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Studio di Geologia Applicata e Topografia Dott. Geol. Paolo Ceccarini - Via A. Moro 7/9 - Urbania (PU) - 0722318800 - [email protected] Studio di Geol. Applicata e Topografia Dott. Geol. Giovanni Guidi - Via A. Moro 7/9 - Urbania (PU) - 0722318800 - [email protected]

INDICE

1. PREMESSA........................................................................................................................................ 1

2. INQUADRAMENTO TERRITORIALE ................................................................................................ 2

3. INQUADRAMENTO GEOLOGICO .................................................................................................... 3

4. INQUADRAMENTO GEOMORFOLOGICO ....................................................................................... 4

5. IDROGEOLOGIA ............................................................................................................................... 5

6. INDAGINI GEOGNOSTICHE ............................................................................................................. 7

7. CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA ............................................................................................ 8

7.1 AEROGENERATORI ....................................................................................................................... 8

7.2 SOTTOSTAZIONE ELETTRICA .................................................................................................... 12

8. PARAMETRI SISMICI ...................................................................................................................... 13

9. STRUTTURE DI FONDAZIONE ...................................................................................................... 17

9.1 FONDAZIONI AEROGENERATORI .............................................................................................. 18

9.2 FONDAZIONI MANUFATTI SOTTOSTAZIONE ............................................................................ 23

10. CONCLUSIONI .............................................................................................................................. 28

ALLEGATI

CARTA TOPOGRAFICA D’ITALIA 1:25000

CARTA TECNICA NUMERICA DELLA REGIONE MARCHE 1:10000

CARTA GEOLOGICA 1:100000

CARTA GEOLOGICA 1:10000

PIANO DI ASSETTO IDROGEOLOGICO 1:10000

PLANIMETRIE CATASTALI 1:4000

PARTICOLARI FONDAZIONE AEROGENERATORE 1:1000

PLANIMETRIA SOTTOSTAZIONE ELETTRICA 1:1000

FONDAZIONI SUPERFICIALI – ELEMENTI DI CALCOLO

COLONNE STRATIGRAFICHE

FONDAZIONI SUPERFICIALI – ELEMENTI DI CALCOLO


1

1. PREMESSA

Su incarico della società MTre s.r.l è stato eseguito lo studio geologico generale dell’area interessata

alla realizzazione di un parco eolico nel territorio comunale di Mercatello sul Metauro (AN).

Il progetto della società prevede la costruzione di un impianto in località Monte Il Cerrone, costituito da

nove aerogeneratori della potenza unitaria massima di circa 3.0 MW per una potenza complessiva

massima di circa 27.0 MW, la costruzione di una sottostazione elettrica nei pressi della linea elettrica

alta tensione 132 kV Città di Castello – Sant’Angelo in Vado in località “I Laghi” e il relativo elettrodotto

interrato di collegamento elettrico, che per brevi tratti interessa il territorio comunale di Città di Castello

(PG), secondo quanto riportato dagli elaborati progettuali.

Il progetto dell’impianto è stato redatto tenendo conto delle linee di indirizzo definite dalla Regione

Marche, D.G.R. n° 829 del 23 luglio 2007 Attuazione Piano Energetico Ambientale Regionale (PEAR):

Indirizzi ambientali e criteri tecnici per l’inserimento di impianti eolici nel territorio marchigiano (B.U.R.

n° 70 del 3 agosto 2007).

Nell’ambito dell’intervento sono inoltre previste opere riguardanti la viabilità stradale che

comprendono: l’adeguamento della viabilità secondaria esistente, la realizzazione della nuova viabilità

di servizio, le piazzole per il montaggio degli aerogeneratori.

In sintesi, la realizzazione dell’impianto in progetto intende, a fronte della continua richiesta di energia

elettrica a livello regionale e nazionale, contribuire a soddisfare i fabbisogni mediante la produzione da

fonti rinnovabili.

Scopo dell’indagine geologico-geotecnica è stato, in particolare, quello di accertare l’idoneità dei siti

alla realizzazione degli interventi previsti, in osservanza alla seguente normativa di riferimento:

R. D. L. n° 3267/23 e s.m.i.

Riordino e riforma della legislazione in materia di boschi e di terreni montani e successive

modifiche ed integrazioni.

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 per le costruzioni in zone sismiche


2

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

Ordinanza P.C.M. n. 3274 del 20.3.2003

Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di

normative tecniche per le costruzioni in zona sismica.

Ordinanza P.C.M. n. 3341 del 3.5.2005

Modifiche ed integrazioni all'Ordinanza P.C.M. n. 3274 del 20.3.2003.

Eurocodice 7

Progettazione geotecnica – Parte 1: Regole generali.

Eurocodice 8

Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture - Parte 5: Fondazioni, strutture di

contenimento ed aspetti geotecnici.

Decreto Ministeriale 14.01.2008

Norme Tecniche per le Costruzioni.

Con riferimento alla zona di installazione degli aerogeneratori e all’area della sottostazione elettrica,

gli studi eseguiti hanno le seguenti finalità:

individuazione delle caratteristiche idrogeologiche, geomorfologiche e geologiche dell’area di

intervento,

ricostruzione delle successioni litostratigrafiche,

caratterizzazione geotecnica dei terreni,

caratterizzazione sismica del siti,

definizione dei parametri che controllano l’interazione fra fondazioni e sottosuolo.

2. INQUADRAMENTO TERRITORIALE

L’impianto eolico è situato nella parte meridionale del territorio amministrativo del Comune di

Mercatello sul Metauro (PU), in corrispondenza dei confini comunali di San Giustino (PG) e Città di

Castello (PG); l’impianto interessa il crinale costituito (procedendo da nord-est verso sud-ovest) dalle

cime di Monte della Guardia (quota 861 m s.l.m.), Monte Il Cerrone (865 m s.l.m.) e Cime Le Fienaie

(962 m s.l.m.); tali monti definiscono la linea spartiacque meridionale del bacino idrografico del

Torrente Sant'Antonio.

L’area si trova al centro di un esteso reticolo di vecchie strade vicinali, carrarecce e sentieri montani

che in passato mettevano in comunicazione gli insediamenti rurali sparsi sui versanti ed i terreni


3

coltivati (in prevalenza campi e boschi) posti sulle cime dei monti. La particolare conformazione dei

luoghi rende questa dorsale secondaria poco visibile sia dai fondovalle principali sia dagli altri crinali

circostanti.

Il paesaggio di questa zona montana può essere definito di transizione tra il paesaggio agrario

dell’alta collina e quello montano, caratterizzato da un mosaico fitto di piccoli campi, pascoli,

colonizzazioni di arbusteti nei terreni agricoli abbandonati, formazioni boschive e affioramenti rocciosi.

Questo paesaggio ha subito poche trasformazioni dopo l’esodo dalle campagne degli anni Cinquanta

e Sessanta; anzi, vista la continua avanzata del bosco che ingloba arbusteti e vecchi campi

abbandonati, si può affermare che è in atto un processo inverso di rinaturalizzazione non controllato

da processi antropici.

Tale processo di rinaturalizzazione è stato determinato da diversi fattori, quali: 1) la povertà dell'area e

la mancanza di specifici interessi economici, anche quelli connessi con la pratica agricola; 2)

l'abbandono da parte dell'uomo dei terreni più acclivi e difficili da coltivare; 3) l'isolamento e la difficoltà

di accesso di queste piccole valli trasversali; 4) l'abbondanza di acqua e di condizioni microclimatiche

favorevoli per lo sviluppo della vegetazione (in particolare delle specie arboree mesofile).

3. INQUADRAMENTO GEOLOGICO

La zona ricade nel Foglio 115 (Città di Castello) della Carta Geologica d’Italia in scala 1:100000 e,

fisiograficamente, rientra nel Bacino Marchigiano interno, compreso fra la Dorsale Umbra a SO e la

Dorsale Marchigiana a NE.

I termini litostratigrafici presenti appartengono alla fase miocenica e quindi alla sezione superiore della

successione Umbro-Marchigiana. L’unità si distingue per una “competenza” sostanzialmente modesta

e per un conseguente adattamento plastico agli stress tettonici.

Nella zona la tettonizzazione (presenza di pieghe, faglie, ecc.) è decisamente limitata e la

configurazione giaciturale della stratificazione denota una certa monotonia. La direzione prevalente

degli strati è compresa fra N 140 e N 180 con pendenza rispetto all’orizzontale, variabile fra il 10 ed il

20%.

Nella stessa area, l’unica unità litostratigrafica presente è la formazione “Marnoso-Arenacea” che, dal

punto di vista sedimentologico, rappresenta la fase più marcata del processo deposizionale di facies

terrigena dell’area appenninica.

Tra le varie unità che la compongono si distingue quella di Borgo Pace nell’intervallo di tempo tra il

Serravalliano medio ed il Tortoniano medio.

Nell’area di intervento sono visibili assai diffusamente i litotipi del substrato, con belle esposizioni che

permettono una facile distinzione della sequenza torbiditica silico-clastica in corpi più prettamente

arenacei e corpi a prevalenza di marne argillitiche. A luoghi i litotipi del substrato sono ricoperti da una

coltre di sedimenti continentali rappresentati da depositi eluvio-colluviali e detriti di falda


4

Di seguito si riporta una breve descrizione dei litotipi anzidetti.

Formazione Marnoso-Arenacea: è localmente rappresentata dall’Unità di Borgo Pace nella cui parte

bassa si distinguono prevalentemente facies pelitico-arenacee in strati sottili e medi con intercalazioni

di torbiditi carbonatico-silicatiche. Man mano che si sale nella sequenza torbiditica si passa

gradualmente a facies arenaceo-pelitiche, in strati da medi a spessi con intercalazioni di torbiditi

carbonatico-silicatiche. Le torbiditi arenacee hanno una provenienza da nord, alpina, mentre quelle

carbonatico-silicatiche provengono da occidente (alto strutturale situato tra il dominio toscano e quello

umbro-marchigiano).

Depositi detritici: sono costituiti da sabbie e sabbie limose con immersi clasti arenaceo-marnosi di

varie dimensioni (granulometria dal ciottolo grossolano al blocco).

Depositi eluvio-colluviali: sono costituiti da argille, limi e sabbie, la cui composizione dipende

direttamente dalle caratteristiche degli affioramenti locali. Sono originati dall’alterazione del substrato

roccioso per opera degli agenti esogeni con accumuli che possono formarsi in posto o a valle con

trasporto dovuto alle acque superficiali o a fenomeni gravitativi (soliflusso, reptazione, ecc.).

Le opere in progetto, comprendenti gli aerogeneratori e le relative piazzole di montaggio, la viabilità di

servizio, i cavidotti interrati e la stazione elettrica, coinvolgono direttamente la formazione Marnoso-

Arenacea ed i depositi eluvio-colluviali.

4. INQUADRAMENTO GEOMORFOLOGICO

Esiste una stretta correlazione fra i caratteri litologico-strutturali ed i lineamenti geomorfologici rilevabili

nella zona.

E’ già stato evidenziato come l’impianto interessi il crinale costituito (procedendo da nord-est verso

sud-ovest) dalle cime di Monte della Guardia (quota 861 m s.l.m.), Monte Il Cerrone (865 m s.l.m.) e

Cime Le Fienaie (962 m s.l.m.). Si tratta dello spartiacque fra i bacini del Torrente Sant’Antonio a NW

e del Fiume Candigliano a SE, facenti parte entrambi del bacino del Fiume Metauro.

Lo spartiacque principale fra i bacini del Fiume Metauro e del Fiume Tevere, concidente con il crinale

appenninico, è ubicato circa 1500 m a SW del limite meridionale dell’impianto (aerogeneratori T01 e

T02).

Notevole risulta la “energia di versante” (oltre 400 m), intesa come dislivello fra crinale e impluvi

circostanti (T. Sant’Antonio e F. Candigliano).

L’inclinazione media del versante NW, nel tratto compreso fra Monte Il Cerrone ed il sottostante

Torrente S. Antonio, è pari a circa 10° mentre procedendo verso NE, in corrispondenza del Monte


5

della Guardia, l’inclinazione media aumenta fino ad arrivare a valori di 14-15°.

Localmente si arriva tuttavia a valori di inclinazione di 30-40° con picchi di 45° in corrispondenza di

scarpate rocciose. Le rotture di pendenza sono spesso dovute a fenomeni di erosione selettiva su

termini arenacei e termini marnosi.

La giacitura a franappoggio ha favorito l’azione erosiva degli agenti esogeni sulla parte medio-

superiore del versante provocando la messa a nudo della formazione di base (Marnoso-Arenacea) per

tratti di notevole sviluppo areale.

Questo versante è solcato da una serie di corsi d’acqua sub-paralleli, con asse di sviluppo orientato

secondo la direzione SE-NW, affluenti di destra del T. Sant’Antonio.

Il versante opposto (SE), è caratterizzato da una configurazione degli strati a reggipoggio e da una

morfologia più aspra con valori medi di pendenza superiori a quelli rilevabili nel versante NW. Il

reticolo idrografico presenta un “pattern” molto più complesso con una ramificazione estremamente

sviluppata.

Nelle aree interessate dall’impianto (aerogeneratori, piazzole, viabilità e stazione elettrica) non si

rilevano forme di instabilità. Con riferimento al Piano di Assetto Idrogeologico (PAI), di cui si allega

stralcio, le perimetrazioni più prossime alle aree di intervento sono le seguenti:

Codice Tipologia Attività Pericolosità Rischio Distanza minima

F-05-3561 CO Q P2 R1 150 m da T02

F-05-3555 CO Q P2 R1 15 m da T03

F-05-3543 SC R P1 R1 130 m da T07

F-05-3544 DGPV Q P1 R1 5 m da T08

F-05-3539 SC R P1 R1 160 m da T09

Legenda: CO (Colamento), SC (Scorrimento), DGPV (Deformazione gravitativa profonda di versante) Q (Quiescente), R (Relitto)

Ribadendo che in tutti i casi gli aerogeneratori, i cavidotti e la stazione elettrica saranno esterni a

perimetrazioni riportate nella cartografia PAI, si precisa che sul posto non è possibile rilevare elementi

che confermino l’esistenza di processi in atto o in stato di quiescenza, visto che, generalmente, si è in

presenza del substrato in affioramento.

5. IDROGEOLOGIA

Le piogge (o le acque di scorrimento superficiale), in presenza di formazioni permeabili, si infiltrano

all’interno, imbevendole. Quando in profondità cambiano le caratteristiche di permeabilità (ad es.

diminuzione od occlusione della rete di fratture) della roccia o cambia la formazione (calcari che

passano a marne), l'acqua si accumula nella parte fratturata permeabile e si muove seguendo

l'andamento del livello impermeabile di base, obbedendo alle leggi della gravità.

Il complesso roccia serbatoio permeabile-formazione impermeabile di base costituisce un "acquifero".


6

Si verificano così le condizioni per un potenziale accumulo di risorse idriche sotterranee. Quando la

superficie topografica "taglia" il contatto permeabile/impermeabile o interseca il livello superiore della

roccia permeabile imbevuta, si hanno le condizioni di emergenza della falda sotterranea e la

possibilità di un suo potenziale utilizzo.

Sulla base del comportamento idrogeologico delle formazioni, i litotipi vengono classificati in 5 classi di

permeabilità:

Classe I = rocce a permeabilità alta

Classe II = rocce a permeabilità media

Classe III = rocce a permeabilità bassa

Classe IV = rocce a permeabilità molto bassa

Classe V = rocce a permeabilità variabile

L'analisi dell'ambito considerato evidenzia la presenza di litologie con caratteristiche idrogeologiche

riferibili alle classi di permeabilità IV e V.

Classe IV

In questa classe viene considerata la formazione Marnoso-Arenacea in quanto essendo costituita da

un’alternanza ritmica di marne, marne siltitiche e arenarie in strati da sottili a massivi, presenta

generalmente una permeabilità ridotta, spesso trascurabile. Localmente è legata ai livelli arenacei

fratturati in favorevole giacitura stratigrafica. La possibilità che si formino acquiferi è inoltre limitata

dalle caratteristiche geomorfologiche del sito (crinale).

Nella parte bassa del versante i lavori di realizzazione del Lotto 3 della SGC Grosseto-Fano hanno

messo in luce manifestazioni sorgentizie e “venute d’acqua” di portata molto ridotta, se non effimera.

Si tratta, in linea di massima, di falde pensili contenute nelle arenane più fratturate, venute d’acqua e

stillicidi “lungo-strato” al contatto arenaria-marna.

Questo litotipo interessa i punti di installazione degli aerogeneratori, i cavidotti interrati e la viabilità di

servizio.

Classe V

A questa classe sono stati riferiti i litotipi di origine continentale rappresentati da falde di detrito e

depositi eluvio-colluviali. Questi ultimi litotipi, in particolare, interessano l’area della sottostazione

elettrica. Lo spessore limitato del deposito, la sua composizione prevalentemente argilloso-limosa e le

condizioni geomorfologiche del sito non favoriscono, tuttavia, la formazione di acquiferi apprezzabili.


7

6. INDAGINI GEOGNOSTICHE

Nell’area di installazione delle turbine si registra in maniera generalizzata l’affioramento della

formazione rocciosa della Marnoso-Arenacea, eventualmente ricoperta da un modesto spessore di

coltre d’alterazione. La situazione litostratigrafica risulta decisamente omogenea, con differenze fra un

sito e l’altro essenzialmente legate alle condizioni morfolologiche ed a quelle giaciturali. Per questo

motivo nell’attuale fase, identificabile con l’inizio della procedura di Valutazione di Impatto Ambientale,

si è deciso di limitare le indagini ad un rilievo geomeccanico sugli affioramenti, combinando i dati

raccolti con quelli rilevati in passato nel corso di perforazioni e prove di laboratorio eseguiti sulla

stessa formazione rocciosa.

Sondaggi, penetrometrie e prove geofisiche verranno eseguiti sui diversi punti di installazione degli

aerogeneratori, nella fase conclusiva del ciclo delle autorizzazioni. Si terrà conto, in tal modo, delle

eventuali modifiche che il layout dell’impianto dovesse subire nel corso dell’iter autorizzativo.

La stratigrafia tipo, nei siti ove verranno montate le turbine eoliche, è facilmente schematizzabile:

Stratigrafia zona aerogeneratori

Livello Descrizione Profondità (m)

LT1

Coltre di alterazione superficiale costituita da materiale detritico arenaceo-marnoso immerso in scarsa matrice limoso-argilloso-sabbiosa

0.00-0.30

LT2

Substrato roccioso litologicamente costituito da una alternanza di arenarie e marne argillitiche superficialmente alterate (Formazione Marnoso-Arenacea)

0.30 …

La posizione in zona di crinale implica che, per almeno alcune decine di metri di profondità, non sia

ipotizzabile la presenza della falda acquifera.

Stratigrafia zona sottostazione

Livello Descrizione Profondità (m)

LS1

Terreno vegetale costituito da limo argilloso-sabbioso con inclusioni lapidee

0.00-0.50

LS2

Limo argilloso-sabbioso con trovanti lapidei arenaceo-marnosi, calcinelli, frustoli vegetali e tracce di materia organica, di colore marrone chiaro, mediamente consistente

0.50-1.20


8

LS3

Substrato roccioso litologicamente costituito da una alternanza di arenarie e marne argillitiche superficialmente alterate (Formazione Marnoso-Arenacea)

1.20 …

La falda, anche in questo caso, è assente.

7. CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA

La zona di installazione degli aerogeneratori è caratterizzata dall’affioramento generalizzato del

substrato geologico mentre nell’area dove verrà realizzata la sottostazione è presente anche una

coltre eluvio-colluviale costituita da limo argilloso-sabbioso di spessore variabile.

7.1 AEROGENERATORI

Questo studio dispone dei risultati di prove di laboratorio eseguite su numerosi campioni prelevati

dalla formazione Marnoso-Arenacea (Livello LT2).

La caratterizzazione geomeccanica del materiale litoide è stata quindi sviluppata sulla base del

metodo RMR proposto da Bieniawski utilizzando anche dati raccolti in passato nel corso di

perforazioni eseguite sulla stessa formazione rocciosa. Tale metodo prevede un modello RMRbase

attraverso il quale è possibile definire parametri geotecnici di resistenza al taglio e deformabilità

dell’ammasso ed un modello RMRcorretto che consente, attraverso l'introduzione di un fattore correttivo,

di ridefinire in modo più appropriato la classe di qualità dell'ammasso in funzione dell'orientazione dei

giunti rispetto al problema specifico con riguardo a gallerie, versanti e fondazioni.

Pertanto, le caratteristiche di resistenza al taglio e deformabilità, tenuto conto che si tratta di parametri

indipendenti dalla giacitura dell'ammasso (come peraltro specificato dallo stesso autore) vengono

valutate attraverso l'assunzione di n. 5 parametri di base (RMRbase) come di seguito indicato:

RMRbase = R1+R2+R3+R4+R5

Dove:

R1 – parametro relativo alla resistenza a compressione monoassiale;

R2 – parametro relativo al valore R.Q.D. (recupero percentuale di carotaggio);

R3 – parametro relativo alla spaziatura dei giunti;

R4 – parametro relativo alle condizioni dei giunti (apertura, rugosità, ecc.);

R5 – parametro relativo alle condizioni idrauliche dei giunti.

I parametri di resistenza al taglio e deformabilità risultano dalle seguenti relazioni riferibili a Bieniawski:


9

Angolo di resistenza al taglio φ = 5 + RMRbase/2 (°)

Coesione C = 5 x RMRbase (KPa) (KPa)

Modulo di deformazione Ed = 10(RMRcorretta-10)/40

(GPa)

Le seguenti tabelle di classificazione semplificano, di norma, l’applicazione del metodo:

R1

Resistenza a compressione semplice della roccia

Indice di resistenza Is (MPa)

>10

4-10

2-4

1-2

Per questo intervallo si ricorre alla determinazione di C0

Resistenza a compressione uniassiale σC (MPa)

>250

100-250

50-100

25-50

5-25

1-5

<1

Parametro

15

12

7

4

2

1

0

R2

Recupero percentuale modificato R.Q.D.

90-100

75-90

50-75

25-50

<25

Parametro

20

17

13

8

3

R3

Spaziatura delle discontinuità (giunti)

>2 m

0.6-2 m

0.2-0.6 m

0.06-0.2 m

<0.06 m

Parametro

20

15

10

8

5

R4

Condizioni delle discontinuità (giunti)

Molto scabre non continue non separate superfici dei lembi dure

Poco scabre separazione

<1 mm superfici dei lembi dure

Poco scabre separazione

<1 mm superfici dei lembi soffici

Superfici lisce o

riempimento <5 mm di

spessore o giunti aperti 1-5 mm e continui

Materiale di riempimento molto soffice

<5 mm di spessore o giunti aperti

>5 mm continui

Parametro

30

25

20

10

0

R5

Condizioni generali

Asciutto

Umido

Bagnato

Venute lievi

Venute forti


10

Parametro

15

10

7

4

0

La relazione RMRcorretta è definita dalla relazione

RMRcorretta= RMRbase + R6

Dove R6 rappresenta il parametro correttivo in funzione dell’orientazione dei giunti a riguardo del

problema specifico (gallerie, fondazioni, versanti)

R6

Direzione di immersione ed inclinazione delle discontinuità

Molto

favorevole

Favorevole

Poco

favorevole

Sfavorevole

Molto

sfavorevole

Gallerie

0

-2

-5

-10

-12

Fondazioni

0

-2

-7

-15

-25

Versanti

0

-5

-25

-50

-60

Nel seguito vengono presi in considerazione, dettagliatamente, tutti i parametri sopra riportati,

basandosi su anche su rilievi geomeccanici eseguiti su affioramenti.

R1 - Resistenza della roccia intatta

Le prove di laboratorio (Point Load Test) condotte, cautelativamente, su un campione argillitico-

marnoso, hanno fornito un valore della resistenza alla compressione monoassiale pari a 20.5 MPa.

Questo dato è rappresentativo di un’argilla molto consolidata e non di un vero e proprio materiale

lapideo.

R1 = 4/44.5*σc + 1 = 2.84

R2 – Indice RQD

L’indice RQD misurato in carotaggi eseguiti su questa formazione risulta variabile fra il 20% e il 40%.

Questi valori, dovuti sia alla fitta stratificazione che ad una consistente fratturazione fanno classificare

l’ammasso, da questo punto di vista, come mediocre.

Facendo riferimento al valore di 30% si ha:

R2 = 2/12.4*RQD + 1.71 = 6.55


11

R3 – Spaziatura delle discontinuità (s)

Lo spessore degli strati varia tra 30 e 200 mm con un valor medio pari a circa 95 mm. Per tale valore

risulta (s è espresso in metri):

R3 = 15*s + 5 = 6.42

R4 – Condizioni dei giunti

Questo parametro dipende a sua volta dai seguenti 5 elementi:

v1 – persistenza (continuità)

v2 – apertura

v3 – rugosità

v4 – alterazioni delle pareti

v5 – caratteristiche del riempimento

Nella situazione in esame il giunto di stratificazione viene considerato continuo (v1 = 0), l’apertura

assume generalmente valori fra 1 e 5 mm (v2 = 1), le superfici sono rugose (v3 = 5), le pareti sono

molto alterate (v4 = 1) ed il riempimento è in genere soffice (v5 = 2 per apertura < 5 mm). Si ha

dunque:

R4 = v1 + v2 + v3 + v4 + v5 = 9

R5 – Condizioni idrauliche

Sulla base della tabella precedentemente riportata per questo parametro, considerando la posizione in

crinale dei punti di installazione, si può escludere la saturazione dell’ammasso. Ciononostante si

assume la presenza di deboli venute e quindi:

R5 = 4

Complessivamente, risulta:

RMRbase = R1 + R2 + R3 + R4 + R5 = 28.81

I parametri di resistenza al taglio dell’ammasso nel suo insieme risultano essere:


12

φ = 5 + RMRbase/2 = 19.40°

C = 5 * RMRbase = 144.05 KPa

In riferimento al valore RMRbase l'ammasso risulta di qualità scadente, mentre al fattore correttivo R6,

dipendente dalle condizioni giaciturali in rapporto al tipo di applicazione (nella fattispecie si tratta delle

fondazioni delle torri eoliche), si può attribuire il valore –7 (favorevole o poco favorevole). Nella

peggiore delle ipotesi si ha:

RMRcorretta= RMRbase + R6 = 38.26-7 = 21.81

Il modulo di resistenza è invece:

Ed = 10(RMRcorretta-10)/40

= 1.97 GPa

I parametri geomeccanici definiti con il metodo di Bieniawsky prescindono, concettualmente, dal

riconoscimento puntuale delle diverse famiglie di discontinuità (giunti di stratificazione, faglie, ecc.).

Tali parametri permettono di “sintetizzare” il comportamento meccanico degli ammassi rocciosi e di

applicare i metodi di analisi utilizzati per i terreni.

7.2 SOTTOSTAZIONE ELETTRICA

La realizzazione della nuova sottostazione elettrica interessa un’area in cui è presente una coltre

eluvio-colluviale costituita da limo argilloso-sabbioso di spessore variabile. Sulla base di prove in sito e

di prove di laboratorio eseguite in passato su campioni prelevati da depositi di analoghe

caratteristiche, i valori dei principali parametri geotecnici per le unità costituenti la parte detritica della

colonna stratigrafica sono così riassumibili.

Liv.

(kN/m3)

φ’

(°)

C’

(KPa)

Cu

(KPa)

E

(MPa)

LS1 18.5 23 6.0 40.0 4

LS2 19.5 23 12.0 60.0 8

Si deve precisare, in ogni caso, che la realizzazione dello spianamento destinato ad ospitare cabine,

apparecchiature e manufatti vari, implicherà che solo in parte il litotipo di fondazione sarà

rappresentato da LS2 (Limo argilloso-sabbioso). Si avranno aree in cui gli scavi metteranno a nudo il

substrato ed altre in cui sarà necessario mettere in posto riporti anche di spessore consistente (fino 4-

5 m come si evince dagli elaborati progettuali).


13

Al substrato (Livello LS3) sono attribuibili gli stessi parametri di resistenza assunti nel caso degli

aerogeneratori (Livello LT2).

La messa in posto dei riporti si baserà su tecniche convenzionali che prevedono la preparazione della

superficie di posa secondo piani in contropendenza rispetto all'andamento naturale del pendio e la

sistemazione del terreno per strati successivi di spessore non superiore a 30-50 cm, adeguatamente

compattati. Tali tecniche dovranno assicurare al rilevato le stesse caratteristiche di resistenza del

livello LS2 (Limo argilloso-sabbioso).

In fase di progettazione esecutiva verrà comunque presa in considerazione anche l’ipotesi di

realizzare un trattamento a calce e/o cemento.

8. PARAMETRI SISMICI

L’applicazione delle NTC 2008 comporta la determinazione di una serie di parametri necessari alla

definizione della “pericolosità sismica di base” del sito di costruzione.

Ai fini della presente normativa le azioni sismiche sono riconducibili alla determinazione di uno spettro

di risposta elastico dell’accelerazione, per la componente orizzontale del moto, dipendente dai

seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale:

ag Accelerazione orizzontale massima al sito;

F0 Valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in acc.ne orizzontale;

Tc* Periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in acc.ne orizzontale.

In alternativa all’uso di indagini specifiche (prove geofisiche), tali parametri, possono essere desunti

dall’allegato B della predetta norma, dove, per tutto il territorio nazionale sono forniti i valori di ag, F0 e

Tc*.

Tali valori vengono forniti per 10751 punti del reticolo di riferimento, definiti in termini di Latitudine e di

Longitudine, e per 9 valori del periodo di ritorno TR.

Le coordinate dei punti di installazione degli aerogeneratori e della sottostazione elettrica sono

riportate nella seguente tabella:

ID. AEROGEN.

COORD. GAUSS-BOAGA COORDINATE UTM WGS84

EST [m] NORD [m] LONG. [°] LAT. [°]

T01 2302196 4830239 12.30173 43.59316

T02 2302379 4830050 12.30407 43.59151

T03 2303105 4831287 12.31254 43.60282

T04 2303225 4831896 12.31378 43.60833


14

T05 2303221 4832148 12.31363 43.6106

T06 2303275 4832442 12.31418 43.61326

T07 2303463 4832719 12.31637 43.6158

T08 2303786 4832986 12.32029 43.6183

T09 2303933 4833260 12.322 43.62081

SSE 2303051 4831521 12.31178 43.60491

I valori dei parametri ag, F0 e Tc*, ottenuti per interpolazione lineare con l’ausilio di apposito

programma di calcolo, sono riportati nelle seguenti tabelle:

T01

T02

Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)


30 0.067 2.411 0.268

30 0.067 2.411 0.268

50 0.087 2.380 0.274

50 0.087 2.380 0.274

72 0.103 2.356 0.279

72 0.104 2.355 0.279

101 0.121 2.348 0.284

101 0.121 2.348 0.284

140 0.139 2.346 0.286

140 0.139 2.346 0.286

201 0.160 2.356 0.292

201 0.160 2.355 0.292

475 0.222 2.370 0.306

475 0.222 2.370 0.306

975 0.283 2.405 0.316

975 0.284 2.404 0.316

2475 0.377 2.426 0.333

2475 0.378 2.426 0.333

T03

T04



30 0.067 2.415 0.268

30 0.066 2.417 0.268

50 0.086 2.390 0.276

50 0.085 2.394 0.276

72 0.102 2.370 0.281

72 0.101 2.377 0.281

101 0.119 2.354 0.285

101 0.118 2.357 0.285

140 0.136 2.352 0.288

140 0.136 2.355 0.288

201 0.157 2.369 0.293

201 0.156 2.375 0.294

475 0.218 2.379 0.307

475 0.217 2.383 0.308

975 0.279 2.416 0.317

975 0.277 2.422 0.317

2475 0.372 2.438 0.333

2475 0.369 2.444 0.334

T05

T06



30 0.066 2.418 0.268

30 0.066 2.419 0.268

50 0.085 2.396 0.276

50 0.085 2.398 0.276

72 0.101 2.380 0.281

72 0.100 2.384 0.282

101 0.118 2.358 0.286

101 0.118 2.359 0.286

140 0.135 2.356 0.289

140 0.135 2.357 0.289

201 0.155 2.378 0.294

201 0.155 2.381 0.294

475 0.216 2.385 0.308

475 0.215 2.387 0.308

975 0.276 2.424 0.317

975 0.275 2.427 0.317

2475 0.368 2.446 0.334

2475 0.367 2.449 0.334

T07

T08



30 0.066 2.420 0.268

30 0.066 2.421 0.268


15

50 0.084 2.401 0.277

50 0.084 2.404 0.277

72 0.100 2.388 0.282

72 0.099 2.392 0.283

101 0.117 2.361 0.286

101 0.117 2.364 0.287

140 0.134 2.359 0.289

140 0.133 2.363 0.290

201 0.154 2.385 0.295

201 0.153 2.389 0.296

475 0.214 2.390 0.309

475 0.213 2.396 0.309

975 0.274 2.431 0.317

975 0.272 2.439 0.317

2475 0.365 2.453 0.334

2475 0.362 2.463 0.334

T09

Sottostazione Elettrica



30 0.066 2.422 0.268

30 0.067 2.416 0.268

50 0.084 2.407 0.277

50 0.086 2.391 0.276

72 0.099 2.395 0.283

72 0.101 2.372 0.281

101 0.116 2.366 0.287

101 0.119 2.355 0.285

140 0.133 2.365 0.290

140 0.136 2.353 0.288

201 0.152 2.392 0.296

201 0.157 2.371 0.293

475 0.212 2.400 0.310

475 0.218 2.380 0.307

975 0.270 2.445 0.318

975 0.278 2.417 0.317

2475 0.360 2.470 0.335

2475 0.371 2.440 0.333

Le azioni sismiche su ciascuna costruzione vengono valutate in relazione ad un periodo di riferimento

Vr dato da:

Vr = Vn * Cu

Dove Vn rappresenta la vita nominale dell’opera e Cu è la classe d’uso che dipende, a sua volta, dalla

tipologia dell’opera, dalla sua importanza strategica, dall’affollamento ecc..

Le azioni sismiche di progetto si definiscono a partire dalla “pericolosità sismica di base” del sito di

costruzione, che è descritta dalla probabilità che, in un fissato lasso di tempo (periodo di riferimento Vr

espresso in anni) in detto sito si verifichi un evento sismico di entità almeno pari ad un valore

prefissato. La probabilità è denominata “probabilità di eccedenza o di superamento nel periodo di

riferimento” .

E’ già stato rilevato che per stato limite si intende una particolare condizione raggiunta la quale l’opera

non è più in grado di svolgere la funzione per la quale è stata progettata. Lo stato limite ultimo SLC, in

particolare, corrisponde ad una situazione di collasso e per tale condizione PVr = 5%.

Infine il tempo di ritorno del sisma Tr è dato da:

Tr = -Vr/ln(1-PVr)

Rimandando alla fase di progettazione esecutiva la definizione precisa dei parametri sopra elencati, i

successivi calcoli geotecnici saranno svolti in riferimento al valore più alto di Tr.

Ai fini della definizione dell’azione sismica di progetto, si rende necessario valutare l’effetto della

risposta sismica locale (amplificazione) dovuta alle condizioni litostratigrafiche e topografiche.

Sulla base delle NTC 2008 si rende pertanto necessario definire la categoria di sottosuolo e la

categoria topografica sulla base delle seguenti tabelle:


16

Tabella 3.2.II – Categorie di sottosuolo

Categoria Descrizione

A

Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi caratterizzati da valori di Vs,30

superiori a 800 m/sec, eventualmente comprendenti in superficie uno strato di alterazione, con spessore massimo di 3 m.

B

Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero Nsp,30t > 50 nei terreni a grana grossa e Cu

> 250 kPa nei terreni a grana fina).

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 Vs,30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < Nsp,30t < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < Cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).

D

Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o terreni a grana fina scarsamente consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 inferiori a 180 m/s (ovvero Nsp,30t < 15 nei terreni a grana grossa e Cu,30 < 70 kPa nei terreni a grana fina).

E Terreni dei sottosuoli di tipo C e D per spessore non superiore a 20 m, posti sul substrato di riferimento (con Vs,30 > 800 m/s).

In assenza di specifiche prove geofisiche per la determinazione di VS30 si faccia riferimento alla

categoria di sottosuolo B, sia per gli aerogeneratori che per la sottostazione elettrica.

Tabella 3.2.IV – Categorie topografiche

Categoria Caratteristiche della superficie topografica

T1 Superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati con inclinazione media i ≤ 15°

T2 Pendii con inclinazione media i > 15°

T3 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media 15° ≤ i ≤ 30°

T4 Rilievi con larghezza in cresta molto minore che alla base e inclinazione media i > 30°

Le suddette categorie topografiche si riferiscono a configurazioni geometriche prevalentemente

bidimensionali, creste o dorsali allungate, e devono essere considerate nella definizione dell’azione

sismica se di altezza superiore a 30 m.

I siti di installazione degli aerogeneratori e l’area interessata dalla realizzazione della sottostazione

elettrica, con un assunzione sicuramente cautelativa, sono classificabili in categoria topografica T3.


17

9. STRUTTURE DI FONDAZIONE

Dal punto di vista delle interazioni con il sottosuolo è necessario distinguere fra le strutture di

fondazione degli aerogeneratori e le strutture di fondazione di cabine ed apparecchiare da realizzare

nell’ambito della stazione elettrica.

Sulla base delle NTC 2008, per stato limite si intende una particolare condizione raggiunta la quale

l’opera non è più in grado di svolgere la funzione per la quale è stata progettata. Nell’ambito degli

stati limite ultimi, in particolare, la normativa distingue tra stato limite di resistenza della struttura (STR)

e stato limite di resistenza del terreno (GEO).

Con riferimento agli stati limite ultimi (SLU) di tipo geotecnico (GEO), le NTC 2008 prevedono le

seguenti verifiche:

- Collasso per carico limite dell’insieme fondazione-terreno;

- Collasso per scorrimento sul piano di posa;

- Stabilità globale.

Il metodo semiprobabilistico introdotto dalla nuova normativa, individua fattori di sicurezza da

applicare sia alle grandezze di ingresso (parametri geotecnici) che a quelle di uscita (capacità

portante, verifiche a scorrimento).

La seguente tabella, ripresa dalle NTC 2008, si riferisce ai coefficienti di sicurezza relativi ai parametri

geotecnici:

I valori che seguono si riferiscono, invece, ai coefficienti di sicurezza relativi alle grandezze in uscita:

In pratica la nuova normativa propone due approcci alternativi:


18

Approccio 1: si eseguono le verifiche sia con la combinazione M1+R1 (STR) che con la

combinazione M2+R2 (GEO). Questi due valori andranno confrontati, dal progettista, con i carichi di

progetto calcolati, applicando i coefficienti A1 e A2 proposti dal D.M. 14.01.2008 (non riportati in

questa sede);

Approccio 2: si esegue un’unica verifica con la combinazione M1+R3 (STR e GEO). Questo valore

andrà confrontato, dal progettista, con i carichi di progetto calcolati, applicando il coefficiente A1

proposto dal D.M.14.01.2008 (non riportato in questa sede).

9.1 FONDAZIONI AEROGENERATORI

Si considera una fondazione superficiale in cls armato del tipo a plinto a pianta quadrata, avente le

seguenti caratteristiche:

DATI GENERALI Lato della fondazione 15.0 m Profondità piano di posa 3.0 m Altezza di incastro 3.0 m Inclinazione piano di posa 0.0° Inclinazione pendio 14.0° Profondità falda (piano di campagna) STRATIGRAFIA TERRENO DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico

Livello DH (m)

Gam (kN/m³)

Gams (kN/m³)

Fi (°)

Fi Corr. (°)

c (kN/m²)

c Corr. (kN/m²)

cu (kN/m²)

Ey (kN/m²)

LT1 0.5 18.5 19.5 23.0 23 5.0 5.0 0.0 5000.0

LT2 19.5 22.5 23.5 19.4 19.4 144.05 144.05 0.0 1970000.0

A1+M1+R1

Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 6.03 Fattore [Nc] 14.28 Fattore [Ng] 2.66 Fattore forma [Sc] 1.42 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.35 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0


19

Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.6 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 3297.79 kN/m² ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 6.03 Fattore [Nc] 14.28 Fattore [Ng] 4.62 Fattore forma [Sc] 1.3 Fattore forma [Sg] 0.8 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 3136.94 kN/m² ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 6.03 Fattore [Nc] 14.28 Fattore [Ng] 2.58 Fattore forma [Sc] 1.4 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.2 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.2 Fattore profondità [Dg] 1.03 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 3343.4 kN/m² ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 6.03 Fattore [Nc] 14.28 Fattore [Ng] 4.95 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0


20

Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.35 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.6 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 2587.36 kN/m² ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 6.03 Fattore [Nc] 14.28 Fattore [Ng] 3.54 Fattore forma [Sc] 1.4 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.33 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.7 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.82 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 3319.9 kN/m² ======================================================

A2+M2+R2 Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 4.23 Fattore [Nc] 11.45 Fattore [Ng] 1.36 Fattore forma [Sc] 1.37 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0


21

Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.28 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.6 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 2016.98 kN/m² ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 4.23 Fattore [Nc] 11.45 Fattore [Ng] 2.83 Fattore forma [Sc] 1.3 Fattore forma [Sg] 0.8 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 1992.03 kN/m² ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 4.23 Fattore [Nc] 11.45 Fattore [Ng] 1.31 Fattore forma [Sc] 1.35 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.17 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.17 Fattore profondità [Dg] 1.03 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 2031.12 kN/m² ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 4.23 Fattore [Nc] 11.45


22

Fattore [Ng] 2.94 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.28 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.6 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 1627.91 kN/m² ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 4.23 Fattore [Nc] 11.45 Fattore [Ng] 1.82 Fattore forma [Sc] 1.36 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.27 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0 Fattore inclinazione base [Bq] 1.0 Fattore forma [Sg] 0.7 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ig] 1.0 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.76 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.95 ====================================================== Pressione limite 2033.27 kN/m² ====================================================== Le seguenti tabelle riassumono i valori della capacità portante, determinata con diverse metodologie

di calcolo, per ciascuna delle combinazioni precedentemente descritte:


23

Fondazione aerogeneratori

Approccio 1 Approccio 2

M1+R1 (kN/m2)

(STR)

M2+R2 (kN/m2)

(GEO)

M1+R3 (kN/m2)

(STR e GEO)

Hansen (1970) 3297.79 1120.54 1433.82

Terzaghi (1955) 3136.94 1106.68 1363.89

Meyerhof (1963) 3343.40 1128.40 1453.65

Vesic (1975) 2587.36 904.39 1124.94

Brinch – Hansen (1970) 3319.90 1129.59 1443.43

Media 3137.08 1077.92 1363.95

In allegato sono riportati tutti i dettagli teorici relativi alle diverse procedure di calcolo.

Il valore del coefficiente di sottofondo statico dipende oltreché dalle caratteristiche dei terreni di

fondazione, anche da una serie di altri fattori quali forma e dimensioni dell’area caricata, interferenza

dei bulbi di pressione, intensità dei carichi, modalità di applicazione degli stessi, presenza di acqua

ecc..

Nel caso specifico, facendo riferimento ai valori medi di capacità portante sopra riportati ed utilizzando

il metodo di Bowles, si ha:

Fondazione aerogeneratori


M1+R1 (kN/m2)

(STR)

M2+R2 (kN/m3)

(GEO)

M1+R3 (kN/m3)

(STR e GEO)

K (Bowles) 125483 43117 54558

L’eventualità di ricorrere a pali o micropali di fondazione per ancorare meglio lo stesso plinto, non

viene presa in considerazione in questa fase. Tale necessità sarà verificata a seguito di specifici rilievi

geomeccanici ed indagini geognostiche (sondaggi) e geofisiche (sismica) ed a seguito delle verifiche a

slittamento ed a ribaltamento da eseguire in sede di progettazione strutturale.

9.2 FONDAZIONI MANUFATTI SOTTOSTAZIONE

Per effetto delle operazioni di spianamento il terreno di fondazione potrà essere rappresentato da:

- Substrato roccioso (Livello LS3 equivalente a LT2);

- Limo argilloso-sabbioso (Livello LS2);

- Riporto debitamente costipato ed eventualmente consolidato a calce e/o cemento.


24

Nel seguito si farà riferimento ai parametri geomeccanici del Livello LS2. I calcoli di cui sotto si

riportano le schede riassuntive, si riferiscono ad una fondazione superficiale del tipo a trave

rovescia. I risultati sono comunque estendibili al caso di platee di fondazione.

DATI GENERALI ============================================================== Larghezza fondazione 0.7 m Lunghezza fondazione 6.0 m Profondità piano di posa 0.8 m Altezza di incastro 0.8 m Inclinazione piano di posa 0.0° Inclinazione pendio 0.0° Profondità falda (al piano di campagna) ============================================================== STRATIGRAFIA TERRENO DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico

Livello

DH (m)

Gam (kN/m³)

Gams (kN/m³)

Fi (°)

Fi Corr. (°)

c (kN/m²)

c Corr. (kN/m²)

cu (kN/m²)

Ey (kN/m²)

LS1 0.5 18.5 19.5 23.0 23.0 6.0 6.0 40.0 4000.0

LS2 0.7 19.5 20.5 23.0 23.0 12.0 12.0 60.0 8000.0

LS3 19.5 22.5 23.5 19.4 19.4 144.05 144.05 0.0 1970000.0

A1+M1+R1 Autore: HANSEN (1970) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 0.02 Fattore profondità [Dc] 0.34 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 418.19 kN/m² ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.7 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96


25

====================================================== Pressione limite 342.92 kN/m² ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.02 Fattore profondità [Dc] 1.23 Fattore forma [Sq] 1.0 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.0 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 386.66 kN/m² ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 0.02 Fattore profondità [Dc] 0.34 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 436.49 kN/m² ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.02 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 317.66 kN/m² ======================================================

A2+M2+R2 Autore: HANSEN (1970) (Condizione non drenata) ======================================================


26

Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 0.02 Fattore profondità [Dc] 0.34 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 303.22 kN/m² ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.7 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 249.45 kN/m² ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.02 Fattore profondità [Dc] 1.23 Fattore forma [Sq] 1.0 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore forma [Sg] 1.0 Fattore profondità [Dg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 280.7 kN/m² ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 0.02 Fattore profondità [Dc] 0.34 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ======================================================


27

Pressione limite 316.3 kN/m² ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione non drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 1.0 Fattore [Nc] 5.14 Fattore [Ng] 0.0 Fattore forma [Sc] 1.02 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.96 ====================================================== Pressione limite 231.42 kN/m² ======================================================

Le seguenti tabelle riassumono i valori della capacità portante, determinata con diverse metodologie

di calcolo, per ciascuna delle combinazioni precedentemente descritte:

Fondazioni superficiali manufatti sottostazione


M1+R1 (kN/m2)

(STR)

M2+R2 (kN/m2)

(GEO)

M1+R3 (kN/m2)

(STR e GEO)

Hansen (1970) 418.19 168.46 181.82

Terzaghi (1955) 342.92 138.58 149.10

Meyerhof (1963) 386.66 155.94 168.11

Vesic (1975) 436.49 175.72 189.78

Brinch – Hansen (1970) 317.66 128.57 138.11

Media 380.38 153.45 165.38

In allegato sono riportati tutti i dettagli teorici relativi alle diverse procedure di calcolo.

Riguardo al modulo di reazione, facendo riferimento ai valori medi di capacità portante sopra riportati

ed utilizzando il metodo di Bowles, si ha:

Fondazioni superficiali manufatti sottostazione


M1+R1 (kN/m2)

(STR)

M2+R2 (kN/m3)

(GEO)

M1+R3 (kN/m3)

(STR e GEO)

K (Bowles) 15215 6138 6615


28

10. CONCLUSIONI

Su incarico della società MTre s.r.l è stata eseguito lo studio geologico generale dell’area interessata

alla realizzazione di un parco eolico nel territorio comunale di Mercatello sul Metauro (AN).

Il progetto della società prevede la costruzione di un impianto in località Monte Il Cerrone, costituito da

nove aerogeneratori della potenza unitaria massima di circa 3.0 MW per una potenza complessiva

massima di circa 27,0 MW, la costruzione di una sottostazione elettrica nei pressi della linea elettrica

alta tensione 132 kV Città di Castello – Sant’Angelo in Vado in località “I Laghi” e il relativo elettrodotto

interrato di collegamento elettrico, che per brevi tratti interessa il territorio comunale di Città di Castello

(PG), che per brevi tratti interessa il territorio comunale di Città di Castello (PG), secondo quanto

riportato dagli elaborati progettuali.

Il progetto dell’impianto è stato redatto tenendo conto delle linee di indirizzo definite dalla Regione

Marche, D.G.R. n° 829 del 23 luglio 2007 Attuazione Piano Energetico Ambientale Regionale (PEAR):

Indirizzi ambientali e criteri tecnici per l’inserimento di impianti eolici nel territorio marchigiano (B.U.R.

n° 70 del 3 agosto 2007).

Nell’ambito dell’intervento sono inoltre previste opere riguardanti la viabilità stradale che

comprendono: l’adeguamento della viabilità secondaria esistente, la realizzazione della nuova viabilità

di servizio, le piazzole per il montaggio degli aerogeneratori.

In sintesi, la realizzazione dell’impianto in progetto intende, a fronte della continua richiesta di energia

elettrica a livello regionale e nazionale, contribuire a soddisfare i fabbisogni mediante la produzione da

fonti rinnovabili.

Nell’area di installazione delle turbine si registra in maniera generalizzata l’affioramento della

formazione rocciosa della Marnoso-Arenacea (alternanza di arenarie e marne argillitiche) ricoperta da

un modesto spessore di coltre d’alterazione (0.5 m). La situazione litostratigrafica risulta decisamente

omogenea, con differenze fra un sito e l’altro essenzialmente legate alle condizioni morfolologiche ed

a quelle giaciturali. Per questo motivo nell’attuale fase, identificabile con l’inizio della procedura di

Valutazione di Impatto Ambientale, si è deciso di limitare le indagini ad un rilievo geomeccanico sugli

affioramenti, combinando i dati raccolti con quelli rilevati in passato nel corso di perforazioni e prove di

laboratorio eseguiti sulla stessa formazione rocciosa. Sondaggi, penetrometrie e prove geofisiche

verranno eseguiti sui diversi punti di installazione degli aerogeneratori, nella fase conclusiva del ciclo

delle autorizzazioni. Si terrà conto, in tal modo, delle eventuali modifiche che il layout dell’impianto

dovesse subire nel corso dell’iter autorizzativo. Nell’area della sottostazione elettrica, è presente una

coltre detritica di origine eluvio-colluviale di spessore variabile, essenzialmente costituita da limo

argilloso-sabbioso.

Dal punto di vista della caratterizzazione geomeccanica dei litotipi è stata fatta una netta distinzione

fra aerogeneratori e sottostazione elettrica. Per le turbine, in particolare, la definizione dei parametri


29

geotecnici dell’ammasso roccioso è stata sviluppata sulla base del metodo RMR (Rock Mass Rating)

proposto da Bieniawski mentre per la sottostazione elettrica i valori dei principali parametri geotecnici

relativi al deposito eluvio-colluviale, sono stati definiti sulla base di una sintesi cautelativa di dati

bibliografici (prove in sito e prove di laboratorio eseguiti in passato su litotipi di analoghe

caratteristiche).

In riferimento alle NTC 2008, in attesa delle prove sismiche è stata assunta la categoria di

sottosuolo B sia per gli aerogeneratori che per le opere relative alla sottostazione elettrica.

Dal punto di vista geomorfologico, i siti di installazione degli aerogeneratori e l’area interessata dalla

realizzazione della sottostazione elettrica sono classificabili in categoria topografica T3.

Infine è stata definita in via preliminare la capacità portante del terreno in relazione ai diversi approcci

e combinazioni di calcolo previste dalle NTC 2008. Tutti i calcoli geotecnici saranno comunque affinati

in una fase successiva allorché si disporrà di ulteriori dati relativi a prove geofisiche, sondaggi, prove

penetrometriche e prove di laboratorio.

Data: 29.04.2010 Il tecnico

ALLEGATI

LoadCap 2009

1

CALCOLO PORTANZA E CEDIMENTI

DI FONDAZIONI SUPERFICIALI

NORMATIVE DI RIFERIMENTO

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


Norme Tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi


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

Ordinanza P.C.M. n. 3274del 20.3.2003

Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche

per le costruzioni in zona sismica.

Norme tecniche per le Costruzioni

Decreto Ministeriale 14 Settembre 2005. Gazzetta Ufficiale n. 222 del 23 settembre 2005. Supplemento Ordinario n. 159

Eurocodice 7

Progettazione geotecnica – Parte 1: Regole generali.

Eurocodice 8 Indicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutture - Parte 5: Fondazioni, strutture di contenimento ed aspetti

geotecnici.

CARICO LIMITE DI FONDAZIONI SU TERRENI

Il carico limite di una fondazione superficiale può essere definito con riferimento a quel valore massimo del carico

per il quale in nessun punto del sottosuolo si raggiunge la condizione di rottura (metodo di Frolich), oppure con

riferimento a quel valore del carico, maggiore del precedente, per il quale il fenomeno di rottura si è esteso ad un

ampio volume del suolo (metodo di Prandtl e successivi).

Prandtl ha studiato il problema della rottura di un semispazio elastico per effetto di un carico applicato sulla sua

superficie con riferimento all'acciaio, caratterizzando la resistenza a rottura con una legge del tipo:

= c + tg valida anche per i terreni.

Le ipotesi e le condizioni introdotte dal Prandtl sono le seguenti:

Materiale privo di peso e quindi =0

Comportamento rigido - plastico

Resistenza a rottura del materiale esprimibile con la relazione =c + tg

Carico uniforme, verticale ed applicato su una striscia di lunghezza infinita e di larghezza 2b (stato di deformazione

piana)

Tensioni tangenziali nulle al contatto fra la striscia di carico e la superficie limite del semispazio.

LoadCap 2009

2

All'atto della rottura si verifica la plasticizzazione del materiale racchiuso fra la superficie limite del semispazio e la

superficie GFBCD.

Nel triangolo AEB la rottura avviene secondo due famiglie di segmenti rettilinei ed inclinati di 45°+/2 rispetto

all'orizzontale.

Nelle zone ABF e EBC la rottura si produce lungo due famiglie di linee, l'una costituita da segmenti rettilinei passanti

rispettivamente per i punti A ed E e l'altra da archi di de famiglie di spirali logaritmiche.

I poli di queste sono i punti A ed E. Nei triangoli AFG e ECD la rottura avviene su segmenti inclinati di ±(45°+ /2 )

rispetto alla verticale.

2b

EA

B C

DG

F

Individuato così il volume di terreno portato a rottura dal carico limite, questo può essere calcolato scrivendo la

condizione di equilibrio fra le forze agenti su qualsiasi volume di terreno delimitato in basso da una qualunque delle

superfici di scorrimento.

Si arriva quindi ad una equazione q =B c, dove il coefficiente B dipende soltanto dall'angolo di attrito del terreno.

1)2/45(

2cot

tge

tggB

Per =0 il coefficiente B risulta pari a 5.14, quindi q=5.14 c.

Nell'altro caso particolare di terreno privo di coesione (c=0, 0) risulta q=0, secondo la teoria di Prandtl, non sarebbe

dunque possibile applicare nessun carico sulla superficie limite di un terreno incoerente.

Da questa teoria, anche se non applicabile praticamente, hanno preso le mosse tutte le ricerche ed i metodi di calcolo

successivi.

Infatti Caquot si pose nelle stesse condizioni di Prandtl ad eccezione del fatto che la striscia di carico non è più

applicata sulla superficie limite del semispazio, ma a una profondità h, con h 2b; il terreno compreso tra la superficie

e la profondità h ha le seguenti caratteristiche: 0, =0, c=0

e cioè sia un mezzo dotato di peso ma privo di resistenza.

Risolvendo le equazioni di equilibrio si arriva all'espressione:

q = A 1 + B c

che è sicuramente è un passo avanti rispetto a Prandtl, ma che ancora non rispecchia la realtà.

Metodo di Terzaghi (1955)

Terzaghi, proseguendo lo studio di Caquot, ha apportato alcune modifiche per tenere conto delle effettive

caratteristiche dell'insieme opera di fondazione-terreno.

Sotto l'azione del carico trasmesso dalla fondazione il terreno che si trova a contatto con la fondazione stessa tende a

sfuggire lateralmente, ma ne è impedito dalle resistenze tangenziali che si sviluppano fra la fondazione ed il terreno.

Ciò comporta una modifica dello stato tensionale nel terreno posto direttamente al di sotto della fondazione; per

LoadCap 2009

3

tenerne conto Terzaghi assegna ai lati AB ed EB del cuneo di Prandtl una inclinazione rispetto all'orizzontale,

scegliendo il valore di in funzione delle caratteristiche meccaniche del terreno al contatto terreno-opera di

fondazione.

L'ipotesi 2 =0 per il terreno sotto la fondazione viene così superata ammettendo che le superfici di rottura restino

inalterate, l'espressione del carico limite è quindi:

q =A h + B c + C b

in cui C è un coefficiente che risulta funzione dell'angolo di attrito del terreno posto al di sotto del piano di posa e

dell'angolo prima definito;

b è la semilarghezza della striscia.

Inoltre, basandosi su dati sperimentali, Terzaghi passa dal problema piano al problema spaziale introducendo dei

fattori di forma.

Un ulteriore contributo è stato apportato da Terzaghi sull'effettivo comportamento del terreno.

Nel metodo di Prandtl si ipotizza un comportamento del terreno rigido-plastico, Terzaghi invece ammette questo

comportamento nei terreni molto compatti.

In essi, infatti, la curva carichi-cedimenti presenta un primo tratto rettilineo, seguito da un breve tratto curvilineo

(comportamento elasto-plastico); la rottura è istantanea ed il valore del carico limite risulta chiaramente individuato

(rottura generale).

In un terreno molto sciolto invece la relazione carichi-cedimenti presenta un tratto curvilineo accentuato fin dai carichi

più bassi per effetto di una rottura progressiva del terreno (rottura locale); di conseguenza l'individuazione del carico

limite non è così chiara ed evidente come nel caso dei terreni compatti.

Per i terreni molto sciolti, Terzaghi consiglia di prendere in considerazione il carico limite il valore che si calcola con

la formula precedente introducendo però dei valori ridotti delle caratteristiche meccaniche del terreno e precisamente:

tgrid = 2/3 tg e crid= 2/3c

Esplicitando i coefficienti della formula precedente, la formula di Terzaghi può essere scritta:

qult = c Nc sc + D Nq + 0.5 B N s dove:

12

cos2

tan

cot)1(

tan)2/75.0(

)2/45(2

cos2

2

pKN

qNcN

ea

aNq

Formula di Meyerhof (1963)

Meyerhof propose una formula per il calcolo del carico limite simile a quella di Terzaghi.; le differenze consistono

nell'introduzione di ulteriori coefficienti di forma.

Egli introdusse un coefficiente sq che moltiplica il fattore Nq, fattori di profondità di e di pendenza ii per il caso in

LoadCap 2009

4

cui il carico trasmesso alla fondazione è inclinato sulla verticale.

I valori dei coefficienti N furono ottenuti da Meyerhof ipotizzando vari archi di prova BF (v. meccanismo Prandtl)

, mentre il taglio lungo i piani AF aveva dei valori approssimati.

I fattori di forma tratti da Meyerhof sono di seguito riportati, insieme all'espressione della formula.

Carico verticale qult = c Nc sc dc+ D Nq sq dq+ 0.5 BN s d

Carico inclinato qul t=c Nc ic dc+ D Nq iq dq + 0.5 B Nid

4.1tan1

cot)1(

2/452

tantan

qNN

qNcN

eNq

fattore di forma:

0per 1.01

10per 2.01

L

Bpksqs

L

Bpkcs

fattore di profondità:

0per 1

10per 1.01

2.01

dqd

B

Dpkdqd

B

Dpkcd

inclinazione:

0per 0i

0per

2

1

2

901

i

ici

dove :

Kp = tan2

(45°+/2)

= Inclinazione della risultante sulla verticale.

Formula di Hansen (1970)

LoadCap 2009

5

E' una ulteriore estensione della formula di Meyerhof; le estensioni consistono nell'introduzione di bi che tiene conto

della eventuale inclinazione sull'orizzontale del piano di posa e un fattore gi per terreno in pendenza.

La formula di Hansen vale per qualsiasi rapporto D/B, quindi sia per fondazioni superficiali che profonde, ma lo

stesso autore introdusse dei coefficienti per meglio interpretare il comportamento reale della fondazione, senza di

essi, infatti, si avrebbe un aumento troppo forte del carico limite con la profondità.

Per valori di D/B <1

B

Dqd

B

Dcd

2)sin1(tan21

4.01

Per valori D/B>1:

B

Dqd

B

Dcd

1tan

2)sin1(tan21

1tan4.01

Nel caso = 0

--------------------------------------------------------------------------------------------

D/B 0 1 1.1 2 5 10 20 100

--------------------------------------------------------------------------------------------

d'c 0 0.40 0.33 0.44 0.55 0.59 0.61 0.62

------------------------------------------------------------------------------------------- -

Nei fattori seguenti le espressioni con apici (') valgono quando =0.

Fattore di forma:

L

Bs

L

B

cs

L

B

cN

qN

cs

L

B

cs

4.01

tan1qs

inastriform fondazioniper 1

1

2.0''

Fattore di profondità:

LoadCap 2009

6

1 se 1tan

1 se

qualsiasiper 1

)sin1(tan21

4.01

4.0''

B

D

B

Dk

B

D

B

Dk

d

kqd

kcd

kc

d

Fattori di inclinazione del carico

0)(

5

cot

)450/7.0(1

0)(

5

cot

7.01

5

cot

5.01

1

1

15.05.0'

acf

AV

Hi

acf

AV

Hi

acf

AV

Hqi

qN

qi

qici

acf

A

Hci

Fattori di inclinazione del terreno (fondazione su pendio):

5)tan5.01(

1471

147

'

gqg

cg

cg

Fattori di inclinazione del piano di fondazione (base inclinata)

)tan7.2exp(

)tan2exp(

1471

147

'

qb

qb

cb

cb

Formula di Vesic (1975)

LoadCap 2009

7

La formula di Vesic è analoga alla formula di Hansen, con Nq ed Nc come per la formula di Meyerhof ed N come sotto

riportato:

N=2(Nq+1)*tan()

I fattori di forma e di profondità che compaiono nelle formule del calcolo della capacità portante sono uguali a quelli

proposti da Hansen; alcune differenze sono invece riportate nei fattori di inclinazione del carico, del terreno (fondazione

su pendio) e del piano di fondazione (base inclinata).

Formula Brich-Hansen (EC 7 – EC 8)

Affinché una fondazione possa resistere il carico di progetto con sicurezza nei riguardi della rottura generale, per tutte le

combinazioni di carico relative allo SLU (stato limite ultimo), deve essere soddisfatta la seguente disuguaglianza:

Vd ≤ Rd

Dove Vd è il carico di progettto allo SLU, normale alla base della fondazione, comprendente anche il peso della

fondazione stessa; mentre Rd è il carico limite di progetto della fondazione nei confronti di carichi normali , tenendo

conto anche dell’effetto di carichi inclinati o eccentrici.

Nella valutazione analitica del carico limite di progetto Rd si devono considerare le situazioni a breve e a lungo termine

nei terreni a grana fine.

Il carico limite di progetto in condizioni non drenate si calcola come:

R/A’ = (2 + ) cu sc ic +q

Dove:

A’ = B’ L’ area della fondazione efficace di progetto, intesa, in caso di carico eccentrico, come l’area ridotta al cui

centro viene applicata la risultante del carico.

cu Coesione non drenata.

q pressione litostatica totale sul piano di posa.

sc Fattore di forma

sc = 1 + 0,2 (B’/L’) per fondazioni rettangolari

sc = 1,2 Per fondazioni quadrate o circolari.

ic Fattore correttivo per l’inclinazione del carico dovuta ad un carico H.

uc c'A/H115,0i

Per le condizioni drenate il carico limite di progetto è calcolato come segue.

R/A’ = c’ Nc sc ic + q’ Nq sq iq + 0,5 ’ B’ N s i

Dove:

'tan12

'cot1

2/'45tan 2'tan

q

qc

q

NN

NN

eN

Fattori di forma

LoadCap 2009

8

'sen'L/'B1sq per forma rettangolare

'sen1sq per forma quadrata o circolare

'L/'B3,01s per forma rettangolare

7,0s per forma quadrata o circolare

1N/1Nss qqqc per forma rettangolare, quadrata o circolare.

Fattori inclinazione risultante dovuta ad un carico orizzontale H parallelo a L’

iq = i = 1- H / (V + A’ c’ cot ’)

ic = (iq Nq -1) / ( Nq – 1)

Fattori inclinazione risultante dovuta ad un carico orizzontale H parallelo a B’

1N/1Nii

'cot'c'AV/H1i

'cot'c'AV/H7,01i

qqqc

3

3q

Oltre ai fattori correttivi di cui sopra sono considerati quelli complementari della profondità del piano di posa e

dell’inclinazione del piano di posa e del piano campagna (Hansen).

VERIFICA A SLITTAMENTO

In conformità con i criteri di progetto allo SLU, la stabilità di un plinto di fondazione deve essere verificata rispetto al

collasso per slittamento oltre a quello per rottura generale. Rispetto al collasso per slittamento la resistenza viene

valutata come somma di una componente dovuta all’adesione e una dovuta all’attrito fondazione-terreno; la resistenza

laterale derivante dalla spinta passiva del terreno può essere messa in conto secondo una percentuale indicata dell’utente.

La resistenza di calcolo per attrito ed adesione è valutata secondo l’espressione:

FRd = Nsd tan+ca A’

Nella quale Nsd è il valore di calcolo della forza verticale, è l’angolo di resistenza a taglio alla base del plinto, ca è

l’adesione plinto-terreno e A’ è l’area della fondazione efficace, intesa, in caso di carichi eccentrici, come area ridotta al

centro della quale è applicata la risultante.

CARICO LIMITE DI FONDAZIONI SU ROCCIA

Per la valutazione della capacità portante ammissibile delle rocce si deve tener conto di di alcuni parametri significativi

quali le caratteristiche geologiche, il tipo di roccia e la sua qualità, misurata con l'RQD. Nella capacità portante delle

rocce si utilizzano normalmente fattori di sicurezza molto alti e legati in qualche modo al valore del coefficiente RQD:

ad esempio, per una roccia con RQD pari al massimo a 0.75 il fattore di sicurezza varia tra 6 e 10. Per la determinazione

della capacità portante di una roccia si possono usare le formule di Terzaghi, usando angolo d'attrito e coesione della

LoadCap 2009

9

roccia, o quelle proposte da Stagg e Zienkiewicz (1968) in cui i coefficienti della formula della capacità portante

valgono:

1NN

245tan5N

245tanN

q

4c

6q

Con tali coefficienti vanno usati i fattori di forma impiegati nella formula di Terzaghi.

La capacità portante ultima calcolata è comunque funzione del coefficiente RQD secondo la seguente espressione:

2ult' RQDqq

Se il carotaggio in roccia non fornisce pezzi intatti (RQD tende a 0), la roccia viene trattata come un terreno stimando al

meglio i parametri c e

FATTORI CORRETTIVI SISMICI

Per tener conto degli effetti inerziali indotti dal sisma sulla determinazione del qlim vengono introdotti i fattori

correttivi z:

q

oc

oq

zz

kz

tg

kz

32,01

1

35,0

Dove Ko è il coefficiente sismico orizzontale.

Calcolo coefficienti sismici

Le NTC 2008 calcolano i coefficienti Ko e Kv in dipendenza di vari fattori:

Ko = amax/g

Kv=±0,5×Kh

Con

amax accelerazione orizzontale massima attesa al sito;

g accelerazione di gravità.

Tutti i fattori presenti nelle precedenti formule dipendono dall’accelerazione massima attesa sul sito di riferimento rigido

e dalle caratteristiche geomorfologiche del territorio.

amax = SS ST ag

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10

SS (effetto di amplificazione stratigrafica): 0.90 ≤Ss≤ 1.80; è funzione di F0 (Fattore massimo di amplificazione dello

spettro in accelerazione orizzontale) e della categoria di suolo (A, B, C, D, E).

ST (effetto di amplificazione topografica) per fondazioni in prossimità di pendi.

Il valore di ST varia con il variare delle quattro categorie topografiche introdotte:

T1 (ST = 1.0) T2 (ST = 1.20) T3(ST =1.20) T4(ST = 1.40).

Questi valori sono calcolati come funzione del punto in cui si trova il sito oggetto di analisi. Il parametro di entrata per il

calcolo è il tempo di ritorno dell’evento sismico che è valutato come segue:

TR=-VR/ln(1-PVR)

Con VR vita di riferimento della costruzione e PVR probabilità di superamento, nella vita di riferimento, associata allo

stato limite considerato. La vita di riferimento dipende dalla vita nominale della costruzione e dalla classe d’uso della

costruzione (in linea con quanto previsto al punto 2.4.3 delle NTC). In ogni caso VR dovrà essere maggiore o uguale a

35 anni.

Con l’OPCM 3274 e successive modifiche, i coefficienti sismici orizzontale Ko e verticale Kv che interessano tutte le

masse vengono calcolatati come:

Ko =S · (ag/g),

Kv=0.5· Ko.

S: fattore dipendente dal tipo di suolo secondo lo schema:

Suolo di tipo A - S=1;

Suolo di tipo B - S=1.25;

Suolo di tipo C - S=1.25;

Suolo di tipo E - S=1.25;

Suolo di tipo D - S=1.35.

Per fondazioni su pendii con inclinazione superiore a 15° e dislivello superiore a 30 m, l’azione sismica deve essere

incrementata moltiplicandola per il coefficiente di amplificazione topografica ST:

ST ≥ 1,2 per siti in prossimità del ciglio superiore di pendii scoscesi isolati;

ST ≥ 1,4 per siti prossimi alla sommità di profili topografici aventi larghezza in testa molto inferiore alla larghezza

alla base e pendenza media > 30°; ST ≥ 1,2 per siti dello stesso tipo ma pendenza media inferiore.

L'applicazione del D.M. 88 e successive modifiche ed integrazioni è consentito mediante l'inserimento del coefficiente

sismico orizzontale Ko in funzione delle Categorie Sismiche secondo il seguente schema:

CATEGORIA Ko Kv

LoadCap 2009

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I 0.1 0

II 0.07 0

III 0.04 0

In accordo a tale disposizioni, il rapporto: ag/g = C⋅I⋅R

C: coefficiente di intensità sismica 100

2

SC

S: grado di sismicità (S ≥2)

R: coefficiente di risposta,

I: coefficiente di protezione sismica.

Per l'applicazione dell'Eurocodice 8 (progettazione geotecnica in campo sismico) il coefficiente sismico orizzontale

viene così definito:

Ko = agR · γI ·S / (g)

agR : accelerazione di picco di riferimento su suolo rigido affiorante,

γI: fattore di importanza,

S: soil factor e dipende dal tipo di terreno (da A ad E).

ag = agR · γI

è la “design ground acceleration on type A ground”.

Il coefficiente sismico verticale Kv è definito in funzione di Ko, e vale:

Kv = ± 0.5 ·Kh

CEDIMENTI ELASTICI

I cedimenti di una fondazione rettangolare di dimensioni BL posta sulla superficie di un semispazio elastico si

possono calcolare in base aduna equazione basata sulla teoria dell'elasticità (Timoshenko e Goodier (1951)):

(1) 21

21

1

21'0 F

IIIsE

BqH

dove:

q0 = Intensità della pressione di contatto

B' = Minima dimensione dell'area reagente,

E e = Parametri elastici del terreno.

Ii = Coefficienti di influenza dipendenti da: L'/B', spessore dello strato H, coefficiente di Poisson , profondità

LoadCap 2009

12

del piano di posa D;

I coefficienti I1 e I2 si possono calcolare utilizzando le equazioni fornite da Steinbrenner (1934) (V. Bowles), in

funzione del rapporto L'/B' ed H/B, utilizzando B'=B/2 e L'=L/2 per i coefficienti relativi al centro e B'=B e L'=L

per i coefficienti relativi al bordo.

Il coefficiente di influenza IF deriva dalle equazioni di Fox (1948), che indicano il cedimento si riduce con la

profondità in funzione del coefficiente di Poisson e del rapporto L/B.

In modo da semplificare l'equazione (1) si introduce il coefficiente IS:

21

21

1II

SI

Il cedimento dello strato di spessore H vale:

FI

SI

SE

BqH21'

0

Per meglio approssimare i cedimenti si suddivide la base di appoggio in modo che il punto si trovi in corrispondenza

di uno spigolo esterno comune a più rettangoli. In pratica si moltiplica per un fattore pari a 4 per il calcolo dei

cedimenti al centro e per un fattore pari a 1 per i cedimenti al bordo.

Nel calcolo dei cedimenti si considera una profondità del bulbo delle tensioni pari a 5B, se il substrato roccioso si

trova ad una profondità maggiore.

A tal proposito viene considerato substrato roccioso lo strato che ha un valore di E pari a 10 volte dello strato

soprastante.

Il modulo elastico per terreni stratificati viene calcolato come media pesata dei moduli elastici degli strati interessati

dal cedimento immediato.

CEDIMENTI EDOMETRICI

Il calcolo dei cedimenti con l’approccio edometrico consente di valutare un cedimento di consolidazione di tipo

monodimensionale, prodotto dalle tensioni indotte da un carico applicato in condizioni di espansione laterale impedita.

Pertanto la stima effettuata con questo metodo va considerata come empirica, piuttosto che teorica.

Tuttavia la semplicità d’uso e la facilità di controllare l’influenza dei vari parametri che intervengono nel calcolo, ne

fanno un metodo molto diffuso.

L’approccio edometrico nel calcolo dei cedimenti passa essenzialmente attraverso due fasi:

a) il calcolo delle tensioni verticali indotte alle varie profondità con l’applicazione della teoria dell’elasticità;

b) la valutazione dei parametri di compressibilità attraverso la prova edometrica.

In riferimento ai risultati della prova edometrica, il cedimento è valutato come:

'0

'0log

0v

vvRR

se si tratta di un terreno sovraconsolidato (OCR>1), ossia se l’incremento di tensione dovuto all’applicazione del carico

non fa superare la pressione di preconsolidazione ’p ( vv '

0 <’p).

Se invece il terreno è normalconsolidato ('

0v =’p) le deformazioni avvengono nel tratto di compressione e il

cedimento è valutato come:

LoadCap 2009

13

'0

'0log

0v

vvCR

dove:

RR Rapporto di ricompressione;

CR Rapporto di compressione;

H0 spessore iniziale dello strato;

’v0 tensione verticale efficace prima dell’applicazione del carico.

v incremento di tensione verticale dovuto all’applicazione del carico.

In alternativa ai parametri RR e CR si fa riferimento al modulo edometrico M; in tal caso però occorre scegliere

opportunamente il valore del modulo da utilizzare, tenendo conto dell’intervallo tensionale ( vv '

0 ) significativo

per il problema in esame.

L’applicazione corretta di questo tipo di approccio richiede:

la suddivisione degli strati compressibili in una serie di piccoli strati di modesto spessore (< 2.00 m);

la stima del modulo edometrico nell’ambito di ciascuno strato;

il calcolo del cedimento come somma dei contributi valutati per ogni piccolo strato in cui è stato suddiviso il banco

compressibile.

Molti usano le espressioni sopra riportate per il calcolo del cedimento di consolidazione tanto per le argille quanto per le

sabbie di granulometria da fina a media, perché il modulo di elasticità impiegato è ricavato direttamente da prove di

consolidazione. Tuttavia, per terreni a grana più grossa le dimensioni dei provini edometrici sono poco significative del

comportamento globale dello strato e, per le sabbie, risulta preferibile impiegare prove penetrometriche statiche e

dinamiche.

Cedimento secondario

Il cedimento secondario è calcolato facendo riferimento alla relazione:

100

logT

TCcs

in cui:

Hc è l’altezza dello strato in fase di consolidazione;

C è il coefficiente di consolidazione secondaria come pendenza nel tratto secondario della curva cedimento-logaritmo

tempo;

T tempo in cui si vuole il cedimento secondario;

T100 tempo necessario all’esaurimento del processo di consolidazione primaria.

CEDIMENTI DI SCHMERTMANN

Un metodo alternativo per il calcolo dei cedimenti è quello proposto da Schmertmann (1970) il quale ha correlato la

variazione del bulbo delle tensioni alla deformazione. Schmertmann ha quindi proposto di considerare un diagramma

delle deformazioni di forma triangolare in cui la profondità alla quale si hanno deformazioni significative è assunta pari

a 4B, nel caso di fondazioni nastriformi, e pari a 2B per fondazioni quadrate o circolari.

Secondo tale approccio il cedimento si esprime attraverso la seguente espressione:

E

zzIqCCw

21

nella quale:

q rappresenta il carico netto applicato alla fondazione;

LoadCap 2009

14

Iz è un fattore di deformazione il cui valore è nullo a profondità di 2B, per fondazione circolare o quadrata, e a

profondità 4B, per fondazione nastriforme.

Il valore massimo di Iz si verifica a una profondità rispettivamente pari a:

B/2 per fondazione circolare o quadrata

B per fondazioni nastriformi

e vale

5.0

'1.05.0max

vi

qzI

dove ’vi rappresenta la tensione verticale efficace a profondità B/2 per fondazioni quadrate o circolari, e a profondità B

per fondazioni nastriformi.

Ei rappresenta il modulo di deformabilità del terreno in corrispondenza dello strato i-esimo considerato nel calcolo;

zi rappresenta lo spessore dello strato i-esimo;

C1 e C2 sono due coefficienti correttivi.

Il modulo E viene assunto pari a 2.5 qc per fondazioni circolari o quadrate e a 3.5 qc per fondazioni nastriformi. Nei

casi intermedi, si interpola in funzione del valore di L/B.

Il termine qc che interviene nella determinazione di E rappresenta la resistenza alla punta fornita dalla prova CPT.

Le espressioni dei due coefficienti C1 e C2 sono:

5.0q

'0v5.011C

che tiene conto della profondità del piano di posa.

1.0log2.01

2

tC

che tiene conto delle deformazioni differite nel tempo per effetto secondario.

Nell'espressione t rappresenta il tempo, espresso in anni dopo il termine della costruzione, in corrispondenza del quale si

calcola il cedimento.

CEDIMENTI DI BURLAND e BURBIDGE

Qualora si disponga di dati ottenuti da prove penetometriche dinamiche per il calcolo dei cedimenti è possibile

fare affidamento al metodo di Burland e Burbidge (1985), nel quale viene correlato un indice di

compressibilità Ic al risultato N della prova penetrometrica dinamica. L'espressione del cedimento proposta dai

due autori è la seguente:

C7.0'

0v'

C7.0'

0vtHS IBq3/IBfffS

nella quale:

q' = pressione efficace lorda;

s'vo = tensione verticale efficace alla quota d'imposta della fondazione;

B = larghezza della fondazione;

Ic = indice di compressibilità;

LoadCap 2009

15

fs, fH, ft = fattori correttivi che tengono conto rispettivamente della forma, dello spessore dello strato

compressibile e del tempo, per la componente viscosa.

L'indice di compressibilità Ic è legato al valore medio Nav di Nspt all'interno di una profondità significativa z:

4.1AV

CN

706.1I

Per quanto riguarda i valori di Nspt da utilizzare nel calcolo del valore medio NAV va precisato che i valori

vanno corretti, per sabbie con componente limosa sotto falda e Nspt>15, secondo l'indicazione di Terzaghi e

Peck (1948)

Nc = 15 + 0.5 (Nspt -15)

dove Nc è il valore coretto da usare nei calcoli.

Per depositi ghiaiosi o sabbioso-ghiaiosi il valore corretto è pari a:

Nc = 1.25 Nspt

Le espressioni dei fattori correttivi fS, fH ed ft sono ripettivamente:

3

tlogRR1f

z

H2

z

Hf

25.0B/L

B/L25.1f

3t

iiH

2

S

Con

t = tempo in anni > 3;

R3 = costante pari a 0.3 per carichi statici e 0.7 per carichi dinamici;

R = 0.2 nel caso di carichi statici e 0.8 per carichi dinamici.

studio di geologia applicata e topografia dott. geol ... · ordinanza p.c.m. n. 3274 del 20.3.2003...

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