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
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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
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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
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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
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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
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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".
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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.
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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
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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:
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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
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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
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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:
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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).
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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
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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)
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
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
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
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
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
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
30 0.066 2.420 0.268
30 0.066 2.421 0.268
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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
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
Tr (anni) ag (g) F0 Tc* (s)
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:
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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.
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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:
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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
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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
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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
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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
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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:
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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
Approccio 1 Approccio 2
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.
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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
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====================================================== 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) ======================================================
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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 ======================================================
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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
Approccio 1 Approccio 2
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
Approccio 1 Approccio 2
M1+R1 (kN/m2)
(STR)
M2+R2 (kN/m3)
(GEO)
M1+R3 (kN/m3)
(STR e GEO)
K (Bowles) 15215 6138 6615
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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
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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
D.M. 16 Gennaio 1996
Norme Tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi
D.M. 16 Gennaio 1996
Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche
Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C.
Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio 1996
Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG.
Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16 Gennaio 1996
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.
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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
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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
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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)
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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:
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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)
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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
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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
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11
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:
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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;
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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
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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.