COMUNE di POTENZA (Provincia di...

DATA DESCRIZIONE

REVISIONI

ESEGUITO VERIFICATO APPROVATO

COMMITTENTE ESEGUITO DATA

Studio di Geologia e GeoIngengeriaDr. Geol. Antonio DE CARLO

Studio di Geologia e GeoIngegneriaViale del Seminario Maggiore, 35 -85100 Potenza-Tel./fax.: 0971.1800373; cell.: (+39).348.3017593; e-mail: [email protected]

ALLEGATO

IL GEOLOGODr. Antonio DE CARLO

RELAZIONE GEOLOGICA

ELAB:

IL COLLABORATOREDr. Bartolo ROMANIELLO

COMUNE di POTENZA(Provincia di Potenza)

REGIONE BASILICATA

STUDIO GEOLOGICO

Settembre2014

REGIONE BASILICATA

HGROUP S.r.l.

Studio di Geologia e GeoIngegneria Dott. Geol. Antonio De Carlo

- Relazione Geologica – Costruzione di un impianto di produzione di energia elettrica

da fonte rinnovabile (eolico on shore) da realizzarsi in Località Torretta del Comune di Potenza (PZ)

-Fg. 14; P.lla 47-

Viale del Seminario Maggiore, 35 (Pal. Coin) - 85100 Potenza Pag. 1 di 56

INDICE ANALITICO

1. PREMESSA ..................................................................................................................................................................... 2

3. UBICAZIONE DEL SITO D’INTERVENTO ................................................................................................................... 5

4. VALUTAZIONE DEL RISCHIO FRANE E ALLUVIONAMENTO DEL SITO .............................................................. 7

5. DESCRIZIONE DELL’INDAGINE GEOGNOSTICA ESEGUITA IN SITO .................................................................. 8

5.1 Sondaggio meccanico .................................................................................................................................................. 8

5.1.1. Descrizione delle metodologie utilizzate ............................................................................................................................ 8 5.1.2. Prelievo di campioni ......................................................................................................................................................... 9 5.1.3. Analisi e prove geotecniche di laboratorio ....................................................................................................................... 10

5.2 Indagini geofisica MASW ...........................................................................................................................................10

6. INQUADRAMENTO GEOLITOLOGICO DELL’AREA ...............................................................................................11

7. CARATTERI GEOFISICI DEI TERRENI......................................................................................................................14

7.1 Prospezione sismica MASW – Calcolo VS30 ..................................................................................................................14

8. DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO E DEI PARAMETRI GEOTECNICI ...............................................17

9. CARATTERI IDROGEOLOGICI DEI TERRENI ..........................................................................................................19

10. CARATTERIZZAZIONE DELLA PERICOLOSITÀ SISMICA DEL SITO ..................................................................21

11. STABILITA’ DELL’AREA .............................................................................................................................................24

12. CONSIDERAZIONI ED INDICAZIONI SULLE STRUTTURE FONDALI ..................................................................25

12.1 Relazione di calcolo della capacità portante di fondazioni superficiali .................................................................27

13. CONSIDERAZIONI SULL’USO DEL SUOLO.............................................................................................................55

ELENCO ALLEGATI

- Allegato 01: Cartografie tematiche:

- Tav. 1: Carta Geologica (Scala 1:2.000);

- Tav. 2: Carta Geomorfologica (Scala 1:2.000);

- Tav. 3: Sezione Litotecnica (Scala 1:1.000);

- Allegato 02: Stratigrafia del sondaggio geognostico e report fotografico;

- Allegato 03: Indagine Geofisica;

- Allegato 04: Analisi geotecniche di laboratorio.




-Fg. 14; P.lla 47-


1. PREMESSA

La Società HGROUP s.r.l. ha dato incarico allo scrivente di redigere la presente relazione geologica

in merito alla "Costruzione di un impianto di produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile

(eolico on shore) da realizzarsi in Località Torretta del Comune di Potenza (PZ)" al Fg. 14, P.lla

47.

La presente relazione è illustrativa della geologia, della geotecnica, della idrogeologia, della

morfologia e di tutti i risultati a cui si è giunti relativamente a ll’areale interessato dal progetto.

Partendo dallo studio geologico e morfologico di superficie, attraverso i dati desunti dalle indagini

geognostiche eseguite e delle analisi e prove geotecniche di laboratorio, attraverso la

caratterizzazione indiretta mediante indagini sismiche, sono derivate le informazioni geolitologiche e

geotecniche relative all’area d’imposta dell’opera prevista in progetto.

Per la definizione del modello litotecnico del sottosuolo sono stati utilizzati metodi di indagine

convenzionali e propri per i terreni in cui si è operato:

- Sondaggio meccanico a carotaggio continuo;

- Analisi e prove geotecniche di laboratorio (determinazione di proprietà indice e di stato;

determinazione del coefficiente di permeabilità K, Prove di Taglio Diretto CD, Prove

edometriche);

- Indagini geofisiche costituita da una prospezione sismica attiva di tipo MASW.

I dati ed i risultati ottenuti dall’attività diretta di indagine (sondaggi geognostici e analisi e prove di

laboratorio) sono stati integrati con quelli ottenuti dall’attività di acquisizione indiretta (indagine

geofisica), e ne è scaturita la relativa interpretazione.

Per quanto attiene alle indagini, nel dettaglio sono stati eseguiti:

• n. 01 sondaggio meccanico a carotaggio continuo spinto fino alla profondità di 15 m dal p.c.;

• prelievo di n. 01 campione indisturbato;

• analisi e prove geotecniche di laboratorio sul campione indisturbato;

• n. 01 prospezione sismica attiva.




-Fg. 14; P.lla 47-


Si è altresì fatto riferimento a dati geotecnici in possesso dello scrivente, attinenti a terreni con

caratteristiche assimilabili a quelle dell’area di sedime ed alla letteratura geotecnica. Tutto ciò ha

consentito di definire le caratteristiche fisiche e le resistenze meccaniche dei terreni di fondazione e,

quindi, di verificare geotecnicamente le strutture fondali in termini di interazione tensionale con il

terreno di sedime. Alla luce di quanto appena riportato si sono prodotti i seguenti elaborati riportati in

allegato alla presente relazione:

- Allegato 01: Cartografie tematiche:

- Tav. 1: Carta Geologica (Scala 1:2.000);

- Tav. 2: Carta Geomorfologica (Scala 1:2.000);

- Tav. 3: Sezione Litotecnica (Scala 1:1.000);

- Allegato 02: Stratigrafia del sondaggio geognostico e report fotografico;

- Allegato 03: Indagine Geofisica;

- Allegato 04: Analisi geotecniche di laboratorio.




-Fg. 14; P.lla 47-


2. RIFERIMENTI NORMATIVI E BIBLIOGRAFICI

Nella redazione del presente documento si è fatto riferimento alla normativa vigente e alla

documentazione bibliografica esistente:

Normativa di riferimento (nazionale):

- D.M. LL.PP. del 14.01.2008 - Testo Unitario - Norme Tecniche per le Costruzioni;

- Circolare del C.S.LL.PP. n° 617 del 02.02.2009 - Istruzioni per l'applicazione delle nuove Norme

Tecniche per le Costruzioni.

Normativa di riferimento (regionale):

- L. R. n° 38 del 06.08.1997 - Norme per l'esercizio delle funzioni regionali in materia di difesa del

territorio dal rischio sismico;

- Delibera del Consiglio Regionale di Basilicata n° 575 del 04.08.2009.

Riferimenti cartografici e bibliografici:

Foglio 187 Sez. II SO “Avigliano” dell’I.G.M.I. (scala 1:25.000);

Foglio 187 “Melfi” della Carta Geologica d’Italia (scala 1:100.000);

Elem. n.° 470104 “Giuliano” della Cartografia Tecnica Numerica dell’Italia Meridionale (1:5.000);

Tav. 470104 - Carta del Rischio Idrogeologico dell’A.d.B. della Basilicata (scala 1:10.000).




-Fg. 14; P.lla 47-


3. UBICAZIONE DEL SITO D’INTERVENTO

Il sito di interesse progettuale, posto in Località Torretta nel Comune di Potenza, è situato ad una

quota di circa 998 metri s.l.m. ed è censito al Foglio di Mappa n° 14, P.lla 47.

Fig. 01: Veduta aerea dell'area con ubicazione del sito d'intervento

Dal punto di vista cartografico, l’area di sedime ricade nel Foglio 187 “Melfi” della Carta Geologica

d’Italia in scala 1:100.000, nella tavoletta topografica dell’I.G.M.I. Foglio 187 Sez. II SO “Avigliano” in

scala 1:25.000 e nell’elemento n.° 470104 “Giuliano" della Carta Tecnica dell’Italia Meridionale in

scala 1:5.000.




-Fg. 14; P.lla 47-


Fig. 02: Stralcio dell'elemento 470104 “Giuliano" della C.T.R.N. in scala 1:5.000 con ubicazione dell'area di intervento

Al fine della caratterizzazione delle azioni sismiche di cui al paragrafo 3.2 della normativa e della

definizione delle forme spettrali in base ai parametri correlati al reticolo di riferimento, le coordinate del

sito sono le seguenti:

Latitudine WGS84 = 40.678652° Longitudine WGS84 = 15.774887°




-Fg. 14; P.lla 47-


4. VALUTAZIONE DEL RISCHIO FRANE E ALLUVIONAMENTO DEL SITO

La stesura di questa relazione geologica è stata suffragata dalla consultazione del Piano Stralcio

per l’Assetto Idrogeologico, redatto dall’Autorità di Bacino della Basilicata. Questo rappresenta uno

strumento conoscitivo, normativo e tecnico-operativo mediante il quale sono programmate e

pianificate le azioni e le norme d’uso riguardanti la difesa dal rischio idraulico ed id rogeologico nel

territorio di competenza. Nel caso in esame l’area di sedime ricade nella tavola 470104 del Piano

stralcio per la difesa dal rischio idrogeologico:

Fig. 03: : Carta del Rischio Idrogeologico dell’AdB con l’individuazione del sito di interesse progettuale (cerchio rosso)

La consultazione della suddetta cartografia consente di escludere che tale area venga classificata

come esposta a pericolosità e rischio da frana, né interessata da fenomeni di alluvionamento.

Pertanto, in riferimento alle norme d’attuazione del PAI dell’Autorità di Bacino della Basilicata,

l’intervento previsto in progetto non è soggetto a particolari prescrizioni salvo quelle di rito. Di

conseguenza, si esprime giudizio positivo sulla sua fattibilità e compatibilità idrogeologica.




-Fg. 14; P.lla 47-


5. DESCRIZIONE DELL’INDAGINE GEOGNOSTICA ESEGUITA IN SITO

Si descrivono di seguito le indagini geognostiche eseguite, la strumentazione utilizzata e le

modalità operative. Le indagini sono state svolte in conformità a quanto disposto dal D.M. 14/01/2008

“Norme tecniche per le Costruzioni”, oltre che secondo le modalità tecnologiche dell’ANISIG.

5.1 Sondaggio meccanico

Allo scopo di acquisire informazioni litostratigrafiche, geotecniche ed idrogeologiche sul volume

significativo di sottosuolo interagente con l’opera in progetto, è stato eseguito n. 01 sondaggio

geognostico, indicato come S1, nell’area di sedime. La perforazione è stata effettuata il giorno

23/05/2014 utilizzando la sonda a rotazione CMV K 401.

Nella tabella sottostante è riportato il sondaggio con la sigla d’identificazione, la data di

realizzazione, la profondità d’investigazione e la ditta esecutrice.

Sigla sondaggio Data di esecuzione Profondità

(m. dal p.c.) Ditta esecutrice

Inizio Fine

S1 23/05/2014 23/05/2014 15.00 Trivel Sondaggi

S.r.l.

Tabella 1 – Sondaggio meccanico

5.1.1. Descrizione delle metodologie utilizzate

La perforazione adottata è stata a rotazione ed a carotaggio continuo, con metodo di

avanzamento idraulico. L’utensile di perforazione utilizzato è stato il carotiere semplice, diametro

nominale Øest = 101 mm, lunghezza utile L = 300 cm. E’ altresì stata utilizzata la tubazione di

rivestimento provvisorio (tubo-forma in acciaio, Øest = 127 mm) per evitare franamenti e/o chiusure del

foro.

Per il sondaggio è stata redatta una “stratigrafia litotecnica” contenente i dati identificativi del sito,

il tipo di macchina utilizzato e le informazioni sulla natura e sulle caratteristiche dei terreni attraversati,

con riferimento allo stato di consistenza/addensamento dei terreni a carattere coesivo e al TCR

(percentuale di carotaggio totale, data dal rapporto percentuale tra la lunghezza delle carote estratte e

la lunghezza della manovra di carotaggio o battuta).




-Fg. 14; P.lla 47-


Nell’Allegato 02 si riporta la stratigrafia ricostruita a partire dall’analisi delle carote estratte durante

la terebrazione del sondaggio e il report fotografico delle attività svolte, della postazione di sondaggio

e delle cassette catalogatrici.

Nella figura successiva è riportata l’ubicazione del sondaggio S1 e della prospezione sismica

attiva MASW, appositamente realizzata, e descritta nel successivo paragrafo.

Fig. 04 Ubicazione del sondaggio geognostico e delle prospezioni sismiche eseguite

5.1.2. Prelievo di campioni

Compatibilmente con la natura litologica dei terreni attraversati, sono stati prelevati campioni da

sottoporre ad analisi e prove geotecniche di laboratorio. In particolare nel sondaggio, denominato S1,

è stato prelevato n. 01 campione con campionatore a pareti sottili tipo Shelby, identificato ed

etichettato con la sigla C1-S1. La profondità di prelievo è stata “tarata” in funzione del volume

significativo e in modo da avere indicazioni geotecniche delle diverse unità formazionale attraversate

durante il sondaggio. E’ da sottolineare che la natura litologica dei terreni carotati, caratterizzata dalla




-Fg. 14; P.lla 47-


presenza di frequenti intervalli lapidei, non ha permesso il prelievo di ulteriori campioni all’interno

dell’unità litologica attraversata dal sondaggio. La profondità di campionamento è riportata in tabella 2.

Sigla sondaggio

Sigla campione

indisturbato

Profondità di prelievo (m. dal p.c.)

Laboratorio geotecnico

S1 C1 3.00-3.50 Laborgeo srl

di Matera

5.1.3. Analisi e prove geotecniche di laboratorio

Il campione prelevato è stato oggetto di analisi e prove presso il laboratorio geotecnico Laborgeo

s.r.l. con sede in Matera. In accordo al programma di indagini previsto e compatibilmente alle effettive

proprietà litotecniche dei materiali, sono stati determinati i parametri fisico-meccanici di identificazione

e di resistenza meccanica. I relativi risultati saranno discussi in apposito capitolo, mentre per il

dettaglio dei risultati si rimanda ai certificati allegati alla presente relazione (cfr. All. 04).

5.2 Indagini geofisica MASW

Per la caratterizzazione sismo-stratigrafica del sottosuolo e per poter accertare la categoria del

“suolo di fondazione” (D.M. 14 gennaio 2008) ricavata dai valori della velocità media delle onde di

taglio nei primi 30 m di sottosuolo (Vs30), è stata condotta n. 01 prospezione di sismica attiva di tipo

MASW (Multichannel Analysis of Surface Waves) su uno stendimento della lunghezza totale di 32 ml

(indicato come MASW). Allo scopo è stato utilizzato un sismografo SOILSPY ROSINA - 25 canali.

Il profilo sismico è stato condotto con un allineamento di 24 geofoni con frequenza 4.5 Hz, distanti

reciprocamente 1.00 m.

La tecnica MASW è definita attiva in quanto è necessaria una sorgente per energizzare il sistema

(gli scoppi sono stati ottenuti mediante percussione con mazza su piastra metallica).

Per tutto quanto attiene ai risultati delle indagini eseguite si rimanda all’Allegato 03, nel quale si

riportano i relativi certificati e le modalità operative e strumentali.




-Fg. 14; P.lla 47-


6. INQUADRAMENTO GEOLITOLOGICO DELL’AREA

La definizione litologica e stratigrafica dei terreni affioranti nell’area di studio ha necessitato, oltre

che di un rilevamento geologico di campagna più ampio rispetto al settore di versante interessato dal

progetto in epigrafe, anche di un sondaggio meccanico a carotaggio continuo e di prospezioni

geofisiche che hanno permesso di definire l’assetto litostratigrafico del sito di seguito descritto:

a) Substrato: Flysch Rosso(Cretaceo sup.- Oligocene inf.)

Con riferimento alle caratteristiche litologiche, tale formazione affiora estesamente nella zona

formando l’intera dorsale su cui ricade l’area di sedime. Largamente diffusi in tutta l’area esaminata,

tali litotipi sono costituiti da una fitta alternanza di argilliti grigie fogliettate, a cui s’intercalano marne e

marne calcaree biancastre, talora silicifere, calcareniti, calcilutiti grigiastre ed arenarie. I calcari-

marnosi o le marne-calcaree biancastre affiorano in strati aventi spessori variabili dal decimetro fino

ad un massimo di 1÷2 metri. Gli strati presentano un’intensa tettonizzazione esplicitatasi in una fitta

rete di fratture. Queste ultime a luoghi sono beanti, a luoghi, invece, sono riempite dalla parte pelitica

del flysch o da materiale di alterazione. Le marne hanno una tonalità biancastra, cinerea e talora

rossastra, sono disposte in banchi anche di qualche metro di spessore ed hanno una frequente

struttura laminata. Le argilliti, invece presentano una tipica struttura scagliettata, sono alquanto dure

se asciutte ed hanno un colore variabile dal rossastro, al verdognolo.

Il complesso litologico appena descritto presenta evidenti segni di intensa tettonizzazione che,

soprattutto nella sua parte superficiale, affiora molto fratturato, decompresso, caotico e scompaginato

a tal punto da presentare una eterogeneità litologica di argilliti ed argille marnose scagliettate, marne

e marne calcaree biancastre, calcareniti e calcilutiti grigiastre. Essendo tale porzione superficiale

rimaneggiata ed eterogenea, dato l’elevato tenore argilloso e lo scarso pre-consolidamento, la scarsa

resistenza per l’elevato grado di compressibilità e plasticità fanno ascrivere a tali litotipi caratteri di

mediocri terreni di fondazione. Pertanto, per motivi geologico-tecnici di cui si dirà meglio nei

prossimi capitoli, è necessario approfondire lo scavo di sbancamento ed attestare il corpo

delle fondazioni ad almeno m. 3.00/3.50 dall’attuale piano campagna partendo dal punto

morfologicamente più depresso. Probabilmente, durante i lavori di splateamento in alcuni

punti dello scavo, potranno affiorare ancora livelli molto alterati, ciò comporterà la loro




-Fg. 14; P.lla 47-


asportazione (bonifica) sostituendoli con calcestruzzo ciclopico o con materiale arido posto in

opera a perfetta regola d’arte.

Di seguito si riporta lo stralcio della Carta Geologica della Lucania Centrale (scala 1:50.000) con

ubicazione dell’area di progetto.

Fig. 05: Stralcio della Carta Geologica della Lucania Centrale (scala 1:50.000) con l’individuazione del sito di interesse

progettuale (cerchio rosso)

Strettamente all’area di sedime, le indicazioni emerse dal sondaggio meccanico S1 hanno

confermato in maniera puntuale l’assetto litologico locale cosi come di seguito riportato:

Sondaggio meccanico S1

La stratigrafia del sondaggio S1 indica uno spessore di m 0.50 di Terreno vegetale: materiale

caotico humificato, rimaneggiato, plastico, per niente consistente, compressibile costituito da argilla e

clasti calcarei. La colorazione varia dal marroncino al brunastro.

Segue il Substrato s.s. costituito dalla Fm. del Flysch Rosso, terebrato fino a fondo sondaggio

(15.00 m dal p.c.), costituito da alternanza di argille, argille marnose, marne argillose finemente




-Fg. 14; P.lla 47-


scagliettate. Spesso si nota un'alternanza di livelli più marnosi a livelli più argillosi. La struttura a

scagliette è per lo più caotica e non sempre apprezzabile tra le quali spesso si rileva una patina

biancastra costituita da dichite. A più altezze si intercalano clasti centimetrici di marne calcaree o di

calcari marnosi con venature di calcite. Generalmente le argille si presentano ben compatte,

consistenti e poco plastiche. La colorazione è prevalentemente grigiastra con sfumature sul verdastro

e rossastro. Alto è il grado di tettonizzazione subita da questi litotipi.

Durante l’esecuzione del sondaggio non è stata rilevata presenza di acqua lungo tutta la sua verticale.

Poiché la stratigrafia litotecnica appena descritta rappresenta un areale puntuale, è

necessario che lo scrivente debba valutare le effettive caratteristiche litotecniche di tutto il

sedime di fondazione, una volta che è stato realizzato lo scavo di splateamento. Da tale

verifica si potrebbero rilevare la presenza di livelli particolarmente alterati che, al fine di dare

una omogeneità geotecnica dei terreni di appoggio, dovranno essere bonificati con

calcestruzzo magro o misto granulare messo in opera a perfetta regole d’arte.

La stratigrafia di dettaglio è riportata in Allegato 02.




-Fg. 14; P.lla 47-


7. CARATTERI GEOFISICI DEI TERRENI

7.1 Prospezione sismica MASW – Calcolo VS30

Per la caratterizzazione sismo-stratigrafica del sottosuolo è stata condotta un’indagine geofisica del

tipo MASW (cfr. All.03). Le misure sismiche con tecnica MASW sono state eseguite su n.01

stendimento della lunghezza di 30 ml.

L’analisi della curva di dispersione derivata ha messo in evidenza l’esistenza di sismostrati le cui

caratteristiche dinamico-elastiche migliorano dall’alto verso il basso stratigrafico secondo il modello

“medio” descritto nei paragrafi seguenti, e la cui interpretazione è basata sui valori delle velocità delle

onde sismiche rilevate, ma la cui lettura deve essere effettuata anche in relazione alla situazione

litologica e stratigrafica locale.

In tabella e in figura sottostante sono riportati gli strati del modello medio individuato a partire dal

p.c.:

Spessore (m)

VS (m/s) e deviazioni standard

1.3 187 ± 4

1.2 196 ± 6

3.5 348 ± 7

3.7 338 ± 11

semi-spazio 494 ± 17




-Fg. 14; P.lla 47-


Sintetizzando, il modello sismostratigrafico del sottosuolo è assimilabile a tre unità geosismiche di

cui di seguito si procede a darne una interpretazione basata sui valori delle velocità delle onde

sismiche rilevate, ma la cui lettura deve essere effettuata anche in relazione alla situazione litologica e

stratigrafica locale:

I° sismostrato: ha uno spessore ha uno spessore di 2,5 m, con velocità delle onde S comprese

tra 187 e 196 m/s, riferibile a terreno vegetale e a depositi superficiali maggiormente alterati e

decompressi;

II° sismostrato: presenta uno spessore di 7,2 m con velocità delle onde di taglio comprese tra 338

e 348 m/s e corrisponde ad un deposito mediamente consistente/addensato con discrete

caratteristiche geotecniche;

III° sismostrato: da 9,7 m dal p.c. fino alla profondità di investigazione stimata in oltre 30 m dal

p.c., caratterizzato da velocità delle onde S di 494 m/s riferibile ad un deposito piuttosto

consistente/addensato con buone caratteristiche geotecniche.

A partire dai valori di velocità delle onde sismiche VS (m/s) misurate con la prospezione sismica

MASW e adottando opportuni valori del Peso di volume (Kg/m3) e del modulo di Poisson,

rappresentativi dei litotipi presenti, è stato possibile inoltre stimare attraverso relazioni empiriche, i

moduli dinamici del sottosuolo per ogni orizzonte sismico individuato:

Vp= velocità onde P(m/s); Vs= velocità onda S (m/s), γ= densità (g/cm3); µ= coeff. di Poisson; Ed= Modulo di Young dinamico (Kg/cm2);

R= rigidità o impedenza sismica (T/m2*s); G0=Modulo di taglio dinamico(Kg/cm2); K=Modulo di incompressibilità (Kg/cm2)

L’analisi della dispersione delle onde di Rayleigh a partire da dati di sismica attiva (MASW 1) ha

consentito di determinare il profilo verticale della VS (e dei moduli dinamici) e di conseguenza del

parametro Vs30, risultato per il modello medio pari a 399 m/s (considerando come riferimento il piano

campagna):

Parametri fisici e dinamici medi del sottosuolo investigato

Str

ato

Sp

esso

re

Vp

m/s

Vs

m/s

γ

gr/cm3

µ

(-)

Ed

Kg/cm2

R

T/m2*s

G0

Kg/cm2

K

Kg/cm2

I° 2.5 470 192 1.9 0.40 1961 365 700 3269

II° 7.2 1260 343 2.0 0.46 6871 686 2353 28628

III° - 1638 494 2.1 0.45 14862 1037 5125 49539




-Fg. 14; P.lla 47-


Rispetto alle norme tecniche per le costruzioni (DM 14 gennaio 2008, ex DM 14/09/2005) il sito in

esame rientra quindi nella categoria “B” ovvero: Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa

molto addensati o terreni a grana fine molto consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati

da graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e valori del VS30 compresi tra

360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu30> 250 kPa nei terreni a grana

fina).

Linea sismica Vs30 (m/sec) Categoria di Suolo

MASW1 399 “B”




-Fg. 14; P.lla 47-


8. DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO E DEI PARAMETRI GEOTECNICI

La determinazione dei parametri fisico-meccanici dei terreni di sedime è stata fatta mediante

l'analisi di n. 02 campioni indisturbati (cfr. All. 03). Si sottolinea comunque che, nel caso delle analisi

numeriche convenzionali, in ragione del fatto che sensibili cadute di resistenza possono verificarsi con

scorrimenti anche piccoli, l’utilizzo tal quale dei parametri di resistenza di picco, ricavati dalle prove di

laboratorio su provini di materiale intatto, è stato fatto con cautela. A tale proposito, quindi, è risultato

opportuno fare riferimento e confronti con parametri di resistenza “operativi”, stimati sulla base di

indicazioni di letteratura e tarate sui risultati di “back analysis” (Skempton,1977; Tavenas & Leroueil,

1981). Quindi, una volta analizzati tutti i parametri geotecnici a disposizione, tenendo conto che i

parametri fisico-meccanici ricavati in laboratorio geotecnico si riferiscono a singoli campioni

indisturbati, che i terreni di sedime presentano eterogeneità ed anisotropia granulometrica sia

verticale che laterale, operativamente nelle verifiche geotecniche si è preferito attribuire i valori

numerici non alla scala di singolo campione indisturbato (dato puntuale), ma piuttosto alla scala di

”affioramento” e, cioè, tenendo conto della litologia complessiva, della giacitura degli strati,

dell’idrogeologia, delle pendenze, del contesto morfoevolutivo e tettonico, e della eventuale presenza

di discontinuità primarie (giunti di stratificazione) e secondarie (giunti e fessurazioni a geometria

discontinua lungo i quali la coesione è praticamente nulla, sia che essi siano lisci, sia che siano

scabri). In tal modo, si è pervenuti alla definizione di un modello geotecnico per il quale sono state

distinte delle unità geotecniche in relazione alle intrinseche caratteristiche litologiche, di resistenza al

taglio e di deformabilità.

Di seguito, si riportano i parametri geotecnici operativi, valori caratteristici ai sensi del punto 6.2.2

del D.M. 2008 NTC, per il cui dettaglio si rimanda all’Allegato 04 “Analisi e prove geotecniche di

laboratorio”.

Lo schema sintetico riassuntivo delle analisi e prove geotecniche di laboratorio eseguite sul

campione prelevato nel sondaggio S1 è riportato nella tabella che segue:




-Fg. 14; P.lla 47-


Il modello geotecnico del sedime di fondazione, così come emerso dall’analisi delle carote estratte

durante il sondaggio e dal relativo campione prelevato è assimilabile ad un’unica litologia:

Substrato s.s.: Flysch Rosso: da 0.00 metri a 15.00 m dal p.c.

n k (Kg/m3)

sat k (Kg/m3)

k’ (°)

Ck’ (t/m2)

Cuk’ (t/m2)

Edk’ (kg/cm2)

1950 2100 24 2.00 5.00 200.00




-Fg. 14; P.lla 47-


9. CARATTERI IDROGEOLOGICI DEI TERRENI

I terreni affioranti nell’area, sono ascrivibili alla Fm. del Flysch Rosso, costituito da un’alternanza

di piccoli strati di argille, di argilloscisti di colore rossastro e di marne grigio-verdastre, con

intercalazioni di livelli di arenarie e di frammenti calcarei. Anche se dotato di alta porosità primaria, è

praticamente impermeabile a causa delle ridottissime dimensioni dei pori nei quali l’acqua viene

fissata come acqua di ritenzione. Ne deriva una circolazione nulla o trascurabile. Inoltre, trattandosi di

argilla, anche se coesiva, è comunque soggetta a fessurarsi e a richiudere rapidamente le

discontinuità con un comportamento di tipo plastico. Nell’insieme, il complesso litologico è da

considerasi scarsamente permeabile, in quanto la permeabilità dei livelli lapidei è in parte o del tutto

controllata dalla frazione argillosa che, non di rado, va a riempire le discontinuità (fratture) degli strati

lapidei rendendoli poco permeabili.

Mediamente permeabili per porosità e fessurazione sono da considerarsi i livelli più superficiali

contenuti generalmente entro i primi 3-4 m di spessore a partire dal p.c. In tali livelli si è notata una

umidità diffusa alimentata dalla meteorologia del sito. Infatti, la caoticità, la disgregazione ed il

crepacciamento superficiale, l’azione antropica (dissodamento e coltivazione del versante in parola), il

disfacimento fisico-meccanico dovuto agli agenti atmosferici, lo scarso grado di addensamento, fanno

sì che ci sia l’infiltrazione delle acque meteoriche nel sottosuolo e quindi un’alimentazione della

circolazione idrica superficiale. Il grado di saturazione e quindi gli effetti prodotti dalle acque filtranti

nei terreni di alterazione sono molteplici e riconducibili soprattutto al loro comportamento fondazionale

in condizioni statiche e dinamiche (sono stati misurati valori della resistività e delle velocità delle onde

longitudinali molto bassi). Infatti, i cicli di imbibizione e di essiccamento conseguenti la variazione

stagionale del contenuto naturale in acqua, produce fenomeni di “allentamento”, ammorbidimento e

rigonfiamento (weakening e softening), con perdita dei legami intermolecolari, a scapito della

“coesione” e dell’‘‘angolo di attrito”. Questo fenomeno assume rilevante importanza nell’interazione

geotecnica fondazione-terreno.

L’esistenza di un substrato impermeabile e di livelli superficiali mediamente permeabili fa si che si

formi una circolazione di acqua in ambiti superficiali solo in concomitanza di particolari condizioni

meteoriche.




-Fg. 14; P.lla 47-


Pertanto, pur se nel corso del sondaggio eseguito non è stata rilevata la presenza di falda,

nelle verifiche sulla capacità portante e dei cedimenti, cautelativamente, si considererà la

falda, intesa in senso geotecnico, a piano campagna.

Inoltre, è da sottolineare che questi terreni, in generale, sono soggetti a regimi transitori delle

pressioni interstiziali indotti da variazioni repentine di carico. Eventuali effetti di sovrappressioni neutre

si dissipano in modo non repentino, facendo sì che ogni variazione di stato tensionale al contorno non

si traduca istantaneamente in tensioni efficaci.




-Fg. 14; P.lla 47-


10. CARATTERIZZAZIONE DELLA PERICOLOSITÀ SISMICA DEL SITO

Il Comune di Potenza è stato interessato da un’attività sismica intensa, sia per fenomeni di

risentimento che per fenomeni ivi avvenuti. Dal database macrosismico italiano "DBMI11" (2011)

redatto dall’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia (INGV), relativo alle osservazioni

macrosismiche di terremoti di area italiana al di sopra della soglia del danno, emerge quanto esposto

nella figura 6, in cui viene visualizzata la storia sismica di Potenza.

Figura 6 – Diagramma della storia sismica di Potenza

Il Comune di Potenza ricade in Zona sismica 1, secondo il D.M. 14/09/2005 ai sensi dell’all.1

dell’O.P.C.M. n. 3274/2003 in materia di classificazione sismica del territorio nazionale. Secondo la

nuova zonazione sismica della L.R. 9/2011 e s.m.i., Potenza è classificato come zona 2a, a cui è

attribuito il valore di PGA di 0.250 g.

L’intervento in progetto prevede la costruzione di un impianto per la produzione di energia elettrica

da fonte rinnovabile. L’opera è, pertanto, di classe d’uso II (secondo la definizione del cap.2.4.2 delle

NTC 2008), da cui deriva il coefficiente d’uso Cu = 1.0.




-Fg. 14; P.lla 47-


Al fine della caratterizzazione delle azioni sismiche cui al paragrafo 3.2 del NTC 2008 (D.M. 14

Gennaio 2008) e della definizione delle forme spettrali in base ai parametri correlati al reticolo di

riferimento, si riporta quanto segue:

Classificazione della categoria di sottosuolo:

Le misure sismiche effettuate hanno consentito di ottenere il profilo di velocità delle onde di taglio

nei primi 30 m (Vs30). La descrizione stratigrafica è congruente con quella prevista dalla tab.

3.2.II delle NTC 2008, pertanto il sito in esame ricade nella categoria di sottosuolo “B”.

Classificazione delle condizioni topografiche:

La categoria topografica è la T1, a cui corrisponde un valore del coefficiente di amplificazione

topografica ST pari a 1.0, come indicato nella tab. 3.2.VI delle NTC 2008.

La pericolosità sismica è definita in termini di accelerazione orizzontale massima attesa ag in

condizioni di campo libero su sito di riferimento rigido. Utilizzando l’elaborazione per la stabilità dei

pendii e fondazioni, i parametri sismici calcolati per il sito con con il software GeoStru PS

(http://www.geostru.com/geoapp/Parametri-Sismici.aspx). I valori ag, Fo, Tc* definiscono le forme

spettrali.

http://www.geostru.com/geoapp/Parametri-Sismici.aspx




-Fg. 14; P.lla 47-





-Fg. 14; P.lla 47-


11. STABILITA’ DELL’AREA

Il settore di versante in studio si inserisce in un contesto morfologico con caratteri complessi a

testimonianza della storia geologica, della commistione dei processi erosivi s.s., nonché di

antichissimi processi di modellamento delle acque incanalate e di quelle di corrivazione superficiale.

L’area di sedime ricade su un’area di versante, stabile sia per posizione morfologica che per

condizioni litologiche. Il settore del pendio è caratterizzato da pendenze poco acclivi inferiori ai 10°,

senza forme di movimenti gravitativi in atto né in preparazione. Inoltre, non si riscontrano nell'intero

settore forme morfoevolutive che facciano pensare ad evoluzioni geomorfologiche che in qualche

misura possano inficiare la stabilità e/o la fattibilità dell'opera in esame. Le caratteristiche litotecniche

sono più che soddisfacenti per la prevalente natura argilloso-marnosa dei litotipi in affioramento; la

circolazione idrica (strettamente dipendente dagli apporti metereologici locali) interessa solo i livelli più

superficiali dei terreni in studio. Sul terreno non si osservano crepe, né linee di trazione o altre forme

collegabili a potenziale franosità o segni di dissesto riconducibili a sforzi di taglio. Nell’ambito

dell’indagine geologica è stato valutato il quadro idrogeologico dell’area in esame, basandosi sul

Piano Stralcio per la Difesa del Rischio Idrogeologico, redatto dall’Autorità di Bacino della Basilicata,

da dove si evince che il sito d’interesse progettuale non rientra in nessuna delle aree di rischio

indicate (né per pericolosità geomorfologica, né per rischio idrogeologico).

Alla luce di quanto esposto, si ritiene che la costruzione dell’aereogeneratore (con il suo corpo

fondazione) andrà a migliorare le condizioni di stabilità dell’area, in quanto:

non ci saranno appesantimenti per il versante poiché le tensioni in gioco rimarranno pressoché

invariate (compensazione tra masse di terreno asportate e carichi applicati);

si avrà un consolidamento circoscritto del pendio ad opera delle fondazioni che andranno a

sostituire del terreno litotecnicamente scadente.

In conclusione, lo scrivente, strettamente all’area di sedime interessata dall’opera in

progetto, esprime parere positivo sulla sua stabilità.




-Fg. 14; P.lla 47-


12. CONSIDERAZIONI ED INDICAZIONI SULLE STRUTTURE FONDALI

In questo capitolo si riporteranno delle considerazioni sulla tipologia della fondazione che si

potrebbe adottare in funzione della situazione stratigrafica, dei caratteri idrogeologici, delle

caratteristiche meccaniche dei terreni affioranti, del suo contesto morfologico, della volumetria e delle

tensioni trasmesse al suolo dall’aereogeneratore in progetto.

Infatti, premesso che:

a) bisogna asportare completamente i livelli più alterati del Substrato alterato perché si tratta di

materiale rimaneggiato, e pertanto subiranno, a causa dell’applicazione di un sovraccarico,

pericolosissimi fenomeni di “rottura” e grossi cedimenti differenziali e totali tali da mettere in “crisi”

statica la costruenda struttura;

b) i litotipi di fondazione sono caratterizzati da alta eterogeneità, accentuata anisotropia verticale e

laterale, litologicamente e meccanicamente parlando;

alla luce di tali considerazioni si ritiene opportuno:

approfondire lo scavo di sbancamento ed attestare il corpo delle fondazioni ad una profondità non

inferiore a 3.50-4.00 metri rispetto all’attuale p.c., partendo dal punto topografico più depresso, in

modo tale da asportare con lo scavo di sbancamento gli strati più alterati e rimaneggiati;

adottare una “fondazione diretta” molto rigida. Lo scrivente, alla luce delle considerazioni

espletate nei precedenti capitoli, indicherebbe come tipologia di fondazione diretta del tipo

“plinto”, in quanto meglio si inserisce nel contesto litotecnico delle aree di sedime, ovviamente,

sia in termini di capacità portante che di cedimenti.

Al fine di fornire delle indicazioni quantitative sulle problematiche di cui sopra, essendo complessa

ed eterogenea sia la situazione stratigrafica che geotecnica dei terreni affioranti nell’area di studio, si

procederà al calcolo ed alla verifica della capacità portante di una fondazione superficiale del tipo

plinto, del coefficiente di sottofondazione “K” e dei cedimenti edometrici come riportato di

seguito.

Dai tabulati di calcolo riportati nelle pagine successive, si evince che i suddetti fattori, calcolati

mediante la teoria di Hansen e ritenuta maggiormente cautelativa, assumono i seguenti valori:




-Fg. 14; P.lla 47-


Carico limite

Kg/cm2

Resistenza di progetto

Kg/cm2

Fattore di sicurezza

-

Coefficiente di sottofondazione Bowles

Kg/cm2

Cedimento edometrico

cm

2.75 1.53 3.72 1.10 Centro del plinto 1.18 Bordo del plinto 0.81




-Fg. 14; P.lla 47-


12.1 Relazione di calcolo della capacità portante di fondazioni superficiali Normative di riferimento

- Norme tecniche per le Costruzioni 2008

Norme tecniche per le costruzioni D.M. 14 gennaio 2008.

- 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 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.

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 l'altra da archi di de famiglie di spirali logaritmiche.




-Fg. 14; P.lla 47-


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 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




-Fg. 14; P.lla 47-


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

- 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 semi-larghezza 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




-Fg. 14; P.lla 47-


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 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 B N s d

- Carico inclinato = qult = 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);




-Fg. 14; P.lla 47-


= Inclinazione della risultante sulla verticale.

Formula di Hansen (1970)

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''




-Fg. 14; P.lla 47-


Fattore di profondità:

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)

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

Ncome sotto riportato: N= 2(Nq+1) * tan()




-Fg. 14; P.lla 47-


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

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

della fondazione stessa;

- 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

- 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/'45tan2'tan

q

qc

q

NN

NN

eN

a) Fattori di forma

- 'sen'L/'B1sq per forma rettangolare

- 'sen1sq per forma quadrata o circolare




-Fg. 14; P.lla 47-


- 'L/'B3,01s per forma rettangolare

- 7,0s per forma quadrata o circolare

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

b) 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)

c) 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).

Metodo di Richards et. Al.

Richards, Helm e Budhu (1993) hanno sviluppato una procedura che consente, in condizioni sismiche, di

valutare sia il carico limite sia i cedimenti indotti, e quindi di procedere alle verifiche di entrambi gli stati

limite (ultimo e di danno). La valutazione del carico limite viene perseguita mediante una semplice

estensione del problema del carico limite al caso della presenza di forze di inerzia nel terreno di

fondazione dovute al sisma, mentre la stima dei cedimenti viene ottenuta mediante un approccio alla

Newmark (cfr. Appendice H di “Aspetti geotecnici della progettazione in zona sismica” - Associazione

Geotecnica Italiana ).

Glia autori hanno esteso la classica formula trinomia del carico limite:

BNcNqNq cqL 5.0

Dove i fattori di capacità portante vengono calcolati con le seguenti formule:

cot1 qc NN

AE

pE

qK

KN




-Fg. 14; P.lla 47-


AE

AE

pE

K

KN tan1

Esaminando con un approccio da equilibrio limite, un meccanismo alla Coulomb e portando in conto le

forze d’inerzia agenti sul volume di terreno a rottura. In campo statico, il classico meccanismo di Prandtl

può essere infatti approssimato come mostrato nella figura che segue, eliminando la zona di transizione

(ventaglio di Prandtl) ridotta alla sola linea AC, che viene riguardata come una parete ideale in equilibrio

sotto l’azione della spinta attiva e della spinta passiva che riceve dai cunei I e III:

Schema di calcolo del carico limite (qL)

Gli autori hanno ricavato le espressioni degli angoli A e P che definiscono le zone di spinta attiva e

passiva, e dei coefficienti di spinta attiva e passiva KA e KP in funzione dell’angolo di attrito interno f del

terreno e dell’angolo di attrito d terreno – parete ideale:

cottantan1

tancottan1cottantantan 1

A

cottantan1

tancottan1cottantantan 1

P

2

2

cos

sinsin1cos

cos

AK

2

2

cos

sinsin1cos

cos

PK




-Fg. 14; P.lla 47-


E’ comunque da osservare che l’impiego delle precedenti formule assumendo = 0.5, conduce a valore

dei coefficienti di carico limite molto prossimi a quelli basati su un analisi alla Prandtl. Richards et. Al.

hanno quindi esteso l’applicazione del meccanismo di Coulomb al caso sismico, portando in conto le

forze d’inerzia agenti sul volume di terreno a rottura.

Tali forze di massa, dovute ad accelerazioni kh g e kv g, agenti rispettivamente in direzione orizzontale e

verticale, sono a loro volta pari a kh e kv . Sono state così ottenute le estensioni delle espressioni di a

e p, nonché di KA e KP, rispettivamente indicate come AE e PE e come KAE e KPE per denotare le

condizioni sismiche:

cottantan1

tancottan1tan1tan

2

1

AE

cottantan1

tancottan1tan1tan

21

PE

2

2

cos

sinsin1coscos

cos

AEK

2

2

cos

sinsin1coscos

cos

PEK

I valori di Nq e Nsono determinabili ancora avvalendosi delle formule precedenti, impiegando

naturalmente le espressioni degli angoli AE e PE e dei coefficienti KAE e KPE relative al caso

sismico. In tali espressioni compare l’angolo definito come:

v

h

k

k

1tan

Nella tabella che segue sono mostrati i fattori di capacità portante calcolati per i seguenti valori dei

parametri: = 30° = 15°

Per diversi valori dei coefficienti di spinta sismica:

kh/(1-kv) Nq N Nc

0 16.51037 23.75643 26.86476

0.087 13.11944 15.88906 20.9915

0.176 9.851541 9.465466 15.33132

0.268 7.297657 5.357472 10.90786




-Fg. 14; P.lla 47-


0.364 5.122904 2.604404 7.141079

0.466 3.216145 0.879102 3.838476

0.577 1.066982 1.103E-03 0.1160159

Tabella dei fattori di capacità portante per = 30°

Verifica allo 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 fondazione su roccia

Per la valutazione della capacità portante ammissibile delle rocce si deve tener conto 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 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.




-Fg. 14; P.lla 47-


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: PAOLUCCI E PECKER

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

introdotti i fattori correttivi z:

q

hc

hq

zz

kz

tg

kz

32,01

1

35,0

,dove Kh è il coefficiente sismico orizzontale.

Calcolo coefficienti sismici

Le NTC 2008 calcolano i coefficienti Ko e Kv in dipendenza di vari fattori: Ko = βs×(amax/g) e

Kv = ± 0,5×Ko. Con βs coefficiente di riduzione dell’accelerazione massima attesa al sito; 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

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). 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.

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

orizzontale viene così definito: Kh = 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).




-Fg. 14; P.lla 47-


ag = agR · γI è la “design ground acceleration on type A ground”.

Il coefficiente sismico verticale Kv è definito in funzione di Kh, 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 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:

F

IS

I

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




-Fg. 14; P.lla 47-


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:

'0

'0log

0v

vvCR

- 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);




-Fg. 14; P.lla 47-


- 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

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;

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




-Fg. 14; P.lla 47-


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 penetrometriche 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

q' = pressione efficace lorda;

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




-Fg. 14; P.lla 47-


B = larghezza della fondazione;

Ic = indice di compressibilità;

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:

4.1

AV

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 rispettivamente:

3

tlogRR1f

z

H2

z

Hf

25.0B/L

B/L25.1f

3t

iiH

2

S

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.




-Fg. 14; P.lla 47-


DATI GENERALI

====================================================== Azione sismica NTC 2008

Lat./ Long. [WGS84] 40.678652/15.774887

Larghezza fondazione 8.0 m

Lunghezza fondazione 8.0 m

Profondità piano di posa 3.5 m

Altezza di incastro 3.5 m

Inclinazione pendio 5.0 °

Distanza fondazione dal pendio 5.0 m

Profondità falda 0.1

Sottofondazione...Sporgenza, Altezza 0.2/0.15 m

======================================================

SISMA

======================================================

Accelerazione massima (ag/g) 0.235

Effetto sismico secondo Paolucci e Pecker (1997)

Coefficiente sismico orizzontale 0.0564

======================================================

Coefficienti sismici [N.T.C.]

========================================================================

Dati generali

Tipo opera: 2 - Opere ordinarie Classe d'uso: Classe II

Vita nominale: 50.0 [anni]

Vita di riferimento: 50.0 [anni]

Parametri sismici su sito di riferimento

Categoria sottosuolo: B

Categoria topografica: T1

S.L.

Stato limite

TR

Tempo ritorno

[anni]

ag

[m/s²]

F0

[-]

TC*

[sec]

S.L.O. 30.0 0.53 2.33 0.29

S.L.D. 50.0 0.69 2.34 0.32

S.L.V. 475.0 1.92 2.44 0.38

S.L.C. 975.0 2.55 2.42 0.42

Coefficienti sismici orizzontali e verticali Opera: Stabilità dei pendii e Fondazioni

S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0.636 0.2 0.013 0.0065

S.L.D. 0.828 0.2 0.0169 0.0084

S.L.V. 2.304 0.24 0.0564 0.0282

S.L.C. 2.9281 0.28 0.0836 0.0418




-Fg. 14; P.lla 47-


STRATIGRAFIA TERRENO

DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; c:

Coesione; Ey: Modulo Elastico; Ed: Modulo Edometrico; Ni: Poisson; Cv: Coeff. consolidaz. primaria; Cs: Coeff.

consolidazione secondaria; cu: Coesione non drenata

DH

[m]

Gam

[Kg/m³]

Gams

[Kg/m³]

Fi

[°]

c

[Kg/cm²]

cu

[Kg/cm²]

Ey

[Kg/cm²]

Ed

[Kg/cm²]

Ni Cv

[cmq/s]

Cs

1.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

2.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

3.0 1950.0 2200.0 24.0 0.2 200.0

Carichi di progetto agenti sulla fondazione

Nr. Nome

combinazione

Pressione

normale di progetto

[Kg/cm²]

N

[Kg]

Mx

[Kg·m]

My

[Kg·m]

Hx

[Kg]

Hy

[Kg]

Tipo

1 A1+M1+R1 0,74 27300,00 354000,00 354000,00 14705,00 14705,00 Progetto

2 A2+M2+R2 0,74 27300,00 354000,00 354000,00 14705,00 14705,00 Progetto

3 Sisma 0,74 27300,00 354000,00 354000,00 14705,00 14705,00 Progetto

4 S.L.E. 0,74 27300,00 354000,00 354000,00 14705,00 14705,00 Servizio

5 S.L.D. 0,74 27300,00 354000,00 354000,00 14705,00 14705,00 Servizio

Sisma + Coeff. parziali parametri geotecnici terreno + Resistenze

Nr Correzione

Sismica

Tangente

angolo di resistenza al

taglio

Coesione

efficace

Coesione

non drenata

Peso Unità

volume in fondazione

Peso unità

volume copertura

Coef. Rid.

Capacità portante

verticale

Coef. Rid.

Capacità portante

orizzontale

1 No 1 1 1 1 1 1 1

2 No 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

3 Si 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

4 No 1 1 1 1 1 1 1

5 No 1 1 1 1 1 1 1

CARICO LIMITE FONDAZIONE COMBINAZIONE...Sisma

Autore: MEYERHOF (1963)

Carico limite [Qult] 2.75 Kg/cm²

Resistenza di progetto[Rd] 1.53 Kg/cm²

Tensione [Ed] 0.74 Kg/cm²

Fattore sicurezza [Fs=Qult/Ed] 3.72

Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata

COEFFICIENTE DI SOTTOFONDAZIONE BOWLES (1982)

Costante di Winkler 1.1 Kg/cm³




-Fg. 14; P.lla 47-


A1+M1+R1

Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata)

======================================================

Fattore [Nq] 6.38

Fattore [Nc] 19.32

Fattore [Ng] 5.75

Fattore forma [Sc] 1.0

Fattore profondità [Dc] 1.0

Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.84

Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0

Fattore inclinazione base [Bc] 1.0

Fattore forma [Sq] 1.0

Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.86

Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0

Fattore inclinazione base [Bq] 1.0

Fattore forma [Sg] 1.0

Fattore profondità [Dg] 1.0

Fattore inclinazione carichi [Ig] 0.64

Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0

Fattore inclinazione base [Bg] 1.0

Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0

Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0

Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ======================================================

Carico limite 7.43 Kg/cm²

Resistenza di progetto 7.43 Kg/cm²


======================================================

Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata)

======================================================

Fattore [Nq] 6.38

Fattore [Nc] 19.32

Fattore [Ng] 8.58 Fattore forma [Sc] 1.3




Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0

======================================================




======================================================

Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata)

======================================================

Fattore [Nq] 6.38

Fattore [Nc] 19.32

Fattore [Ng] 5.72







-Fg. 14; P.lla 47-










======================================================



Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ======================================================

Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata)

======================================================

Fattore [Nq] 6.38

Fattore [Nc] 19.32

Fattore [Ng] 9.44




Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0


Fattore profondità [Dq] 1.0

Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.91








Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0


======================================================




======================================================

Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata)

====================================================== Fattore [Nq] 6.38

Fattore [Nc] 19.32

Fattore [Ng] 7.66










-Fg. 14; P.lla 47-



Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.88 Fattore inclinazione pendio [Gq] 1.0










======================================================

Carico limite 8.94 Kg/cm² Resistenza di progetto 8.94 Kg/cm²


======================================================

VERIFICA A SCORRIMENTO (A1+M1+R1)

======================================================

Adesione terreno fondazione 0.15 Kg/cm²

Angolo di attrito terreno fondazione 0 °

Frazione spinta passiva 0 %

Resistenza di progetto 105840 Kg Sollecitazione di progetto 20796.01 Kg


======================================================




-Fg. 14; P.lla 47-


A2+M2+R2


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 2.75





















======================================================


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47






======================================================




======================================================


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 2.68







-Fg. 14; P.lla 47-










======================================================





======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 5.1

















======================================================




======================================================


====================================================== Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 3.67










-Fg. 14; P.lla 47-













======================================================



======================================================

VERIFICA A SCORRIMENTO (A2+M2+R2)

======================================================




Resistenza di progetto 76974.53 Kg Sollecitazione di progetto 20796.01 Kg


======================================================




-Fg. 14; P.lla 47-


Sisma


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 2.75





















======================================================


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47






======================================================




======================================================


======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 2.68







-Fg. 14; P.lla 47-










======================================================





======================================================

Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 5.1

















======================================================




======================================================


====================================================== Fattore [Nq] 4.22

Fattore [Nc] 14.47

Fattore [Ng] 3.67










-Fg. 14; P.lla 47-













======================================================



======================================================

VERIFICA A SCORRIMENTO (Sisma)

======================================================




Resistenza di progetto 76974.53 Kg Sollecitazione di progetto 20796.01 Kg


======================================================

CEDIMENTI PER OGNI STRATO

*Cedimento edometrico calcolato con: Metodo consolidazione monodimensionale di Terzaghi

Pressione normale di progetto 0.75 Kg/cm²

Cedimento totale 1.18 cm

Z: Profondità media dello strato; Dp: Incremento di tensione; Wc: Cedimento di consolidazione; Ws:Cedimento

secondario (deformazioni viscose); Wt: Cedimento totale.

Strato Z

(m)

Tensione

(Kg/cm²)

Dp

(Kg/cm²)

Metodo Wc

(cm)

Ws

(cm)

Wt

(cm)

3 4.25 0.517 0.321 Edometrico 0.24 -- 0.24

4 6 0.727 0.286 Edometrico 0.29 -- 0.29

5 8 0.967 0.211 Edometrico 0.21 -- 0.21

6 10 1.207 0.146 Edometrico 0.15 -- 0.15

7 12 1.447 0.103 Edometrico 0.1 -- 0.1

8 14 1.687 0.075 Edometrico 0.07 -- 0.07

9 16 1.927 0.056 Edometrico 0.06 -- 0.06

10 18.5 2.227 0.041 Edometrico 0.06 -- 0.06




-Fg. 14; P.lla 47-


13. CONSIDERAZIONI SULL’USO DEL SUOLO

Alla luce dei caratteri geolitologici, delle caratteristiche geotecniche, dei caratteri idrogeologici dei

terreni affioranti nell’area di sedime, dell’aspetto morfoevolutivo e quindi della stabilità dell’area, per

l’esecuzione dei lavori in epigrafe è emerso che:

Nell’area, cosi come emerso dal sondaggio a carotaggio continuo S1, i terreni di fondazione sono

costituiti dal Substrato della Formazione del Flysch Rosso che si rinvengono fino a fondo foro

(15,00 m) e risultano costituiti da costituiti da una fitta alternanza di argilliti grigie fogliettate, a cui

s’intercalano marne e marne calcaree biancastre, talora silicifere, calcareniti, calcilutiti grigiastre

ed arenarie. I calcari-marnosi o le marne-calcaree biancastre affiorano in strati aventi spessori

variabili dal decimetro fino ad un massimo di 1÷2 metri. Gli strati presentano un’intensa

tettonizzazione esplicitatasi in una fitta rete di fratture. Queste ultime a luoghi sono beanti, a

luoghi, invece, sono riempite dalla parte pelitica del flysch o da materiale di alterazione. Le marne

hanno una tonalità biancastra, cinerea e talora rossastra, sono disposte in banchi anche di

qualche metro di spessore ed hanno una frequente struttura laminata. Le argilliti, invece

presentano una tipica struttura scagliettata, sono alquanto dure se asciutte ed hanno un colore

variabile dal rossastro, al verdognolo;

l’area di sedime si colloca in un contesto morfologico stabile, la cui conformazione non induce a

ritenere che vi siano situazioni degenerative in atto o potenziali che facciano pensare ad

evoluzioni geomorfologiche che in qualche misura possano inficiare la stabilità e/o la fattibilità

dell’opera in esame. I sopralluoghi effettuati nelle immediate vicinanze dell'area in esame non

hanno riscontrato la presenza di fenomeni attivi e/o quiescenti, né tantomeno storicamente

segnalabili;

nell’ambito dell’indagine geologica è stato valutato il quadro idrogeologico dell’area in esame,

basandosi sul Piano Stralcio per la Difesa del Rischio Idrogeologico, redatto dall’Autorità di

Bacino della Basilicata, da dove si evince che il sito d’interesse progettuale non rientra in

nessuna delle aree di rischio indicate (né per pericolosità geomorfologica, né per rischio

idrogeologico) per cui le edificazioni potranno avvenire senza particolari prescrizioni salvo quelle

di rito;




-Fg. 14; P.lla 47-


sulla base delle indagini geofisica eseguita, è possibile attribuire al sito d’interesse progettuale, la

seguente tipologia di suolo: “B” - Depositi di sabbie e ghiaie molto addensate o argille molto

consistenti con spessori di diverse decine di metri, caratterizzati da un graduale miglioramento

delle proprietà meccaniche con la profondità, e da valori di Vs30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s

(ovvero resistenza penetrometrica NSPT>50, o coesione non drenata Cu30>250 kPa).

Alla luce dei caratteri geolitologici, delle caratteristiche geotecniche, dei caratteri idrogeologici dei

terreni affioranti nell’area di sedime, dell’aspetto morfoevolutivo e quindi della stabilità dell’area, per la

costruzione dell’opera in esame è necessario: attestare il corpo fondazioni ad una profondità non

inferiore a 3.50-4.00 metri dall’attuale piano campagna partendo dal punto morfologicamente più

depresso, in modo tale da asportare con lo scavo di sbancamento i livelli superficiali maggiormente

alterati e decompressi. Se a questa quota dovessero affiorare ancora tali terreni, è necessario

procedere alla loro bonifica asportandoli e sostituendoli, ad esempio, con calcestruzzo ciclopico.

In sintesi, data la tipologia d’intervento e la situazione generale dell’area che, da un punto di vista

geomorfologico e geologico-tecnico non presenta elementi tali da destare preoccupazioni sulla sua

stabilità, si può ritenere il sito in esame idoneo ad accogliere l’opera in progetto, a condizione che si

tengano in debita considerazione i risultati del presente studio.

Il Geologo

Dr. Antonio De Carlo

Il Collaboratore

Dr. Bartolo Romaniello

DATA DESCRIZIONE

REVISIONI





ALLEGATO Cartografie tematiche:· Tav.1: Carta Geologica (Scala 1:2.000);· Tav.2: Carta Geomorfologica (Scala 1:2.000);· Tav.3: Sezione Litotecnica (Scala 1:1.000).

ELAB:

1

STUDIO GEOLOGICO




REGIONE BASILICATA

Settembre2014HGROUP S.r.l.

991.5

998.4

1001.3

1003.2

1018.7

1018.1

1000

1025

964.7

985.7983.6

0 50

Sca la 1 :2 .000

1 00 m

N

W E

S

Carta GeologicaScala 1:2.000

Fm. del Flysch Rosso

Legenda:

A Traccia della sezione litotecnicaA'

Area di interesse

Largamente d iffusi in tutta l'area esaminata, tali l itotipi sonocosti tuiti da una fitta a lternanza di argilliti grigie foglie ttate, acui s'intercalano marne e marne calcaree b iancastre, talorasilici fere, calcareniti, calcilutiti grigiastre ed arenarie. Icalcari-marnosi o le marne-calcaree b iancastre affiorano instrati aventi spessori variabili dal decimetro fino ad unmassimo di 1÷2 metri. Gli strati presentano un'intensatettonizzazione esplici tatasi in una fitta rete di fratture.Queste u ltime a luoghi sono beanti, a luoghi, invece, sonor iempite dalla parte pelitica del flysch o da materiale dia lterazione. Le marne hanno una tonalità b iancastra,cinerea e talora rossastra, sono d isposte in banchi anche diqualche metro di spessore ed hanno una frequente strutturalaminata.Le argilliti, invece presentano una tipica strutturascagl iettata, sono alquanto dure se asciutte ed hanno uncolore variabile dal grigiastro, al verdognolo ed addirittura alnero. Il complesso l itologico appena descr itto presentaevidenti segni di intensa tettonizzazione che, soprattuttonella sua parte superficiale, a ffiora molto fratturato, caoticoe scompaginato a tal punto da presentare una eterogeneitàl itologica di argilliti ed argille marnose scagl iettate, marne emarne calcaree b iancastre, calcareni ti e calci lutiti grigiastre.Spessore di circa 250 m. (Oligocene sup.-Miocene inf.)

Sondaggio a carotaggio continuo

MASW Prospezione sismica MASW

978.

991.5

998.4

1001.3

1003.2

1005.9

7

1018.1

1000

1025

985.7983.6

0 50

S cala 1:2.000

100 m

W E

S

Carta GeomorfologicaScala 1:2.000

Caratteri geomorfologici dell'area:

Legenda:

Area di interesse

L'area di sedime, insiste su un'area di versante stabile sia perposizione morfologica che per condizioni litologiche. Il settore delpendio è caratterizzato da pendenze poco acclivi inferiori ai 10°,senza forme di movimenti gravitativi in atto né in preparazione.Inoltre non si riscontrano nell' intero settore forme morfoevolutiveche facciano pensare ad evoluzioni geomorfologiche che in qualchemisura possano inficiare la stabilità e/o la fattibilità dell'opera inesame. Le caratteristiche litotecniche sono più che soddisfacenti perla prevalente natura argilloso-marnosa dei litotipi in affioramento; lacircolazione idrica (strettamente dipendente dagli apportimetereologici locali) interessa solo i livelli più superficiali dei terreniin studio. Sul terreno non si osservano crepe, linee di trazione oaltre forme collegabili a potenziale franosità o segni di dissestoriconducibili a sforzi di taglio. Nell'ambito dell' indagine geologica èstato valutato il quadro geomorfologico e idrogeologico dell'area inesame, basandosi sul Piano Stralcio per la Difesa del RischioIdrogeologico, redatto dall'Autorità di Bacino della Basilicata, dadove si evince che il sito d' interesse progettuale non rientra innessuna delle aree di rischio indicate (né per pericolositàgeomorfologica, né per rischio idrogeologico).

S1

15.00 m.

MASW

DATA DESCRIZIONE

REVISIONI





ALLEGATO

Stratigrafia del sondaggio geognostico e report fotografico

ELAB:

2

STUDIO GEOLOGICO




REGIONE BASILICATA


Data d i esecuzione: 23 maggio 2014

N = 40.678313°E = 15.774351° Quota: 998 m

Fluido di circolazione :Acqua con polimeri

Committente: HGROUP s.r.l.

Ditta esecutr ice: Trivel Sondaggi S.r.l.

Geologo di campo: Dr. Antonio De Carlo

Coordinate (WGS84):

Locali tà: Torretta - Potenza (PZ)

Perforazione: rotazione a carotaggio continuo

Profondità di perforazione: 15.00 metri dal p.c.

Ø perforazione:101 mm

Tipo di sonda: CMV K 401

Diametro tubo piezometro:

20 40 60 80

0.00 m

Studio di Geologia e GeoIngegneriaViale del Seminario Maggiore, 35 - 85100 Potenza-Tel./fax.: 0971.1800373; cell.: (+39).348.3017593; e-mail: [email protected]

Cantiere: Insta llazione impianto eolico

0 100

Ø rivestimento:127 mm

Schemapiezometro

Campionid i te rreno(m da p.c.)

Prove S.P.T.(m da p.c.)- n colpi -

Spessore (m)

Simbololito log ico

Resistenzaa lla punta(kg /cm²)

Descriz ione della litologiaProfondità(m da p.c.)> b attuta

Pag. 1/1

STRATIGRAFIA LITOTECNICA: S1

0.00 m

1.00 m

2.00 m

3.00 m

4.00 m

5.00 m

6.00 m

7.00 m

8.00 m

9.00 m

10.00 m

11.00 m

12.00 m

13.00 m

14.00 m

15.00 m

16.00 m

17.00 m

18.00 m

19.00 m

20.00 m

21.00 m

22.00 m

23.00 m

24.00 m

14.50 m

15.00 mFine sondaggio (m 15.00 dal p.c.)

C1 ind.(3.00-3 .50 m.)

Substrato: Formazione del Flysch RossoAlternanza di argille, argille marnose, marne argillosefinemente scagliettate. Spesso si nota un 'alternanza di livellipiù marnosi a livelli più argillosi. La struttura a scagl iette èper lo più caotica e non sempre apprezzabile tra le qualispesso si rileva una patina b iancastra costi tuita da d ichite.A più a ltezze si intercalano clasti e livelli centimetrici dimarne calcaree o di calcari marnosi con venature di calcite.Generalmente le argille si presentano ben compatte,consistenti e poco p lastiche. La colorazione èprevalentemente rossastra con sfumature sul verdastro egrigiastro. Alto è il grado di tettonizzazione subita da questil itotipi.

Terreno vegetale:Materiale caotico humificato, r imaneggiato, p lastico,per niente consistente, compressibile, costi tuito daargilla e clasti calcarei. La colorazione varia dalmarroncino al brunastro.

0.50 m0.50 m

Sondaggio S1: profondità da m. 0.00 a m. 5.00



Postazione del Sondaggio S1

DATA DESCRIZIONE

REVISIONI





ALLEGATO

Analisi delle indagini geofisiche

ELAB:

3

STUDIO GEOLOGICO




REGIONE BASILICATA


Costruzione di un impianto di produzione di energia

elettrica da fonte rinnovabile (eolico on shore) da

realizzarsi in Località Torretta del Comune di Potenza

- Fg. 14 P.lla 47-

PROSPEZIONE SISMICA MASW

Studio di Geologia Tecnica & Geofisica – Dott. Bartolo Romaniello

Tel. +39 393 5650705 Fax +39 178 2718757

Via Sardegna,3 85100 Potenza

email: [email protected]

DATA: Gennaio 2014 DATA: Maggio 2014

REGIONE BASILICATA

COMUNE DI POTENZA

(PROVINCIA DI POTENZA)

- Prospezione sismica MASW –

Costruzione di un impianto di produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile (eolico on shore) da realizzarsi in Località Torretta del Comune di Potenza (PZ) - Fg. 14 P.lla 47-

Studio di Geologia Tecnica & Geofisica - Via Sardegna,3 – 85100 Potenza

Pag. 01

INDICE ANALITICO

1. PREMESSA ....................................................................................................................................... 2

2. PROSPEZIONE SISMICA DI TIPO MASW ............................................................................................... 2

2.1 Generalità .......................................................................................................................... 2

2.2. Attrezzatura e metodologia utilizzata .............................................................................. 3

2.3. Elaborazione dati .............................................................................................................. 3

2.4. Interpretazione .................................................................................................................. 5

3. UBICAZIONE INDAGINI ....................................................................................................................... 8




Pag. 02

1. PREMESSA

La presente relazione illustra e sintetizza i risultati di una prospezione simica attiva MASW

eseguita a corredo del progetto di “Costruzione di un impianto di produzione di energia elettrica

da fonte rinnovabile (eolico on shore) da realizzarsi in Località Torretta del Comune di Potenza

(PZ) - Fg. 14 P.lla 47-” su committenza della Società HGROUP s.r.l.

L’interpretazione dei dati acquisiti in campagna ha consentito di ottenere informazioni

riguardanti l’andamento del profilo della velocità delle onde sismiche di taglio nel sottosuolo e di

effettuare la caratterizzazione sismica del sito in accordo con quanto previsto dal D.M.

14/01/2008.

2. PROSPEZIONE SISMICA DI TIPO MASW

2.1 Generalità

MASW è l'acronimo di Multi-channel Analysis of Surface Waves (Analisi Multi-canale di Onde

di Superficie). Ciò indica che il fenomeno che si analizza è la propagazione delle onde di

superficie.

La MASW classica/standard consiste nella registrazione della propagazione di una classe di

onde di superficie (specificatamente delle onde di Rayleigh). Più in dettaglio, le onde di Rayleigh

vengono generate da una sorgente ad impatto verticale (in genere mediante massa battente del

peso di 10 Kg su piastra in alluminio) o da un cannoncino sismico e vengono poi registrate tramite

geofoni a componente verticale a frequenza propria di 4.5Hz.

Più specificatamente si analizza la dispersione delle onde di superficie sapendo che frequenze

diverse – e quindi lunghezze d'onda diverse -viaggiano a velocità diversa. Il principio di base

quindi è piuttosto semplice: le varie componenti (frequenze) del segnale (cioè della perturbazione

sismica che si propaga) viaggiano ad una velocità che dipende dalle caratteristiche del mezzo.

In particolare, le lunghezze d'onda più ampie (cioè le frequenze più basse) sono influenzate

dalla parte più profonda (in altre termini “sentono” gli strati più profondi), mentre le piccole

lunghezze d'onda (le frequenze più alte) dipendono dalle caratteristiche della parte più

superficiale.

Poiché tipicamente la velocità delle onde sismiche aumenta con la profondità, ciò si rifletterà

nel fatto che le frequenze più basse (delle onde di superficie) viaggeranno ad una velocità

maggiore rispetto le frequenze più alte.




Pag. 03

2.2. Attrezzatura e metodologia utilizzata

La strumentazione utilizzata è il sismografo SoilSpy Rosina della Micromed® S.P.A. dalle

seguenti caratteristiche tecniche: campionamento 89 kHz per canale in modo continuo;

conversione a/d 25 bit a 128 Hz; frequenze di output (fs) 256, 512, 1.024, 2.048, 4.096, 8.192,

16.384, 32.768 Hz; durata registrazione continua - nessun limite per fs < 2.048 Hz; dinamica 142

db; banda dc - 360 Hz; visualizzazione continua in tempo reale (per fs < 2.048 Hz).

L’attrezzatura è completata da due cavi sismici a 12 takes out spaziati di 10 m, con connettore

cannon, montato su bobina, geofoni verticali “Geospace” con frequenza propria di 4,5 Hz,

geofono trigger avente funzione di interruttore starter, cavo trigger montato su bobina e fucile

sismico armato con cartucce industriali calibro 8 a carica ridotta o massa battente del peso di 10

Kg su piastra in alluminio.

L’indagine è stata svolta così come riportato in planimetria allegata, adottando la seguente

configurazione geometrica e strumentale:

Numero di geofoni: 24

Spaziatura tra i geofoni : 1 m

Numero di offset: 4 rispettivamente a 5, 6; 7; 8 m dal primo e dall’ultimo geofono

Lunghezza stendimento:32 m

Intervallo di campionamento: 0.977 ms

Durata acquisizione: 1 s

Guadagno: 2 mV/digit (uguale per tutti i geofoni) senza AGC (Automatic Gain Control)

Per l’interpretazione dei dati è stato utilizzato il software WinMasw Pro 4.4.8 della Eliosoft. I

dati sperimentali, acquisiti in formato SEG-2, sono stati trasferiti su PC e convertiti in un formato

compatibile (.sgy format file).

2.3. Elaborazione dati

L’analisi consiste nella trasformazione dei segnali registrati in uno spettro bidimensionale

“phase velocity-frequency (c-f)” che analizza l’energia di propagazione delle onde superficiali

lungo la linea sismica. Dallo spettro bidimensionale ottenuto dalle registrazioni è possibile

distinguere il “modo fondamentale” delle onde di superficie, in quanto le onde di Rayleigh

presentano un carattere marcatamente dispersivo che le differenzia da altri tipi di onde (onde




Pag. 04

riflesse, onde rifratte, onde multiple). Sullo spettro di frequenza viene eseguito un “picking”

attribuendo ad un certo numero di punti una o più velocità di fase per un determinato numero di

frequenze. Tali valori vengono successivamente riportati su un diagramma periodo-velocità di

fase per l’analisi della curva di dispersione e l’ottimizzazione di un modello interpretativo.

Variando la geometria del modello di partenza ed i valori di velocità delle onde S si modifica

automaticamente la curva calcolata di dispersione fino a conseguire un buon “fitting” con i valori

sperimentali.

Di seguito i dati di campagna acquisiti e lo spettro di velocità calcolato.

Nelle figure sottostanti sono riportati i risultati dell’inversione della curva di dispersione

determinata tramite analisi di dati MASW. In alto a sinistra: spettro osservato, curve di dispersione

piccate e curve del modello individuato dall’inversione. Sulla destra il profilo verticale VS

identificato. In basso a sinistra l’evolversi del modello al passare delle “generazioni” (l’algoritmo

utilizzato per l’inversione delle curve di dispersione appartiene alla classe degli Algoritmi Genetici

– Dal Moro et al., 2007).




Pag. 05

2.4. Interpretazione

In tabella e in figura sottostante sono riportati gli strati del modello medio individuato a cui

corrisponde una Vs30 di 399 m/s a partire dal p.c.

Sintetizzando, il modello sismostratigrafico del sottosuolo è assimilabile a due unità

geosismiche di cui di seguito si procede a darne una interpretazione basata sui valori delle

Spessore

(m)

VS (m/s) e deviazioni

standard

1.3 187 ± 4

1.2 196 ± 6

3.5 348 ± 7

3.7 338 ± 11

semi-spazio 494 ± 17




Pag. 06

velocità delle onde sismiche rilevate, ma la cui lettura deve essere effettuata anche in relazione

alla situazione litologica e stratigrafica locale:

Il primo sismostrato, ha uno spessore di 2,5 m, con velocità delle onde S comprese tra

187 e 196 m/s, riferibile a terreno vegetale e a depositi superficiali maggiormente alterati e

decompressi;

Il secondo sismostrato presenta uno spessore di 7,2 m con velocità delle onde di taglio

comprese tra 338 e 348 m/s e corrisponde ad un deposito mediamente consistente/addensato

con discrete caratteristiche geotecniche;

Segue, da 9,7 m dal p.c. fino alla profondità di investigazione stimata in oltre 30 m dal

p.c., un terzo sismostrato caratterizzato da velocità delle onde S di 494 m/s riferibile ad un

deposito piuttosto consistente/addensato con buone caratteristiche geotecniche.

A partire dai valori di velocità delle onde sismiche VS (m/s) misurate con la prospezione sismica

MASW e adottando opportuni valori del Peso di volume (Kg/m3) e del coefficiente di Poisson,

rappresentativi dei litotipi presenti, è stato possibile inoltre stimare attraverso relazioni empiriche,

i moduli dinamici del sottosuolo per ogni orizzonte sismico individuato. La velocità delle onde P,

così come i moduli ad essa correlati, sono stati ricavati indirettamente dalla velocità delle onde S

mediante la seguente relazione e pertanto devono essere utilizzati nei calcoli ingegnerist ici con

le dovute approssimazioni:

- Velocità delle onde P (VP)

VP= √𝑽𝒔𝟐 (𝟐−𝟐𝝁)

𝟏−𝟐𝝁

- Modulo di taglio dinamico (G0)

E’ definito dalla seguente equazione:

G0 = Vs2

Dove = densità

Tale parametro è fortemente dipendente dalla porosità e dalla pressione; assume valori più bassi

in litotipi ad alta porosità, sottoposti a basse pressioni e saturati in acqua.

- Modulo di Young dinamico (Ed)





Pag. 07

Ed = [𝐕𝐏2 · · (1+µ) · (1- 2µ)] /(1-µ)]

Con µ = coeff. di Poisson

Rigidità sismica (RS)

Rs = Vs

Tale modulo dipende dalla porosità e dalla pressione litostatica.

Modulo di incompressibilità dinamica (K - Bulk modulus)


K = [VP2 – 4/3 · VS

2]

Vp= velocità onde P(m/s); Vs= velocità onda S (m/s), γ= densità (g/cm3); µ= coeff. di Poisson; Ed= Modulo di Young dinamico

(Kg/cm2); R= rigidità o impedenza sismica (T/m2*s); G0=Modulo di taglio dinamico(Kg/cm2); K=Modulo di incompressibilità (Kg/cm2

L’analisi della dispersione delle onde di Rayleigh a partire da dati di sismica attiva (MASW) ha

consentito di determinare il profilo verticale della VS (e dei moduli dinamici) e di conseguenza del

parametro Vs30, risultato per il modello medio pari a 399 m/s (considerando come riferimento il

piano campagna).

Rispetto alle norme tecniche per le costruzioni (DM 14 gennaio 2008, ex DM 14/09/2005) il sito

in esame rientra quindi nella categoria B ovvero:

- Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fine molto

consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da graduale miglioramento delle proprietà

meccaniche con la profondità e valori del VS30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT30 >

50 nei terreni a grana grossa e cu30> 250 kPa nei terreni a grana fina).

Parametri fisici e dinamici medi del sottosuolo investigato

Str

ato

Spe

ssor

e Vp

m/s

Vs

m/s

Peso di Volume gr/cm3

Poisson µ

Modulo di Young Kg/cm2

Rigidità R

T/m2*s

Modulo di Taglio Kg/cm2

Bulk Modulus Kg/cm2

I° 2.5 470 192 1.9 0.40 1961 365 700 3269

II° 7.2 1260 343 2.0 0.46 6871 686 2353 28628

III° - 1638 494 2.1 0.45 14862 1037 5125 49539

Linea sismica Vs30 (m/sec) Categoria di Suolo

MASW 399 “B”




Pag. 08

3. UBICAZIONE INDAGINI

DATA DESCRIZIONE

REVISIONI





ALLEGATO

Analisi geotecniche di laboratorio

ELAB:

4

STUDIO GEOLOGICO



REGIONE BASILICATACOMUNE di POTENZA(Provincia di Potenza)


QUADRO RIASSU NTIVO E INTERPRETATIVO DELLE ANALISI GEOTECNICHELAVOR O: REALIZZAZIONE DI UNA PALA EOLICA IN C.DA TORRETTA NEL COMUNE DI POTENZA

Sond. Camp.Profondità

mW %

v

KN/m3d

KN/m3sat

KN/m3 s KN/m3 e n

%Sr %

Ghiaia %

Sabbia%

Limo %

Argil la%

LL %

LP %

IP %

TG CD c KN/m2 COMPRESSIONE EDOMETRICA

P (KPa) - Cv (cm

1 1bis 3.00 - 3.50 17.59 19.14 16.28 20.16 26.60 0.634 38.81 73.77 21.56 20.89 36.06 21.50 39 24 15 13.72 - 18.1°

Leg enda: W= Umid ità na tura le - à - Sr=Grado di saturazione -

à - Cv=Coeffi ciente d i co nsolida zione

COMUNE di POTENZA (Provincia di...

Documents

Transcript of COMUNE di POTENZA (Provincia di...