS (quando FS <1,20) e sulla base degli esiti di densità relativa DR
desunti dalle resistenze di punta normalizzate).
Per quanto riguarda la prova CPT di Mezzolara, gli esiti risultano invece più
rassicuranti, sebbene sia da tenere conto della minore potenza dello strato sabbioso
attraversato dalla prova (da 7,5 metri a 9,5 m di profondità) e di alcuni esiti di FS
comunque prossimi all'unità.
In conclusione, la sola verifica di liquefacibilità dei sedimenti utilizzando gli esiti delle
penetrometrie CPT e con stima semplicata della sollecitazione tangenziale ciclica CSR
(Idriss, 1971), può portare anche a conclusioni troppo cautelative e non giustificabili: la
ag di riferimento (che dovrebbe caratterizzare l'intensità del terremoto atteso) viene
infatti calcolata applicando il fattore di amplificazione stratigrafica (FA) ai valori di
accelerazione massima su roccia, coefficiente che nel caso del Comune di Budrio
risulta pari a 1,5 (delib. RER 112/2007).
30
Figura 4.12 – Grafici esplicativi della verifica di liquefazione e dei cedimenti nelle due prove
penetrometriche di riferimento: CPT-Mezzolara (in alto) e CPTE-Capoluogo (in basso)
Questo approccio può dunque portare a risultati non corretti o non verosimili, poichè
l’amplificazione dipende anche dal livello di deformazione e dal comportamento non
lineare dei sedimenti attraversati, dalla magnitudo e dal contenuto in frequenza del
terremoto. In questo senso, la figura 4.13 evidenzia gli effetti di non linearità
sull'accelerazione di picco in superficie in funzione di quella su roccia, ottenute sulla
base di elaborazioni statistiche di registrazioni accelerometriche per numerosi eventi
31
sismici (Seed, Murnaka, Lysmer, and Idriss, 1975). A causa del comportamento non
lineare dei sedimenti, si può verificare che per bassi livelli energetici del terremoto di
riferimento l'accelerazione di picco lungo il profilo dello strato aumenta dal basamento
roccioso alla superficie; per elevati livelli energetici la ag di picco può, viceversa,
diminure lungo il profilo (cfr. Lanzo e Silvestri, 1999) per l'aumento del fattore di
smorzamento.
Figura 4.13 – Variazione dell'accelerazione massima
in superficie con l'accelerazione massima su roccia
per depositi vari (da Seed et al., 1975)
Per quanto detto, in siti caratterizzati da potenti spessori (>100 metri) di sedimenti
prevalentemente fini e/o poco rigidi, come dimostrato dal contesto geologico profondo
(vedi sezioni RER) e come confermato dalle misure H/V eseguite nel sito, il valore
dell’accelerazione di picco può essere calcolato più correttamente mediante l’analisi
numerica della risposta sismica, utilizzando gli
BUDRIO
Max Accelerazione al suolo (g)
accelerogrammi di input derivati da registrazioni
di terremoti reali, opportunamente normalizzati
per il contesto sismico locale.
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0
input 046
20
input 126
40
input 354
60
80
Profondità (m)
La modellazione di risposta sismica processata
con il software SHAKE 2000 ha dunque
consentito di elaborare anche il profilo
equivalente sito-specifico della sollecitazione
tangenziale ciclica CSR basato sulla variazione
della ag di picco dal tetto del pseudo bedrock
sismico fino alla superficie. L'esito viene riportato
graficamente in figura 4.14.
100
120
140
160
180
Figura 4.14 - Distribuzione delle accelerazioni
orizzontali di picco per i tre input sismici di riferimento
(B/D RER) elaborate dal programma SHAKE2000.
200
220
240
32
Si è quindi riproceduto all'analisi della liquefacibilità per le due verticali CPT e CPTE,
utilizzando ancora il metodo di Robertson & Wride 1998 (agg. Robertson 2009) e gli
esiti di ag di picco ottenuti dalla modellazione con SHAKE 2000 sono stati implementati
nella verifica della liquefazione per ricavare la distribuzione equivalente delle CSR.
Figura 4.15 – Grafici esplicativi della verifica di liquefazione e dei cedimenti nelle due prove
penetrometriche di riferimento in funzione della modellazione di risposta sismica locale: CPTMezzolara (in alto) e CPTE-Capoluogo (in basso)
33
La figura 4.15 riassume gli esiti di questa verifica: dai grafici si desume facilmente che
anche per la terebrazione CPTE del Capoluogo, il coefficiente di sicurezza FS risulta
decisamente aumentato rispetto alla precedente verifica semplificata: la stabilità, con
FS > 1, è verificata in tutto l'intervallo indagato e i cedimenti post sisma sono contenuti
entro il "pollice".
4.3 Conclusioni
Come già spiegato, la coincidenza tra frequenze di risonanza naturale del terreno e
frequenze di vibrazione delle strutture può causare pericolose amplificazioni nel caso di
impulsi ciclici dovuti ad un evento sismico (effetto di "doppia risonanza”). Per finalità di
interesse ingegneristico, tutte le prove geofisiche (tromografie) e la modellazione
numerica di risposta sismica del Capoluogo, elaborata con il programma SHAKE 2000,
evidenziano un contesto omogeneo di risposta sismica in termini di amplificazione
stratigrafica, con “picchi” più marcati solamente a frequenze inferiori a 2 Hz. In
generale, ciò può indurre effetti di “doppia risonanza” con edifici di elevazione
superiore a 5 piani.
Per quanto riguarda la propensione alla liquefazione dei sedimenti non coesivi e la
possibilità di cedimenti post sisma, il contesto paleogeografico locale dimostra la
presenza nel sottosuolo meno profondo (15 metri) di inviluppi di paleoalvei sabbiosi in
falda, che intereressano tutte le aree urbanizzate del territorio comunale, compreso il
Capoluogo.
Sebbene la pericolosità sismica del territorio risulti in sostanza “media” e le magnitudo
dei terremoti attesi non siano particolarmente elevate (la magnitudo di riferimento, per
un periodo di ritorno statisticamente atteso di 475 anni, è stimato pari a M = 5,6), con
possibili effetti di liquefazione in superficie generalmente limitati, si ritiene opportuno il
prosieguo delle analisi di liquefacibilità da sostenersi localmente nelle ulteriori fasi di
pianificazione (PUA) e nelle successive fasi di progettazione.
La scarsità di informazioni specifiche su questo fenomeno cosismico nel territorio di
Budrio, depone infatti a favore di ulteriori approfondimenti. Le verifiche della
liquefacibilità sono giustificate per la prevedibile variabilità del contesto deposizionale e
stratigrafico del sottosuolo degli ambiti di POC e in generale nelle aree di progetto del
territorio di Budrio. Ciò costringe a studi geotecnici e geologici di carattere
sostanzialmente puntuale, che prevedano un adeguato numero di terebrazioni (da
spingersi fino a 20 metri di profondità), per delimitare con accuratezza i paleoalvei
sabbiosi.
Nel caso le terebrazioni evidenziassero strati potenzialmente liquefacibili di spessore
significativo (usualmente superiori al metro), è dunque necessario proseguire con
ulteriori verifiche, di approccio quantitivo. In questo senso, la letteratura scientifica
propone numerose verifiche che di basano su esperienze empiriche e sugli esiti di
prove geognostiche e geofisiche. Le più diffuse e consigliabili si basano su approcci
che valutano il fattore di sicurezza FS come rapporto CRR/CSR (§ 4.2.3). In particolare
si consiglia di eseguire e utilizzare gli esiti di prove penetrometriche CPT o, meglio
ancora, di prove penetrometriche con puntale elettrico (CPTE), in grado di fornire una
“lettura” continua e più raffinata delle tessiture e dei parametri meccanici dei sedimenti
34
attraversati. Come esempio, si può procedere utilizzando come riferimento
comparativo la nota e diffusa verifica elaborata da Robertson & Wride 1998 –
Robertson 2009. Questo approccio permette verifiche più speditive, che possono
essere espletate utilizzando semplici parametri sismici di input, estrapolabili dalla Micro
Zonazione Sismica proposta per il POC:
1) Magnitudo del sisma M =5,6; ag = 0,174; FA = 1,5. (delibera RER n. 112/2007)
oppure:
2) Magnitudo del sisma M =5,6; ag e FA estrapolabili rispettivamente dal reticolo
di riferimento nazionale INGV e dalle Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC
2008)
Come spiegato nel paragrafo 4.1.2, anche nei sedimenti coesivi, molto plastici e poco
consistenti, se sottoposti a scuotimento sismico vi possono essere perdite di resistenza
con possibilità di cedimenti (“cyclic softening”). Nelle valutazioni preliminari, i possibili
cedimenti post sisma nei sedimenti fini poco coesivi, possono essere anch'essi valutati
utilizzando correlazioni empiriche basate sui risultati delle prove CPT (es. Robertson
1990; 2009).
Come dimostrato nella maggior parte dei casi (vedi anche il paragrafo 4.2), le verifiche
più speditive della propensione alla liquefazione e dei cedimenti post sisma basate sui
soli parametri estrapolabili dalla micro zonazione semplificata (delibera RER
n.112/2007), possono portare anche a esiti troppo cautelativi e talvolta non
giustificabili. Per questo motivo, se le verifiche semplificate dovessero evidenziare
intervalli liquefacibili di spessore superiore al metro e/o cedimenti post sisma, con
effetti non trascurabili in superficie o alle quote di incastro delle fondazioni di progetto,
si dovrà procedere ineludibilmente a ulteriori verifiche tra le quali:
1) la modellazione di risposta sismica locale, da espletarsi con programma di
calcolo numerico in grado di fornire i parametri necessari per la valutazione del
CSR (Cyclic Stress Ratio);
2) il prelievo di campioni negli intervalli granulari critici, per effettuare specifiche
prove geotecniche di laboratorio (es. prove triassiali cicliche), finalizzate alla
valutazione delle resistenze alla liquefazione (CRR) dello strato in questione
3) il prelievo di campioni di sedimenti fini a bassa coesione negli intervalli
interessati da potenziale perdite di resistenza (“ciclyc softening) e da cedimenti,
per effettuare specifiche analisi di laboratorio (contenuto d'acqua; limiti di
Atterberg; prove edometriche, ecc.).
La seguente figura 4.16a/b riproduce gli esiti di Micro Zonazione Sismica di II livello
elaborata per il territorio comunale di Budrio.
35
Figura 4.16b – Micro Zonazione Sismica del territorio Comunale di Budrio elaborata per il POC.
Allegati
BUDRIO POC TR 1
Start recording: 30/08/11 11:27:41
End recording: 30/08/11 11:41:42
Channel labels:
NORTH SOUTH; EAST WEST ; UP
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Analysis performed on the entire trace.
Sampling rate: 128 Hz
Window size: 20 s
Smoothing type: Triangular window
Smoothing: 12%
RAPPORTO SPETTRALE ORIZZONTALE SU VERTICALE
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
SPETTRI DELLE SINGOLE COMPONENTI
BUDRIO POC TR 2
End
recording: 30/08/11 12:21:29
Channel labels:
NORTH SOUTH; EAST WEST ; UP DOWN
Trace length:
0h14'00''.
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 3
End
recording: 30/08/11 12:50:12
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO, BUDRIO POC TR 4
End recording: 30/08/11 13:14:51
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0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO, BUDRIO POC TR 5
End recording: 30/08/11 13:41:33
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0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 6
End recording: 30/08/11 14:39:00
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0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 7
Inizio registrazione: 30/08/11 14:53:16
Fine registrazione: 30/08/11 15:07:17
Nomi canali:
Durata registrazione: 0h14'00''.
Analisi effettuata sull'intera traccia.
Freq. campionamento: 128 Hz
Lunghezza finestre: 20 s
Tipo di lisciamento: Triangular window
Lisciamento: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 8
Instrument: TRZ-0108/01-10
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0h14'00''.
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Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 9
End recording: 30/08/11 16:09:33
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0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 10
End recording: 30/08/11 16:44:25
Channel labels:
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0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 11
Inizio registrazione: 30/08/11 16:56:35
Fine registrazione: 30/08/11 17:10:36
Nomi canali:
Durata registrazione: 0h14'00''.
Analisi effettuata sull'intera traccia.
Freq. campionamento: 128 Hz
Lunghezza finestre: 20 s
Tipo di lisciamento: Triangular window
Lisciamento: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 12
End recording: 30/08/11 17:33:44
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 13
End recording: 30/08/11 18:05:49
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 14
End recording: 30/08/11 18:31:49
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
H/V SPERIMENTALE vs. H/V SINTETICO
Profondità alla
base dello
strato [m]
0.75
2.75
17.75
57.75
inf.
Vs [m/s]
Vs(0.0-30.0)=201m/s
100
180
200
220
385
BUDRIO POC TR 15
End recording: 30/08/11 18:58:40
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 16
End recording: 31/08/11 11:24:18
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 17
End recording: 31/08/11 12:36:35
Channel labels:
GPS data not available
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 18
End recording: 31/08/11 13:41:45
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
DOWN
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
BUDRIO POC TR 19
End recording: 31/08/11 14:39:40
Channel labels:
Trace length:
0h14'00''.
Window size: 20 s
Smoothing: 12%
DOWN
SERIE TEMPORALE H/V
DIREZIONALITA' H/V
COMMITTENTE
Studio Viel
CONO SISMICO
CPTU n° 1
Località
Budrio
Data acquisizione
28/03/06
Profondità
Vp
Vs
m/sec.
m/sec.
ν
PROGEO S.r.l.
Via Talete 10/8 - 47100 Forlì
tel 0543 / 723580
fax 0453 / 721486
e-mail: [email protected]
γ
Edin
Gdin
Kdin
VELOCITA' ONDE DI COMPRESSIONE
VELOCITA' ONDE DI TAGLIO
T/m³
Kg/cm²
Kg/cm²
Kg/cm²
m/sec
m/sec
0
0
1
2
929
231
0.47
1.87
2987
1018
15074
3
1138
282
0.47
1.94
4635
1580
23521
4
1112
232
0.48
1.93
3130
1059
22982
5
940
220
0.47
1.87
2708
920
15641
6
1218
243
0.48
1.97
3506
1185
28169
500
1000
1500
2000
0
1
1
2
2
3
3
4
4
5
5
6
6
7
7
8
8
7
1482
265
0.48
2.04
4322
1457
43798
8
1187
246
0.48
1.96
3569
1208
26513
9
1259
271
0.48
1.98
4375
1483
30009
9
9
10
10
1141
281
0.47
1.94
4581
1560
23708
10
11
1369
246
0.48
2.01
3686
1243
36761
11
11
12
12
1300
262
0.48
1.99
4125
1395
32448
12
13
1269
240
0.48
1.98
3446
1163
30991
13
13
14
1224
249
0.48
1.97
3686
1247
28394
14
14
15
15
1091
221
0.48
1.93
2848
963
22068
15
16
1104
204
0.48
1.93
2439
823
22877
16
16
17
1243
227
0.48
1.97
3083
1040
29695
17
17
18
1326
256
0.48
2.00
3947
1333
34074
18
18
19
1128
250
0.47
1.94
3656
1240
23514
19
19
20
1693
298
0.48
2.09
5624
1895
58698
20
20
21
1824
246
0.49
2.12
3893
1306
70336
21
21
22
1812
263
0.49
2.12
4469
1500
68987
22
22
23
1758
247
0.49
2.11
3910
1312
64704
23
23
24
1881
254
0.49
2.14
4180
1402
75213
24
24
25
1827
258
0.49
2.12
4294
1441
70337
25
25
26
1319
257
0.48
2.00
3969
1341
33659
26
26
27
1533
347
0.47
2.05
7414
2516
45845
27
27
28
1559
322
0.48
2.06
6429
2175
48189
28
28
29
1584
305
0.48
2.07
5789
1955
50293
29
29
30
1080
251
0.47
1.92
3645
1239
21221
30
30
31
1219
275
0.47
1.97
4458
1513
27778
31
31
32
32
32
33
33
33
34
34
34
35
35
35
Legenda parametri dinamici
100
200
300
400
CLASSIFICAZIONE SISMICA DEI SUOLI
(NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI P.C.M. n° 3341 del 14/09/2005)
Tp
Tempi onde di compressione
millisecondi
γ
Peso di volume
T/m³
Ts
Tempi onde di taglio
millisecondi
Edin
Modulo di Elasticità dinamico
Kg/cm²
Vp
Velocità onde di comrpessione
m/sec
Gdin
Modulo di Taglio dinamico
Kg/cm²
Vs
Velocità onde di taglio
m/sec
Kdin
Modulo di Compressibilità dinamico Kg/cm²
ν
Coefficiente di Poisson
-
Vs 30 =
30
∑
i = 1, N
hi
Vi
Vs
G
CATEGORIA SUOLO
30
=
0
=
=
254
1384
C
m/sec
Kg/cm²
500
5
Budrio
Comparto C2.2 - C2.4
Budrio
Grande Sole
27-ott-08
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
15
14
13
12
11
10
0.40 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00
Attrito Laterale Fs (MPa)
0
Profondità
Attrito Laterale corretto FT (MPa)
(m)
CPTU
Comune
Via
Localita'
Committente
Data
1
2
Sigla della Punta
Azzeramento
Ultimo taratura guadagno
Ultimo taratura per deriva termica
3
4
5
6
7
8
Tecnopenta 100707
Inizio prova
1-ago-2008
1-ago-2008
3.1 m
Resistenza alla Punta corretta QT (MPa)
Resistenza alla Punta Qc (MPa)
Falda
9
10 0
0.4
0.8
fessura 0.2 mm
Grasso al litio
0.6
Tipo di filtro:
Liquido di saturazione:
Senza Preforo ;
0.2
2
4
6
8
FT/QT (%)
10
12
-1
0
1
Deviazione (m)
1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
Indice di Comportamento Ic
Pressione Idrostatica (MPa)
Pressione Interstiziale
Penetrometrica (MPa)
www.geo55.com
Via Matteotti 50
48012 Bagnacavallo (RA)
2
S.G.T. sas
di Van Zutphen Albert & C.

Relazione - Comune di Budrio

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