Studio di Geologia e GeoIngegneria Costruzione di un...

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 Piani del Mattino del Comune di Potenza (PZ)

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Viale del Seminario Maggiore, 35 (Pal. Coin) - 85100 Potenza Pag. 1 di 58

INDICE

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

2. RIFERIMENTI NORMATIVI E CARTOGRAFICI............................................................................................................... 4

3. UBICAZIONE DEI SITI D�INTERVENTO ........................................................................................................................ 5

4. DESCRIZIONE DELLE INDAGINI GEOGNOSTICHE ESEGUITE ....................................................................................... 7

4.1. SONDAGGIO MECCANICO .................................................................................................................................................. 74.1.1. DESCRIZIONE DELLE METODOLOGIE UTILIZZATE ................................................................................................................... 74.1.2. PRELIEVO DI CAMPIONI .................................................................................................................................................. 84.1.3. ANALISI E PROVE GEOTECNICHE DI LABORATORIO ................................................................................................................ 94.2. INDAGINE GEOFISICAMASW ............................................................................................................................................ 9

5. INQUADRAMENTO GEOLOGICO-STRUTTURALE....................................................................................................... 10

5.1. INQUADRAMENTO LITOLOGICO LOCALE .............................................................................................................................. 10

6. CARATTERI GEOFISICI DEI TERRENI ....................................................................................................................... 12

6.1. CALCOLO DELLEVS30..................................................................................................................................................... 126.2. PROSPEZIONE SISMICAMASW ........................................................................................................................................ 12

7. DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO E DEI PARAMETRI GEOTECNICI .............................................................. 15

7.1. ANALISI E PROVE GEOTECNICHE DI LABORATORIO: DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO.......................................................... 15

8. CARATTERIZZAZIONE IDROGEOLOGICA ................................................................................................................. 18

9. VALUTAZIONE DEL RISCHIO FRANE E ALLUVIONAMENTO ....................................................................................... 20

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

10.1. PERICOLOSITÀ SISMICA DI BASE E LOCALE .......................................................................................................................... 2110.2.MODELLO SISMICO E STIMA DELLA PERICOLOSITÀ SISMICA DEI SITI ......................................................................................... 21

11. CARATTERIZZAZIONE MORFOLOGICA ED IDROLOGICA ......................................................................................... 24

12. CONSIDERAZIONI ED INDICAZIONI SULLE STRUTTURE FONDALI ............................................................................ 26

12.1 RELAZIONE DI CALCOLO DELLA CAPACITÀ PORTANTE DI FONDAZIONI SUPERFICIALI ............................................................. 28

13. CONCLUSIONI ...................................................................................................................................................... 57

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 1:500);

- Allegato 02: Stratigrafia del sondaggio geognostico e report fotografico; - Allegato 03: Indagine Geofisica; - Allegato 04: Analisi geotecniche di laboratorio; - Allegato 05: Verifiche di stabilità del versante.




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1. PREMESSA Per incarico ricevuto dalla Società HGROUP, gli scriventi hanno redatto lo studio geologico e

geotecnico per la �Costruzione di un impianto di produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile (eolico on shore) da realizzarsi in Località Piani del Mattino del Comune di Potenza (PZ)� al Fg. 10, P.lla 1517.

La presente relazione è illustrativa della geologia, della geotecnica, della idrogeologia, della morfologia e di tutti i risultati a cui si è giunti relativamente all�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:

- Sondaggi meccanici 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);

- Indagine geofisica (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; � prelievo di n. 01 campione indisturbato; � analisi e prove geotecniche di laboratorio sui n. 01 campione indisturbato; � n. 01 prospezione MASW.

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




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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 1:500);

- Allegato 02: Stratigrafia del sondaggio geognostico e report fotografico; - Allegato 03: Indagine Geofisica; - Allegato 04: Analisi geotecniche di laboratorio; - Allegato 05: Verifiche di stabilità.




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2. RIFERIMENTI NORMATIVI E CARTOGRAFICI

Nella redazione della presente relazione si è fatto riferimento alla normativa vigente ed alla documentazione bibliografica esistente, di seguito riportate:

Normativa di riferimento nazionale: - L.N. 64/74 - Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche; - D.M. 11.03.1988 - Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei

pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione;

- O.P.C.M. 3274/2003 � Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica;

- D.M. 14.09.2005 - Norme Tecniche per le Costruzioni; - Norme di Attuazione - Piano di Bacino Stralcio dell�Autorità di Bacino della Basilicata; - O.P.C.M. 3519/2006 - Criteri generali per l�individuazione delle zone sismiche e per la formazione e

l�aggiornamento degli elenchi delle medesime zone; - D.M. LL.PP. del 14.01.2008 - Testo Unitario - Nuove 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.

Riferimenti cartografici e bibliografici: - Foglio 199 � e 187 della Carta Geologica d�Italia (scala 1:100.000); - Foglio 199 Sez. I N.O. �� dell�I.G.M. (scala 1:25.000); - Elemento n.° 470102 �� della Carta Tecnica Numerica Regionale (scala 1:5.000); - Cartografia tematica dell�AdB della Basilicata; - �� al Foglio 199�� e 187 �� della Carta Geologica d�Italia.




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3. UBICAZIONE DEI SITI D�INTERVENTO

L�area in cui verrà ubicata l�opera in progetto ricade a NE del centro abitato di Potenza in località Piani del Mattino ad una quota di 870 m s.l.m. (Fig.1).

Figura 1 - Veduta aerea con ubicazione dell�area di progetto dell�opera (cerchietto rosso)

Dal punto di vista cartografico, il sito ricade all�interno della Carta Geologica d�Italia, Foglio 199 e 187 � (in scala 1:100.000), Foglio 199 Sez. I N.O. �Potenza� dell�I.G.M. (scala 1:25.000). A scala di maggiore dettaglio, esso si colloca nell�elemento Elemento n.° 470102 � della Cartografia Tecnica Numerica Regionale (scala 1:5.000).




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Figura 2 - Stralcio dell�elemento n° 470102 della Cartografia Tecnica regionale Numerica (scala 1:5.000) con indicazione dell�area di intervento (cerchietto rosso)

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 dell�area di sedime sono di seguito riportate:

Latitudine WGS84 = 40.669306°; Longitudine WGS84 = 15.802957°




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4. DESCRIZIONE DELLE INDAGINI GEOGNOSTICHE ESEGUITE

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.

4.1. 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 S6, nell�area di sedime. La perforazione è stata effettuata il giorno 05/03/2014 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

S6 05/03/2014 05/03/2014 15.00 Trivel Sondaggi S.r.l.

Tabella 1 � Sondaggio meccanico

4.1.1. 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).

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.




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Nella figura successiva è riportata l�ubicazione del sondaggio S6 e della prospezione sismica MASW, appositamente realizzata, e descritta nel successivo paragrafo.

Figura 3 � Ubicazione del sondaggio geognostico e della prospezione sismica MASW eseguita

4.1.2. Prelievo di campioni

Compatibilmente con la natura litologica dei terreni attraversati, infatti la prevalenza di materiale conglomeratico per tutta la lunghezza del sondaggio, come meglio si dirà in seguito, è stato possibile prelevare solo un campione da sottoporre ad analisi e prove geotecniche di laboratorio.

In particolare nel sondaggio, denominato S6, è stato prelevato n. 01 campione con campionatore a pareti sottili tipo Shelby, identificati ed etichettati con le sigle C1-S6. La profondità di prelievo è stata �tarata� in funzione del e in modo da avere indicazioni geotecniche della diverse unità formazionale attraversate durante il sondaggio.

Le rispettive profondità di campionamento sono riportate in tabella 2.




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Sondaggio Profondità dal p.c.

C.I. (prof. di prelievo in m)

S6 15 9.00-9.40 Tabella 2 � Campioni indisturbati

4.1.3. Analisi e prove geotecniche di laboratorio

In funzione delle finalità progettuali, il campione prelevato nel corso dell�esecuzione del sondaggio è stato sottoposto ad analisi e prove geotecniche di laboratorio presso il laboratorio geotecnico LaborGeo di Matera. Per il dettaglio dei risultati si rimanda ai certificati allegati alla presente relazione (cfr. All. 04).

4.2. Indagine 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.




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5. INQUADRAMENTO GEOLOGICO-STRUTTURALE

5.1. Inquadramento litologico locale

La ricostruzione litostratigrafica è scaturita dal rilevamento geologico di superficie, esteso ad un�area più ampia rispetto a quella strettamente interessata dal progetto in epigrafe.

I dati desunti dal rilevamento sono stati integrati con quelli derivanti dal sondaggio geognostico e dalla MASW, praticati nella fase esecutiva del progetto per la realizzazione dell�opera.

Le caratteristiche peculiari della formazione presente sono di seguito descritte, dal top verso il bottom stratigrafico:

1) Substrato: Litofacies Conglomeratica (Unità di Altavilla) (Pliocene inf.)

E� costituita da eterometrici e poligenici (prevalentemente calcarei) discretamente litificati in matrice limoso-sabbiosa di colore variabile dal marroncino al giallastro. A varie altezze si intercalano livelli di sabbia-limosa, debolmente argillosa, di colore marroncino con elementi litici conglomeratici grossolani, poligenici, e sabbia argillosa, di colore giallastro, molto addensata, incompressibile ed asciutta. Anche se a luoghi si intercalano livelli più scadenti, complessivamente è possibile attribuire a tale litofacies buoni caratteri fisico-meccanici.

Costituisce il terreno di fondazione dell�impianto eolico. Sono stati rinvenuti nel sondaggio S6 a partire dal p.c. e fino a fondo foro. Sono stati carotati conglomerati eterometrici e poligenici (di natura prevalentemente arenacea e calcarea) con matrice costituita da sabbie limose e limi sabbiosi debolmente argillosi di tonalità giallastro-marroncina per alterazione. I ciottoli hanno dimensioni comprese dal centimetro fino ad oltre il decimetro. A luoghi si rilevano intercalazioni di livelli prevalentemente limosi e sabbiosi dello spessore di qualche decimetro e di microconglomerati in matrice sabbiosa-limosa. Marcata è la eterogeneità granulometrica da livello a livello. Questi materiali si presentano ben addensati, discretamente compatti, mostrando una compressibilità e plasticità medio-bassa. Alto è il grado di disturbo indotto dalle fasi di perforazione, da cui deriva una disgregazione di tipo meccanico.

Da m. 0.00 a m. 1.00 si rinviene la presenza di materiale caotico humificato, saturo, rimaneggiato, plastico, per niente consistente, compressibile, costituito da argilla e limo con rari ciottoli calcarei e molti resti carboniosi. La colorazione è brunastra. Nei primi livelli fino ad una profondità di m 2.00 si presentano più alterati.




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Da un punto di vista litotecnico questa unità formazionale sarà riportata come Litofacies Conglomeratica.

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.

Di seguito si riporta lo stralcio della Carta Geologica d�Italia F° 187 �Melfi� in scala 1:100.000 con ubicazione dell�area di progetto.

Figura 4 � Stralcio del F°187 �Melfi� della Carta Geologica d�Italia in scala 1:100.000 con ubicazione dell�area di interesse

(cerchietto rosso)




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6. CARATTERI GEOFISICI DEI TERRENI

6.1. Calcolo delle 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 32 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.

A partire dai valori di velocità delle onde sismiche VS (m/s), adottando opportuni valori del Peso di volume (Kg/m3) e del rapporto di Poisson rappresentativo dei litotipi presenti, sono stati stimati,

attraverso relazioni empiriche, la velocità delle onde di compressione VP ed i moduli dinamici del sottosuolo per ogni orizzonte sismico individuato.

L�analisi della dispersione delle onde di Rayleigh a partire dai dati di sismica attiva (MASW) ha consentito inoltre di determinare il profilo verticale della VS (e dei moduli dinamici) e, di conseguenza, del parametro Vs30, risultato pari a 707 m/s. Partendo dai dati ottenuti, in riferimento al D.M. 14 gennaio 2008, la categoria del suolo di fondazione ricavata dai valori della velocità media delle onde di taglio nei primi 30 m di sottosuolo (Vs30) è la B: �

�

6.2. PROSPEZIONE SISMICA MASW

Il modello sismostratigrafico del sottosuolo è assimilabile a tre unità geosismiche:

Il primo sismostrato, quello più superficiale, ha uno spessore di 3,00 m, con velocità delle onde S comprese tra 231 e 242 m/s, riferibile a terreno vegetale e a depositi superficiali, maggiormente alterati e decompressi dotati di un mediocre grado di consistenza/addensamento;




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Il secondo sismostrato presenta uno spessore di 8,30 m, con velocità delle onde di taglio compresa tra 386 e 589 m/s e corrisponde a depositi a media consistenza/addensamento con buone caratteristiche geotecniche che tendono a migliorare con la profondità;

Segue, a profondità maggiori di 11,30 m dal p.c. e fino alla profondità di investigazione stimata in oltre 30 m dal p.c., un terzo sismostrato caratterizzato da velocità delle onde S di 1415 m/s riferibile al bedrock intatto con ottime caratteristiche geotecniche.

Spessore(m)

VS (m/s) e deviazionistandard

1.0 231 ± 7 2.0 242 ± 10 2.5 386 ± 17 5.8 589± 26

1415± 35




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Vp= velocità onde P(m/s); Vs= velocità onda S (m/s), = 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)

Il valore delle Vs30 ricavato con tecnica MASW è 707 m/s, quindi il sito rientra nella categoria di suolo B.

Parametri fisici e dinamici medi del sottosuolo investigato con la MASW

Vp (m/s)

Vs (m/s)

(gr/cm3)

µ (-)

Ed (Kg/cm2)

R (T/m2*s)

G0 (Kg/cm2)

K (Kg/cm2)

I° 5.4 672 183 1.9 0.46 1858 348 636 7742 II° 2.6 1151 347 2.0 0.45 6984 694 2408 23279 III° 1977 647 2.1 0.44 25317 1359 8791 70326




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7. DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO E DEI PARAMETRI GEOTECNICI

Si descrivono di seguito i risultati derivanti dalle analisi e prove geotecniche di laboratorio.

7.1. Analisi e prove geotecniche di laboratorio: definizione del modello geotecnico

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 �� (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 è stata distinta una sola 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 sui n.01 campione prelevato nel sondaggio S6 è riportato nella tabella che segue; il modello geotecnico del sedime di fondazione, così come emerso dall�analisi delle carote estratte durante il sondaggio e dai relativi campioni prelevati è assimilabile a una sola unità litotecnica:




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Substrato s.s. (Litofacies Conglomeratica): da circa 1.00 metri a 20.00 m dal p.c.

n k (Kg/m3)

sat k (Kg/m3)

k� (°)

Ck� (t/m2)

Cuk� (t/m2)

Edk� (kg/cm2)

2000 2100 32 1.00 15.00 300.00




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8. CARATTERIZZAZIONE IDROGEOLOGICA

I terreni presenti nell�area di sedime dell�opera da realizzare sono dotati di caratteristiche idrogeologiche differenziate in rapporto alla composizione granulometrica, alla porosità, al grado di consistenza/addensamento, alla fratturazione/fessurazione, alla litologia prevalente. Alla luce della costituzione granulometrica dei terreni è stata individuata una sola classe media di permeabilità:

1. Terreni con classe di permeabilità media (coefficiente di permeabilità dell�ordine di K = 10-4 - 10-5 cm/s):

- Substrato: è costituito da conglomerati eterometrici e poligenici (di natura prevalentemente arenacea e calcarea) con matrice costituita da sabbie limose e limi sabbiosi debolmente argillosi di tonalità giallastro-marroncina per alterazione. I ciottoli hanno dimensioni comprese dal centimetro fino ad oltre il decimetro. A luoghi si rilevano intercalazioni di livelli prevalentemente limosi e sabbiosi dello spessore di qualche decimetro e di microconglomerati in matrice sabbiosa-limosa. Marcata è la eterogeneità granulometrica da livello a livello. Questi materiali si presentano ben addensati, discretamente compatti, mostrando una compressibilità e plasticità medio-bassa. Il grado di saturazione e quindi gli effetti prodotti dalle acque filtranti nei terreni di tale natura sono molteplici e riconducibili soprattutto al loro comportamento fondazionale in condizioni statiche e dinamiche. Infatti, nella loro componente argillosa-limosa, l�imbibizione idrica produce, stati di consistenza plastici con conseguente decadimento dei parametri di resistenza al taglio. Tali effetti, tendono ad accentuarsi qualora il terreno sia sottoposto a sollecitazioni cicliche prodotte da onde elastiche (sisma). Inoltre, i cicli di imbibizione e di essiccamento conseguenti la variazione stagionale del contenuto naturale in acqua, produce una tipica fessurazione poligonale (mud-cracks), via preferenziale di infiltrazione delle acque di precipitazione metereologica e non. Quest�acqua giunta alla profondità a cui le fessure si richiudono, dà luogo ad uno scorrimento ipodermico attraverso sia la rete di fratture superficiali sia attraverso eventuali interstrati, producendo così i fenomeni di �allentamento�, �ammorbidimento� e �rigonfiamento� (weakening e softening), con perdita dei legami intermolecolari, a scapito della �coesione� e della �resistenza al taglio�, e con creazione di un regime idraulico di filtrazione parallela al pendio. Questo fenomeno assume rilevante importanza nell�interazione geotecnica fondazione-terreno.




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L�esistenza, a profondità non definita in questo lavoro, di un substrato impermeabile rappresentato dal Complesso degli Argilloscisti Varicolori e di terreni di mediamente permeabili (Litofacies Conglomeratica), fa si che si formi una circolazione di acqua in ambiti superficiali solo in concomitanza di particolari condizioni meteoriche. Anche se nel corso del sondaggio geognostico eseguito non è stata rilevata la presenza di falda, a favore di sicurezza quest�ultima sarà considerata, in termini geotecnici, a piano campagna.




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9. VALUTAZIONE DEL RISCHIO FRANE E ALLUVIONAMENTO

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 idrogeologico nel territorio di competenza. Nel caso in esame l�area di sedime ricade nella tavola 470102 del Piano stralcio per la difesa dal rischio idrogeologico, secondo l�aggiornamento 2013.

Figura 5 � Stralcio del PAI dell�AdB della Basilicata comprendente l�area interessata dal progetto (cerchietto 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. Di conseguenza, si esprime giudizio positivo sulla loro fattibilità e compatibilità idrogeologica.




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10. CARATTERIZZAZIONE DELLA PERICOLOSITÀ SISMICA DEL SITO

10.1. Pericolosità sismica di base e locale 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.

10.2. Modello sismico e stima della pericolosità sismica dei siti

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 10; P.lla 1719


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 per la Vs30 valori compresi tra 360 m/s e 800 m/s. 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 GeoStru PS http://www.geostru.com/geoapp sono quelli riportati nei paragrafi successivi (10.2.1 - 10.2.11).

I valori ag, Fo, Tc* definiscono le forme spettrali.




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Fg 10; P.lla 1719


11. CARATTERIZZAZIONE MORFOLOGICA

L�impianto eolico è ubicato in Località Piani del Mattino, ad una quota di circa 870 m s.l.m. lungo il crinale che, borda nell�area nord-orientale, la Città di Potenza.

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. La morfologia è condizionata dal grado di erodibilità dei terreni presenti, quindi dalle loro caratteristiche litologiche; i termini sedimentari eterogenei, per costituzione litologica e caratteristiche tecniche, fanno riscontro ad una certa variabilità di forme e processi di versante: i processi di denudazione gravitativa sono più evidenti nelle zone di monte, dove risulta per lo più raggiunto uno stato di equilibrio geodinamico, ma non mancano fenomeni di deformazione plastica, con fenomeni franosi sia del tipo colamento, che del tipo scorrimento e del tipo complesso; tuttavia, l�analisi geomorfica qualitativa del sito d�imposta dell�impianto eolico non ha messo in evidenza segni di instabilità. Infatti, strettamente all�area di sedime, essa insiste su un settore del pendio caratterizzato da pendenze moderatamente acclivi mediamente tra i 10 e i 15° (solo a luoghi superano i 15°), 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 (cfr. All. 01 Tav. 3). Nell�ambito dell�indagine geologica è stato valutato il quadro geomorfologico e 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).

Le buone condizioni di stabilità, sono state confermate da tutte le verifiche analitiche effettuate sul pendio (cento ipotetiche superfici) che hanno fornito risultati del Coefficiente di sicurezza (Fs) rassicuranti e, comunque, sempre di gran lunga superiore al coefficiente di sicurezza minimo stabilito in Fs 1.10, nonostante siano state tenute in conto le condizioni più sfavorevoli (adottando per i terreni i parametri fisico-meccanici definiti precedentemente e ridotti secondo i coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno) e si siano considerate le superfici più significative con fattore di sicurezza minore e, quindi, a maggiore criticità per la stabilità del settore di versante in studio. Le




Fg 10; P.lla 1719


ipotetiche sono state individuate nel settore di passaggio tra

Nonostante le buone condizioni di stabilità macroscopiche si è ritenuto opportuno eseguire delle verifiche analitiche di stabilità sul settore di versante in studio allo . Dunque, le verifiche numeriche, elaborate secondo il metodo di calcolo di Bishop che di Janbu, sono state eseguite in ottemperanza alle normative vigenti, lungo la Sezione A-A� ritenuta la più significativa in termini di pendenze e configurazione morfologica. Nei calcoli cautelativamente sono stati considerati le seguenti condizioni e/o fattori:

La falda a piano campagna interessante il Substrato alterato;

Sismicità di Normativa (NTC 2008);

la categoria di suolo �B� con coefficiente topografico pari a T=1.00; cautelativamente solo per le verifiche di stabilità classe d�uso IV;

Valori dei parametri geotecnici cautelativi avendo optato anche per l�ulteriore riduzione degli stessi in fase di calcolo.

Nelle analisi numeriche si è considerata sia una �maglia di centri� dieci per dieci, opportunamente posizionata rispetto al pendio, oltre ad alcune ipotetiche superfici di scivolamento critiche �di forma generica�. Delle numerose curve di scivolamento calcolate nei tabulati analitici, contenuti nelle Verifiche di stabilità dell�Allegato 05, sono state riportate le superfici più significative e con fattore di sicurezza minore e, quindi, a maggiore criticità per la stabilità del settore di versante in studio. Qui di seguito si riporta un commento dei risultati ottenuti:

Condizione post operam: L�inserimento del progetto sul pendio, come meglio riportato nella Sezione Litotecnica AA� �post

operam� avrà un�incidenza geomorfologica e geotecnica trascurabile sulla stabilità globale opera-pendio proprio per la semplicità delle opere che si andranno a realizzare. Tutte le curve di scivolamento calcolate, infatti hanno fornito valori del coefficiente di sicurezza Fs più che rassicuranti, infatti quest�ultimo, per le curve più significative e cautelative per la morfologia e geometria dei luoghi, è variabile da 1.11 a 1.90.

In conclusione, lo scrivente, strettamente all�area in progetto, esprime parere positivo sulla stabilità del sito di sedime.




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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 dalla struttura dall�aereogeneratore in progetto. Infatti, premesso che:

a) bisogna asportare completamente i livelli più alterati dei terreni di fondazione perché si tratta di materiali di alterazione, 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 3.00 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. Per la finalità del presente lavoro, nelle verifiche sono state assunte le azioni indotte




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dall�aereogeneratore (sforzo, momento, taglio, ecc.) con valori desunti da strutture similari e ritenute compatibili.

Dai tabulati di calcolo riportati nelle pagine successive, si evince che i parametri suddetti, calcolati mediante la teoria di Meyerhof e ritenuta maggiormente cautelativa, assumono i seguenti valori:

Carico limite

Kg/cm2

Resistenza di progetto

Kg/cm2

Fattore di sicurezza

-

Coefficiente di sottofondazione Bowles Kg/cm2

Cedimento edometrico

cm

2.82 1.57 1.89 1.13 Centro del plinto 2.81 Bordo del plinto 1.92




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12.1Relazione 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 massimo del

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

oppure con riferimento a quel valore del carico, maggiore del precedente, per il quale il fenomeno di rottura

si è esteso ad un ampio volume del suolo (metodo di Prandtl e successivi).

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

sulla sua superficie con riferimento all'acciaio, caratterizzando la resistenza a rottura con una legge del

tipo: = c + tg valida anche per i terreni.

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

- Materiale privo di peso e quindi = 0

- Comportamento rigido - plastico

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

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

deformazione piana)

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

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.




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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(2

cot tgetg

gB

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.




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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

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: tg rid = 2/3 tg e crid = 2/3 c

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




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

12cos2

tan

cot)1(

tan)2/75.0(

)2/45(2cos2

2

pKN

qNcN

ea

aNq

Formula di Meyerhof (1963)

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

consistono nell'introduzione di ulteriori coefficienti di forma. Egli introdusse un coefficiente sq che

moltiplica il fattore Nq, fattori di profondità di e di pendenza ii per il caso in 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 N i d

4.1tan1

cot)1(

2/452tantan

qNN

qNcN

eN q

fattore di forma:0per 1.01

10per 2.01

L

Bpksqs

L

Bpkcs




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fattore di profondità:

0per 1

10per 1.01

2.01

dqdB

Dpkdqd

B

Dpkcd

inclinazione:

0per 0i

0per 2

1

2

901

i

ici

dove :

Kp = tan2(45°+ /2);

= Inclinazione della risultante sulla verticale.

Formula di Hansen (1970) 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

1tan2)sin1(tan21

1tan4.01




Fg 10; P.lla 1719


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:

LBs

LB

csLB

cNqN

cs

LB

cs

4.01

tan1qs

inastriform fondazioniper 1

1

2.0''

Fattore di profondità:

1 se 1tan

1 se

qualsiasiper 1

)sin1(tan214.01

4.0''

BD

BDk

BD

BDk

d

kqdkcd

kcd




Fg 10; P.lla 1719


Fattori di inclinazione del carico:

0)(

5

cot)450/7.0(1

0)(

5

cot7.01

5

cot5.01

1

1

15.05.0'

acfAVHi

acfAVHi

acfAVH

qi

qNqi

qici

acfAH

ci

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(147

1

147'

qbqb

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

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

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

uguali a quelli proposti da Hansen; alcune differenze sono invece riportate nei fattori di inclinazione del

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

Formula Brich-Hansen (EC 7 � EC 8) Affinché una fondazione possa resistere il carico di progetto con sicurezza nei riguardi della rottura

generale, per tutte le combinazioni di carico relative allo SLU (stato limite ultimo), deve essere soddisfatta

la seguente disuguaglianza: Vd Rd




Fg 10; P.lla 1719


- 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

'cot12/'45tan2'tan

q

qc

q

NN

NNeN

a) Fattori di forma

- 'sen'L/'B1sq per forma rettangolare

- 'sen1sq per forma quadrata o circolare

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

- 7,0s per forma quadrata o circolare

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

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)




Fg 10; P.lla 1719


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).

Gli 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:

cot1qc NN

AE

pEq K

KN

AEAE

pE

KK

N 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:




Fg 10; P.lla 1719


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:

cottantan1tancottan1cottantan

tan 1A

cottantan1tancottan1cottantantan 1

P

2

2

cossinsin1cos

cosAK

2

2

cossinsin1cos

cosPK

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:




Fg 10; P.lla 1719


cottantan1tancottan1tan1

tan2

1AE

cottantan1tancottan1tan1tan

21

PE

2

2

cossinsin1coscos

cosAEK

2

2

cossinsin1coscos

cosPEK

I valori di Nq e N sono 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

kk

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

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°




Fg 10; P.lla 1719


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:

1NN2

45tan5N

245tanN

q

4c

6q

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

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

espressione: 2

ult' 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




Fg 10; P.lla 1719


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

zzkz

tgkz

32,01

135,0

,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 = s×(amax/g) e

Kv = ± 0,5×Ko. Con s 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 · I ·S / (g)

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

I = fattore di importanza,




Fg 10; P.lla 1719


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

ag = agR · I 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 B L posta sulla superficie di un semispazio

elastico si possono calcolare in base aduna equazione basata sulla teoria dell'elasticità (Timoshenko e

Goodier (1951)):

(1) 2121

1

21'0 FIII

sEBqH

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

211 IISI

Il cedimento dello strato di spessore H vale:

FISISE

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




Fg 10; P.lla 1719


valore di E pari a 10 volte dello strato soprastante. Il modulo elastico per terreni stratificati viene

calcolato come media pesata dei moduli elastici degli strati interessati dal cedimento immediato.

Cedimenti edometrici

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

tipo monodimensionale, prodotto dalle tensioni indotte da un carico applicato in condizioni di espansione

laterale impedita. Pertanto la stima effettuata con questo metodo va considerata come empirica, piuttosto

che teorica. Tuttavia la semplicità d�uso e la facilità di controllare l�influenza dei vari parametri che

intervengono nel calcolo, ne fanno un metodo molto diffuso.

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

a) il calcolo delle tensioni verticali indotte alle varie profondità con l�applicazione della teoria

dell�elasticità;

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

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

'0

'0log0

v

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

'0log0

v

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:




Fg 10; P.lla 1719


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

- la stima del modulo edometrico nell�ambito di ciascuno strato;

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

suddiviso il banco compressibile.

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

quanto per le sabbie di granulometria da fina a media, perché il modulo di elasticità impiegato è ricavato

direttamente da prove di consolidazione. Tuttavia, per terreni a grana più grossa le dimensioni dei provini

edometrici sono poco significative del comportamento globale dello strato e, per le sabbie, risulta

preferibile impiegare prove penetrometriche statiche e dinamiche.

Cedimento secondario

Il cedimento secondario è calcolato facendo riferimento alla relazione: 100

logT

TCcs

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

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

cedimento-logaritmo tempo;

T tempo in cui si vuole il cedimento secondario;

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

Cedimenti di Schmertmann

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

correlato la variazione del bulbo delle tensioni alla deformazione.

Schmertmann ha quindi proposto di considerare un diagramma delle deformazioni di forma triangolare in

cui la profondità alla quale si hanno deformazioni significative è assunta pari a 4B, nel caso di fondazioni

nastriformi, e pari a 2B per fondazioni quadrate o circolari.

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

zzIqCCw 21

nella quale:

q rappresenta il carico netto applicato alla fondazione;




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

quadrata, e a profondità 4B, per fondazione nastriforme.

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

B/2 per fondazione circolare o quadrata

B per fondazioni nastriformi

e vale

5.0

'1.05.0maxvi

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.

1.0log2.012

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.




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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;

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:

4.1AV

CN

706.1I

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

che i valori vanno corretti, per sabbie con componente limosa sotto falda e Nspt>15, secondo

l'indicazione di Terzaghi e Peck (1948)

Nc = 15 + 0.5 (Nspt -15)

dove Nc è il valore coretto da usare nei calcoli.

Per depositi ghiaiosi o sabbioso-ghiaiosi il valore corretto è pari a: Nc = 1.25 Nspt

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

3tlogRR1f

zH2

zHf

25.0B/LB/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.




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DATI GENERALI ====================================================== Azione sismica NTC 2008 Lat./ Long. [WGS84] 40.669306/15.802956 Larghezza fondazione 8.5 m Lunghezza fondazione 8.5 m Profondità piano di posa 3.0 m Altezza di incastro 3.0 m Inclinazione pendio 5.0 ° Distanza fondazione dal pendio 5.0 m Profondità falda 1.0 Sottofondazione...Sporgenza, Altezza 0.2/0.15 m ====================================================== SISMA ====================================================== Accelerazione massima (ag/g) 0.231 Effetto sismico secondo Paolucci e Pecker (1997) Coefficiente sismico orizzontale 0.0555 ====================================================== 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 0.52 2.34 0.29 S.L.D. 50.0 0.68 2.36 0.32 S.L.V. 475.0 1.89 2.44 0.38 S.L.C. 975.0 2.46 2.43 0.41

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. 0.624 0.18 0.0115 0.0057 S.L.D. 0.816 0.18 0.015 0.0075 S.L.V. 2.268 0.24 0.0555 0.0278 S.L.C. 2.8441 0.31 0.0899 0.045




Fg 10; P.lla 1719


STRATIGRAFIA TERRENO DH: Spessore dello strato; Gam: Peso unità di volume; Gams:Peso unità di volume saturo; Fi: Angolo di attrito; Ficorr: Angolo di attrito corretto secondo Terzaghi; c: Coesione; c Corr: Coesione corretta secondo Terzaghi; Ey: Modulo Elastico; 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

2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 1,5 200,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 1,5 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 1,5 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 2,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0 3,0 2000,0 2100,0 32,0 0,1 2,0 300,0

Carichi di progetto agenti sulla fondazione

Nr. Nome combinazio

ne

Pressione normale di progetto [Kg/cm²]

N [Kg]

Mx [Kg·m]

My [Kg·m]

Hx [Kg]

Hy [Kg]

Tipo

1 A1+M1+R1 1,50 27300.00 254000.00 254000.00 14800.00 14800.00 Progetto 2 A2+M2+R2 1,50 27300.00 254000.00 254000.00 14800.00 14800.00 Progetto 3 Sisma 1,50 27300.00 254000.00 254000.00 14800.00 14800.00 Progetto 4 S.L.E. 1,50 27300.00 254000.00 254000.00 14800.00 14800.00 Servizio 5 S.L.D. 1,50 27300.00 254000.00 254000.00 14800.00 14800.00 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

orizzontale1 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] 2.82 Kg/cm² Resistenza di progetto[Rd] 1.57 Kg/cm² Tensione [Ed] 1.5 Kg/cm² Fattore sicurezza [Fs=Qult/Ed] 1.88 Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata COEFFICIENTE DI SOTTOFONDAZIONE BOWLES (1982) Costante di Winkler 1.13 Kg/cm³




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A1+M1+R1 Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 14.33 Fattore [Nc] 35.49 Fattore [Ng] 20.79 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.69 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] 0.7 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] 0.48 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 11.54 Kg/cm² Resistenza di progetto 11.54 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 14.33 Fattore [Nc] 35.49 Fattore [Ng] 27.49 Fattore forma [Sc] 1.3 Fattore forma [Sg] 0.8 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 21.4 Kg/cm² Resistenza di progetto 21.4 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 14.33 Fattore [Nc] 35.49 Fattore [Ng] 22.02 Fattore forma [Sc] 1.65 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.33




Fg 10; P.lla 1719


Fattore forma [Sq] 1.33 Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.33 Fattore forma [Sg] 1.33 Fattore profondità [Dg] 1.06 Fattore inclinazione carichi [Ig] 0.04 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 4.37 Kg/cm² Resistenza di progetto 4.37 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: VESIC (1975) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 14.33 Fattore [Nc] 35.49 Fattore [Ng] 30.21 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.79 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] 0.8 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] 0.58 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 16.22 Kg/cm² Resistenza di progetto 16.22 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: Brinch - Hansen 1970 (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 14.33 Fattore [Nc] 35.49 Fattore [Ng] 27.72 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.73 Fattore inclinazione pendio [Gc] 1.0 Fattore inclinazione base [Bc] 1.0 Fattore forma [Sq] 1.0




Fg 10; P.lla 1719


Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.74 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] 0.65 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 15.8 Kg/cm² Resistenza di progetto 15.8 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== 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 118815 Kg Sollecitazione di progetto 20930.36 Kg Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ======================================================




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A2+M2+R2 Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 8.69 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.68 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] 0.7 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] 0.42 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 5.4 Kg/cm² Resistenza di progetto 3.0 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 12.34 Fattore forma [Sc] 1.3 Fattore forma [Sg] 0.8 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 1.0 ====================================================== Carico limite 10.63 Kg/cm² Resistenza di progetto 5.9 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 8.79 Fattore forma [Sc] 1.52 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.33




Fg 10; P.lla 1719






Fg 10; P.lla 1719


Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.74 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] 0.65 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 7.5 Kg/cm² Resistenza di progetto 4.17 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== VERIFICA A SCORRIMENTO (A2+M2+R2) ====================================================== Adesione terreno fondazione 0.15 Kg/cm² Angolo di attrito terreno fondazione 0 ° Frazione spinta passiva 0 % Resistenza di progetto 86410.9 Kg Sollecitazione di progetto 20930.36 Kg Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ======================================================




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Sisma Autore: HANSEN (1970) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 8.69 Fattore forma [Sc] 1.0 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.68 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] 0.7 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] 0.42 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.98 ====================================================== Carico limite 5.21 Kg/cm² Resistenza di progetto 2.9 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: TERZAGHI (1955) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 12.34 Fattore forma [Sc] 1.3 Fattore forma [Sg] 0.8 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.98 ====================================================== Carico limite 10.25 Kg/cm² Resistenza di progetto 5.7 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== Autore: MEYERHOF (1963) (Condizione drenata) ====================================================== Fattore [Nq] 8.06 Fattore [Nc] 23.18 Fattore [Ng] 8.79 Fattore forma [Sc] 1.52 Fattore profondità [Dc] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Ic] 0.33




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Fg 10; P.lla 1719


Fattore profondità [Dq] 1.0 Fattore inclinazione carichi [Iq] 0.74 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] 0.65 Fattore inclinazione pendio [Gg] 1.0 Fattore inclinazione base [Bg] 1.0 Fattore correzione sismico inerziale [zq] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zg] 0.96 Fattore correzione sismico inerziale [zc] 0.98 ====================================================== Carico limite 7.23 Kg/cm² Resistenza di progetto 4.02 Kg/cm² Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata ====================================================== VERIFICA A SCORRIMENTO (Sisma) ====================================================== Adesione terreno fondazione 0.15 Kg/cm² Angolo di attrito terreno fondazione 0 ° Frazione spinta passiva 0 % Resistenza di progetto 86410.9 Kg Sollecitazione di progetto 20930.36 Kg Condizione di verifica [Ed<=Rd] Verificata

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

CEDIMENTI PER OGNI STRATO *Cedimento edometrico calcolato con: Metodo consolidazione monodimensionale di Terzaghi Pressione normale di progetto 1.5 Kg/cm² Cedimento totale 2.81 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)

2 3.5 0.475 1.079 Edometrico 0.36 -- 0.36 3 5 0.64 1.018 Edometrico 0.68 -- 0.68 4 7 0.86 0.799 Edometrico 0.53 -- 0.53 5 9 1.08 0.572 Edometrico 0.38 -- 0.38 6 11 1.3 0.407 Edometrico 0.27 -- 0.27 7 13 1.52 0.296 Edometrico 0.2 -- 0.2 8 15 1.74 0.222 Edometrico 0.15 -- 0.15 9 17 1.96 0.171 Edometrico 0.11 -- 0.11

10 19.5 2.235 0.128 Edometrico 0.13 -- 0.13




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13. CONCLUSIONI 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:

I terreni di fondazione sono rappresentati dalla Litofacies Conglomeratica (Unità di Altavilla) costituita da conglomerati eterometrici e poligenici (di natura prevalentemente arenacea e calcarea) con matrice costituita da sabbie limose e limi sabbiosi debolmente argillosi di tonalità giallastro-marroncina per alterazione. I ciottoli hanno dimensioni comprese dal centimetro fino ad oltre il decimetro. A luoghi si rilevano intercalazioni di livelli prevalentemente limosi e sabbiosi dello spessore di qualche decimetro e di microconglomerati in matrice sabbiosa-limosa. Marcata è la eterogeneità granulometrica da livello a livello. Questi materiali si presentano ben addensati, discretamente compatti, mostrando una compressibilità e plasticità medio-bassa. Strettamente all�area di sedime, nel sondaggio S6 tali terreni si presentano alterati nei primi livelli, quindi integri fino a 15.00 m, ma con caratteristiche che hanno confermato quelle descritte macroscopicamente per la formazione; nei primi livelli si presentano alterati per uno spessore compreso entro m 2.00 di cui 1.00 m è costituito da materiale humificato;

l�area di sedime, insiste su un settore di versante, stabile per posizione morfologica che per condizioni litologiche con pendio caratterizzato da caratterizzato da pendenze moderatamente acclivi, mediamente tra i 10 e i 15° (solo a luoghi superano i 15°), 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. Tale valutazione è congruente con gli strumenti normativi adottati a scala di bacino (AdB della Basilicata). Pertanto l�installazione dell�impianto eolico potrà avvenire senza particolari prescrizioni salvo quelle di rito. Le buone condizioni di stabilità sono state confermate dalle verifiche di stabilità, che hanno fornito valori del coefficiente di sicurezza Fs più che rassicuranti, infatti quest�ultimo, per le curve più significative e cautelative per la morfologia e geometria dei luoghi, è sempre maggiore di 1.10, nonostante si sia considerato nel calcolo la falda a piano campagna; la Sismicità di normativa; la categoria di suolo




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�B� con coefficiente topografico pari a T=1.00; valori dei parametri geotecnici cautelativi avendo optato anche per l�ulteriore riduzione degli stessi in fase di calcolo e si sia considerato il sovraccarico indotto dall�edificio. Cautelativamente solo per le verifiche di stabilità è stata utilizzata la classe d�uso IV con CU=2. sulla base delle indagini geofisiche eseguite, è possibile attribuire al sito d�interesse progettuale, la seguente tipologia di suolo: �B� -

Il piano di posa del corpo fondale deve essere stabilito ad una profondità non inferiore a 3.00 metri rispetto all�attuale p.c., in modo tale da asportare con lo scavo di sbancamento gli strati più alterati e rimaneggiati. Probabilmente, durante i lavori di splateamento in alcuni punti dello scavo, potranno affiorare ancora livelli molto alterati, ciò comporterà la loro asportazione (bonifica) sostituendoli allo stesso modo con materiale arido di cava o con calcestruzzo magro.

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

N = 40.669306°E = 15.802958° Quota: 900 m

Fluido di circolazione :Acqua con polimeri

Geologo di campo: Dr. Antonio De Carlo

Coordinate (WGS84):

Perforazione: rotazione a carotaggio continuo

Ø perforazione:101 mm Diametro tubo piezometro:

20 40 60 80

0.00 m

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

0 100

Ø rivestimento:127 mmCampionidi terreno

(m da p.c.)

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

Spessore (m)

Simbololitologico

Resistenzaalla punta(kg/cm²)

Descrizione della litologiaProfondità(m da p.c.)

Pag. 1/1

STRATIGRAFIA LITOTECNICA:

0.00 m

1.00 m

2.00 m

3.00 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

4.00 m

C1 ind.(9.00-9.40 m)

Schema piezometro

Committente: HGROUP

Ditta esecutrice: Trivel Sondaggi s.r.l. (NA)

Località: Piani del Mattino nel Comune di Potenza (PZ)

Profondità di perforazione: 15.00 metri dal p.c. Tipo di sonda:CMV K 401

Cantiere: Impianto eolico

Data di esecuzione: 05 Marzo 2014

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

Conglomerati eterometrici e poligenici (di naturaprevalentemente arenacea e calcarea) con matricecostituita da sabbie limose e limi sabbiosi debolmenteargillosi di tonalità giallastro-marroncina per alterazione. Iciottoli hanno dimensioni comprese dal centimetro fino adoltre il decimetro. A luoghi si rilevano intercalazioni di livelliprevalentemente limosi e sabbiosi dello spessore diqualche decimetro e di microconglomerati in matricesabbiosa-limosa. Marcata è la eterogeneità granulometricada livello a livello. Questi materiali si presentano benaddensati, discretamente compatti, mostrando unacompressibilità e plasticità medio-bassa . Alto è il grado didisturbo indotto dalle fasi di perforazione, da cui deriva unadisgregazione di tipo meccanico.

14.00 m

1.00 mMateriale caotico humificato, saturo, rimaneggiato, plastico,per niente consistente, compressibile costituito da argilla elimo con rari ciottoli arenacei e calcarei e molti resticarboniosi. La colorazione è brunastra.

1

RELAZIONE DI CALCOLO

NORMATIVE DI RIFERIMENTO

D.M. LL.PP. del 11/03/1988 Norme tecniche riguardanti le indagini sui terreni e sulle rocce, la stabilità dei pendii naturali e delle scarpate, i criteri generali e le prescrizioni per la progettazione, l'esecuzione e il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione.

D.M. LL.PP. del 14/02/1992 Norme tecniche per l'esecuzione delle opere in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche.

D.M. 9 Gennaio 1996 Norme Tecniche per il calcolo, l'esecuzione ed il collaudo delle strutture in cemento armato normale e precompresso e per le strutture metalliche

D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche relative ai criteri generali per la verifica di sicurezza delle costruzioni e dei carichi e sovraccarichi

D.M. 16 Gennaio 1996 Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche

Circolare Ministero LL.PP. 15 Ottobre 1996 N. 252 AA.GG./S.T.C. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche di cui al D.M. 9 Gennaio 1996

Circolare Ministero LL.PP. 10 Aprile 1997 N. 65/AA.GG. Istruzioni per l'applicazione delle Norme Tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al D.M. 16 Gennaio 1996.

Ordinanza P.C.M. n. 3274del 20.3.2003 Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica.

N.T.C. 2008 -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.

2

Definizione

da interventi artificiali rilevanti instabilità che interessa versanti naturali e coinvolgono volumi considerevoli di terreno. Introduzione all'analisi di stabilità La risoluzione di un problema di stabilità richiede la presa in conto delle equazioni di campo e dei legami costitutivi. Le prime sono di equilibrio, le seconde descrivono il comportamento del terreno. Tali equazioni risultano particolarmente complesse in quanto i terreni sono dei sistemi multifase, che possono essere ricondotti a sistemi monofase solo in condizioni di terreno secco, o di analisi in condizioni drenate. Nella maggior parte dei casi ci si trova a dover trattare un materiale che se saturo è per lo meno bifase, ciò rende la trattazione delle equazioni di equilibrio notevolmente complicata. Inoltre è praticamente impossibile definire una legge costitutiva di validità generale, in quanto i terreni presentano un comportamento non-lineare già a piccole deformazioni, sono anisotropi ed inoltre il loro comportamento dipende non solo dallo sforzo deviatorico ma anche da quello normale. A causa delle suddette difficoltà vengono introdotte delle ipotesi semplificative: (a) Si usano leggi costitutive semplificate: modello rigido perfettamente plastico. Si assume che la resistenza del materiale sia espressa unicamente dai parametri coesione ( c ) e angolo di resistenza al taglio ( ), costanti per il terreno e caratteristici dello stato plastico; quindi si suppone valido il criterio di rottura di Mohr-Coulomb. (b) In alcuni casi vengono soddisfatte solo in parte le equazioni di equilibrio. Metodo equilibrio limite (LEM) Il metodo dell'equilibrio limite consiste nello studiare l'equilibrio di un corpo rigido, costituito dal pendio e da una superficie di scorrimento di forma qualsiasi (linea retta, arco di cerchio, spirale logaritmica); da tale equilibrio vengono calcolate le tensioni da taglio ( ) e confrontate con la resistenza disponibile ( f), valutata secondo il criterio di rottura di Coulomb, da tale confronto ne scaturisce la prima indicazione sulla stabilità attraverso il coefficiente di sicurezza F = f / . Tra i metodi dell'equilibrio limite alcuni considerano l'equilibrio globale del corpo rigido (Culman), altri a causa della non omogeneità dividono il corpo in conci considerando l'equilibrio di ciascuno (Fellenius, Bishop, Janbu ecc.). Di seguito vengono discussi i metodi dell'equilibrio limite dei conci. Metodo dei conci La massa interessata dallo scivolamento viene suddivisa in un numero conveniente di conci. Se il numero dei conci è pari a n, il problema presenta le seguenti incognite: n valori delle forze normali Ni agenti sulla base di ciascun concio; n valori delle forze di taglio alla base del concio Ti (n-1) forze normali Ei agenti sull'interfaccia dei conci; (n-1) forze tangenziali Xi agenti sull'interfaccia dei conci; n valori della coordinata a che individua il punto di applicazione delle Ei; (n-1) valori della coordinata che individua il punto di applicazione delle Xi;

3

una incognita costituita dal fattore di sicurezza F. Complessivamente le incognite sono (6n-2). mentre le equazioni a disposizione sono: Equazioni di equilibrio dei momenti n Equazioni di equilibrio alla traslazione verticale n Equazioni di equilibrio alla traslazione orizzontale n Equazioni relative al criterio di rottura n Totale numero di equazioni 4n Il problema è staticamente indeterminato ed il grado di indeterminazione è pari a

i = (6n-2)-(4n) = 2n-2.

Il grado di indeterminazione si riduce ulteriormente a (n-2) in quando si fa l'assunzione che Ni sia applicato nel punto medio della striscia, ciò equivale ad ipotizzare che le tensioni normali totali siano uniformemente distribuite. I diversi metodi che si basano sulla teoria dell'equilibrio limite si differenziano per il modo in cui vengono eliminate le (n-2) indeterminazioni. Metodo di FELLENIUS (1927) Con questo metodo (valido solo per superfici di scorrimento di forma circolare) vengono trascurate le forze di interstriscia pertanto le incognite si riducono a: n valori delle forze normali Ni; n valori delle forze da taglio Ti; 1 fattore di sicurezza. Incognite (2n+1) Le equazioni a disposizione sono: n equazioni di equilibrio alla traslazione verticale; n equazioni relative al criterio di rottura; 1 equazione di equilibrio dei momenti globale.

i

ii

sinWtan )lu- cos(W +lc =F

i

iiiii

Questa equazione è semplice da risolvere ma si è trovato che fornisce risultati conservativi (fattori di sicurezza bassi) soprattutto per superfici profonde. Metodo di BISHOP (1955) Con tale metodo non viene trascurato nessun contributo di forze agenti sui blocchi e fu il primo a descrivere i problemi legati ai metodi convenzionali. Le equazioni usate per risolvere il problema sono:

Fv = 0, M0 = 0, Criterio di rottura.

4

i

ii

ii

sinWF/tantan1

sectan )X+bu- (W +bc =F

i

iiiiii

I valori di F e di X per ogni elemento che soddisfano questa equazione danno una soluzione rigorosa al problema. Come prima approssimazione conviene porre X= 0 ed iterare per il calcolo del fattore di sicurezza, tale procedimento è noto come metodo di Bishop ordinario, gli errori commessi rispetto al metodo completo sono di circa 1 %. Metodo di JANBU (1967) Janbu estese il metodo di Bishop a superfici si scorrimento di forma qualsiasi. Quando vengono trattate superfici di scorrimento di forma qualsiasi il braccio delle forze cambia (nel caso delle superfici circolari resta costante e pari al raggio) a tal motivo risulta più conveni

i

ii

ii

tanWF/tantan1

sectan )X+bu- (W +bc =F

i

2

iiiii

Assumendo Xi= 0 si ottiene il metodo ordinario. Janbu propose inoltre un metodo per la correzione del fattore di sicurezza ottenuto con il metodo ordinario secondo la seguente: Fcorretto = fo F dove fo è riportato in grafici funzione di geometria e parametri geotecnici. Tale correzione è molto attendibile per pendii poco inclinati. Metodo di BELL (1968) Le forze agenti sul corpo che scivola includono il peso effettivo del terreno, W, le forze sismiche pseudostatiche orizzontali e verticali KxW e KzW, le forze orizzontali e verticali X e Z applicate esternamente al profilo del pendio, infine, la risultante degli sforzi totali normali e di taglio e

agenti sulla superficie potenziale di scivolamento. Lo sforzo totale normale può includere un eccesso di pressione dei pori u che deve essere

In pratica questo metodo può essere considerattrito per sezioni omogenee precedentemente descritto da Taylor. In accordo con la legge della resistenza di Mohr-Coulomb in termini di tensione efficace, la

-esimo concio è data da:

FLuNLcT iiciiii

itan

in cui F = il fattore di sicurezza; ci -esimo concio;

i -esimo concio;

5

Li -esimo concio; uci -esimo concio.

a somma delle forze orizzontali, la somma delle forze

Viene adottata la seguente assunzione sulla variazione della tensione normale agente sulla potenziale superficie di scorrimento:

cicicii

iizci zyxfC

LWKC ,,cos1 21

Wi cos i / Li = valore dello sforzo normale totale associato con il metodo ordinario dei conci.

0

2sinxxxxf

n

cin

Dove x0 ed xn ficie di scorrimento, mentre xci base del concio i-esimo.

Una parte sensibile di riduzione del peso associata con una accelerazione verticale del terreno Kz g può essere trasmessa direttamente alla base e ciò è incluso nel fattore (1 - Kz).

Lo sforzo normale totale alla base di un concio è dato da: icii LN

La soluzione delle equazioni di equilibrio si ricava risolvendo un sistema lineare di tre equazioni ottenute moltiplicando le equazioni di equilibrio per il fattore di sicurezza F, sostituendo

C3. Si assume una relazione di linearità tra detto coefficiente, determinabile tramite la regola di Cramer, ed il fattore di sicurezza F. Il corretto valore di F può essere ottenuto dalla formula di interpolazione lineare:

1212

21)2(33

3 FFCC

CFF

dove i numeri in parentesi (1) e (2) indicano i valori iniziale e successivo dei parametri F e C3. Qualsiasi coppia di vragionevole può essere usata per iniziare una soluzione iterativa. Il numero necessario di iterazioni dipende sia dalla stima iniziale sia dalla desiderata precisione della soluzione; normalmente, il processo converge rapidamente. Metodo di SARMA (1973) Il metodo di Sarma

terreno, delimitato dalla superficie di scivolamento e dal profilo topografico, raggiunga lo stato

6

di equilibrio limite (accelerazione critica Kcfattore di sicurezza ottenuto come per gli altri metodi più comuni della geotecnica.

n strisce verticali di spessore sufficinormale Ni agisce nel punto medio della base della striscia. Le equazioni da prendere in considerazione sono:

L'equazione di equilibrio alla traslazione orizzontale del singolo concio; L'equazione di equilibrio alla traslazione verticale del singolo concio; L'equazione di equilibrio dei momenti.

Condizioni di equilibrio alla traslazione orizzontale e verticale:

Ni cos i + Ti sin i = Wi - Xi Ti cos i - Ni sin i = KWi + i

Ei = 0 Xì = 0

dove Eì e Xi rappresentano, rispettivamente, le forze orizzontale e verticale sulla faccia i-esima del concio generico i.

trasformazioni trigonometriche ed algebriche, nel metodo di Sarma la soluzione del problema passa attraverso la risoluzione di due equazioni:

iiiiii WKEtgX '*

GmiiGmiiGiiGmii yyxxWxxtgyyX '''**

impone di trovare un valore di K (accelerazione sismica) corrispondente ad un determinato K corrispondente al

accelerazione critica. Si ha pertanto: K = Kc accelerazione critica se F = 1 F = Fs fattore di sicurezza in condizioni statiche se K = 0 La seconda parte del problema del Metodo di Sarma è quella di trovare una distribuzione di forze interne Xi ed Ei ammasso, senza violazione del criterio di rottura.

7

seguente distribuzione per le forze Xi:

iiii QQQX 1 dove Qi è una funzione nota, in cui vengono presi in considerazione i parametri geotecnici medi sulla i-esima faccia del concio i, e La soluzione completa del problema si ottiene pertanto, dopo alcune iterazioni, con i valori di Kc, e F, che permettono di ottenere anche la distribuzione delle forze di interstriscia. Metodo di SPENCER Il metodo è basato sul

. tutti i momenti sono nulli Mi Sostanzialmente il metodo soddisfa tutte le equazioni della statica ed equivale al metodo di Morgenstern e Price quando la funzione f(x) = 1.

scivolamento si ha:

0cosRQi dove:

s

s

sw

si

FtgtgF

WsenF

tghlWFc

Q)cos(

seccos

0cosiQ 0senQi

nche scrivere:

0iQ Il metodo propone di calcolare due coefficienti di sicurezza: il primo (Fsm) ottenibile dalla 1),

sfpratica si procede risconsiderando come valore unico del coefficiente di sicurezza quello per cui si abbia Fsm = Fsf.

8

Metodo di MORGENSTERN e PRICE Si stabilisce una relazione tra le componenti delle forze

scelta arbitrariapoco il risultato, ma va verificato che i valori ricavati per le incognite siano fisicamente accettabili. La particolarità del metodo è che la massa viene suddivisa in strisce infinitesime alle quali vengono imposte le equazioni di equilibrio alla traslazione orizzontale e verticale e di rottura sulla base delle strisce stesse. Si perviene ad una prima equazione differenziale che lega le forze

iciente di sicurezza Fs, il peso della striscia infinitesima dW e la risultante delle pressioni neutra alla base dU.

dxdU

dxdEtg

dxdX

dxdWtg

Fc

s

sec'sec' 2

dxdW

dxdXtg

dxdE

di equilibrio alla rotazione rispetto alla mezzeria della base:

dxdE

dxEd

X

queste due equazioni vengono estese per integrazione a tutta la massa interessata dallo scivolamento. Il metodo di calcolo soddisfa tutte le equazioni di equilibrio ed è applicabile a superfici di

Nelle verifiche agli Stati Limite Ultimi la stabilità dei pendii nei confrviene eseguita con il metodo pseudo-possono sviluppare pressioni interstiziali elevate viene considerato un aumento in percento delle pressioni neutre che tiene conto di questo fattore di perdita di resistenza.

considerate le seguenti forze statiche equivalenti:

9

WKFWKF

vV

oH

Essendo: FH e FV rispettivamente la compbaricentro del concio; W: peso concio Ko: Coefficiente sismico orizzontale Kv: Coefficiente sismico verticale.

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

Ko max/g)

Kv=±0,5×Ko

Con

amax accelerazione orizzontale massima attesa al sito; g accelerazione di gravità. Tutti i fattori presenti nelle precedsito di riferimento rigido e dalle caratteristiche geomorfologiche del territorio.

amax = SS ST ag

SS 0 (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

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

10

(in linea con quanto previsto al punto 2.4.3 delle NTC). In ogni caso VR dovrà essere maggiore o uguale a 35 anni. Ricerca della superficie di scorrimento critica In presenza di mezzi omogenei non si hanno a disposizione metodi per individuare la superficie di scorrimento critica ed occorre esaminarne un numero elevato di potenziali superfici. Nel caso vengano ipotizzate superfici di forma circolare, la ricerca diventa più semplice, in quanto dopo aver posizionato una maglia dei centri costituita da m righe e n colonne saranno esaminate tutte le superfici aventi per centro il generico nodo della maglia m n e raggio variabile in un determinato range di valori tale da esaminare superfici cinematicamente ammissibili.

11

Analisi di stabilità dei pendii con BISHOP ======================================================================== Lat./Long. 40,669306/15,802957 Normativa NTC 2008 Numero di strati 1,0 Numero dei conci 30,0 Grado di sicurezza ritenuto accettabile 1,1 Coefficiente parziale resistenza 1,1 Analisi Condizione drenata Superficie di forma circolare ======================================================================== Maglia dei Centri ======================================================================== Ascissa vertice sinistro inferiore xi 14,67 m Ordinata vertice sinistro inferiore yi 934,26 m

12

Ascissa vertice destro superiore xs 74,02 m Ordinata vertice destro superiore ys 956,44 m Passo di ricerca 10,0 Numero di celle lungo x 10,0 Numero di celle lungo y 10,0 ======================================================================== 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 0,52 2,34 0,29 S.L.D. 50,0 0,68 2,36 0,32 S.L.V. 475,0 1,89 2,44 0,38 S.L.C. 975,0 2,46 2,43 0,41


S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0,624 0,2 0,0127 0,0064 S.L.D. 0,816 0,2 0,0166 0,0083 S.L.V. 2,268 0,24 0,0555 0,0278 S.L.C. 2,8441 0,28 0,0812 0,0406

Coefficiente azione sismica orizzontale 0,0555 Coefficiente azione sismica verticale 0,0278 Vertici profilo N X

m y m

1 0,0 888,0 2 6,66 890,0 3 14,72 892,0 4 21,55 894,0 5 28,13 896,0 6 34,8 898,0 7 43,44 900,0 8 55,07 902,0 9 66,28 904,0

10 70,33 904,27 11 71,4 901,13

13

12 79,9 901,13 13 83,02 905,13 14 95,95 906,0

Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno ======================================================================== Tangente angolo di resistenza al taglio 1,25 Coesione efficace 1,25 Coesione non drenata 1,4 Riduzione parametri geotecnici terreno Si ======================================================================== Stratigrafia

k: coesione; cu: coesione non drenata; k : Angolo di attrito; vk: Peso Specifico; sat k: Peso Specifico Saturo

Strato k (kg/cm²)

k (°)

vk (Kg/m³)

sat k (Kg/m³)

Litologia

1 0.10 32 2000 2100 Substrato

Carichi distribuiti

N° xi m

yi m

xf m

yf m

Carico esterno (kg/cm²)

1 71,45 901,00 79,95 901,00 1,5 Risultati analisi pendio [NTC 2008: [A2+M2+R2]] ======================================================================== Fs minimo individuato 1,11 Ascissa centro superficie 14,67 m Ordinata centro superficie 949,78 m Raggio superficie 60,95 m ======================================================================== B: Larghezza del concio; Alfa: Angolo di inclinazione della base del concio; Li: Lunghezza della base del concio; Wi: Peso del concio ; Ui: Forze derivanti dalle pressioni neutre; Ni: forze agenti normalmente alla direzione di scivolamento; Ti: forze agenti parallelamente alla superficie di scivolamento; Fi: Angolo di attrito; c: coesione. Analisi dei conci. Superficie...xc = 14,667 yc = 949,786 Rc = 60,954 Fs=1,1176 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm²) (°) (Kg) (Kg) (Kg) ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 1,44 -8,2 1,45 980,83 54,44 27,27 0,08 26,6 324,6 697,3 1229,7 2 1,66 -6,8 1,68 3326,57 184,62 92,48 0,08 26,6 951,4 1979,2 1895,9 3 1,55 -5,2 1,56 4953,52 274,92 137,71 0,08 26,6 1519,8 2802,8 2153,9 4 1,55 -3,8 1,56 6607,96 366,74 183,7 0,08 26,6 2027,5 3632,9 2489,4 5 1,55 -2,3 1,55 8133,08 451,39 226,1 0,08 26,6 2495,4 4377,3 2790,7 6 1,73 -0,8 1,73 10725,78 595,28 298,18 0,08 26,6 2947,5 5664,4 3431,1 7 1,37 0,7 1,37 9686,57 537,6 269,29 0,08 26,6 3364,2 5039,1 2941,4 8 1,55 2,1 1,55 12243,19 679,5 340,36 0,08 26,6 3756,5 6288,8 3567,9 9 1,55 3,5 1,55 13475,3 747,88 374,61 0,08 26,6 4134,6 6838,3 3792,6 10 1,55 5,0 1,56 14578,32 809,1 405,28 0,08 26,6 4473,1 7316,3 3988,9 11 0,81 6,1 0,82 8014,34 444,8 222,8 0,08 26,6 4703,9 3991,9 2154,2 12 2,29 7,6 2,31 23999,26 1331,96 667,18 0,08 26,6 4984,8 11841,6 6320,3 13 1,55 9,4 1,57 17215,41 955,46 478,59 0,08 26,6 5282,2 8404,4 4441,3 14 1,55 10,9 1,58 17848,2 990,58 496,18 0,08 26,6 5476,4 8647,0 4544,6 15 1,18 12,2 1,21 13954,14 774,45 387,93 0,08 26,6 5612,8 6717,2 3519,7

14

16 1,92 13,7 1,98 23079,54 1280,91 641,61 0,08 26,6 5723,9 11036,5 5773,8 17 1,55 15,4 1,61 18884,98 1048,12 525,0 0,08 26,6 5794,5 8968,2 4694,3 18 1,55 16,9 1,62 18938,44 1051,08 526,49 0,08 26,6 5810,9 8942,4 4691,8 19 1,64 18,5 1,73 19967,65 1108,21 555,1 0,08 26,6 5780,6 9376,4 4941,4 20 1,46 20,0 1,55 17325,06 961,54 481,64 0,08 26,6 5654,4 8091,7 4300,9 21 1,55 21,5 1,67 9272,87 514,64 257,79 0,08 26,6 5431,8 8221,1 4428,7 22 1,55 23,1 1,69 16797,5 932,26 466,97 0,08 26,6 5154,0 7752,5 4250,5 23 1,55 24,7 1,71 15726,31 872,81 437,19 0,08 26,6 4825,3 7207,7 4042,6 24 1,55 26,3 1,73 7586,55 421,05 210,91 0,08 26,6 4444,0 6582,6 3803,5 25 0,97 27,7 1,1 8348,14 463,32 232,08 0,08 26,6 4093,7 3761,5 2243,0 26 2,13 29,3 2,45 15889,11 881,85 441,72 0,08 26,6 3547,5 7043,1 4455,9 27 1,55 31,3 1,82 9083,31 504,12 252,52 0,08 26,6 2787,0 3888,0 2763,3 28 1,55 33,0 1,85 6770,28 375,75 188,21 0,08 26,6 2077,3 2726,0 2313,2 29 1,55 34,8 1,89 2220,12 123,22 61,72 0,08 26,6 1300,5 1441,3 1816,2 30 1,55 36,6 1,93 771,99 42,85 21,46 0,08 26,6 452,3 21,1 1266,5

15


16


S.L. Stato limite

TR Tempo ritorno

[anni]

ag [m/s²]

F0 [-]

TC* [sec]

S.L.O. 30,0 0,52 2,34 0,29 S.L.D. 50,0 0,68 2,36 0,32 S.L.V. 475,0 1,89 2,44 0,38 S.L.C. 975,0 2,46 2,43 0,41


S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0,624 0,2 0,0127 0,0064 S.L.D. 0,816 0,2 0,0166 0,0083 S.L.V. 2,268 0,24 0,0555 0,0278 S.L.C. 2,8441 0,28 0,0812 0,0406


m y m

1 0,0 888,0 2 6,66 890,0 3 14,72 892,0 4 21,55 894,0 5 28,13 896,0 6 34,8 898,0 7 43,44 900,0 8 55,07 902,0 9 66,28 904,0

10 70,33 904,27 11 71,4 901,13

17

12 79,9 901,13 13 83,02 905,13 14 95,95 906,0



Strato k (kg/cm²)

k (°)

vk (Kg/m³)

sat k (Kg/m³)

Litologia

1 0.10 32 2000 2100 Substrato

Carichi distribuiti

N° xi m

yi m

xf m

yf m


1 71,45 901,00 79,95 901,00 1,5 Risultati analisi pendio [NTC 2008: [A2+M2+R2]] ======================================================================== Fs minimo individuato 1,45 Ascissa centro superficie 35,44 m Ordinata centro superficie 950,89 m Raggio superficie 62,00 m ======================================================================== B: Larghezza del concio; Alfa: Angolo di inclinazione della base del concio; Li: Lunghezza della base del concio; Wi: Peso del concio ; Ui: Forze derivanti dalle pressioni neutre; Ni: forze agenti normalmente alla direzione di scivolamento; Ti: forze agenti parallelamente alla superficie di scivolamento; Fi: Angolo di attrito; c: coesione. Analisi dei conci. Superficie...xc = 35,442 yc = 950,895 Rc = 62,005 Fs=1,4579 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm²) (°) (Kg) (Kg) (Kg) ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 1,9 -17,9 2,0 2369,81 131,52 65,88 0,08 26,6 593,9 1809,4 1560,2 2 1,9 -16,1 1,98 6902,93 383,11 191,9 0,08 26,6 1730,0 4445,8 2372,2 3 2,32 -14,0 2,4 14228,56 789,68 395,55 0,08 26,6 2915,8 8657,2 3893,5 4 1,48 -12,3 1,51 12164,72 675,14 338,18 0,08 26,6 3923,7 7170,1 2988,7 5 1,9 -10,6 1,93 19066,88 1058,21 530,06 0,08 26,6 4778,6 10986,9 4389,2 6 1,9 -8,9 1,92 22675,55 1258,49 630,38 0,08 26,6 5683,0 12794,9 4947,7 7 1,3 -7,4 1,31 17522,31 972,49 487,12 0,08 26,6 6398,6 9732,4 3689,7 8 2,5 -5,6 2,51 37672,32 2090,81 1047,29 0,08 26,6 7187,2 20580,9 7666,6 9 1,9 -3,6 1,9 32011,36 1776,63 889,92 0,08 26,6 8022,8 17194,8 6309,6 10 2,27 -1,6 2,27 41732,17 2316,14 1160,15 0,08 26,6 8743,5 22098,3 8022,7 11 1,53 0,1 1,53 29782,5 1652,93 827,95 0,08 26,6 9286,4 15589,2 5621,3 12 1,9 1,7 1,9 38527,56 2138,28 1071,07 0,08 26,6 9655,9 19976,8 7175,4 13 1,9 3,5 1,9 39941,75 2216,77 1110,38 0,08 26,6 10010,4 20515,1 7344,5 14 1,9 5,2 1,91 21540,05 1195,47 598,81 0,08 26,6 10306,2 20947,7 7481,5 15 1,41 6,8 1,42 31153,56 1729,02 866,07 0,08 26,6 10515,8 15765,6 5623,1

18

16 2,39 8,5 2,42 27937,11 1550,51 776,65 0,08 26,6 10629,7 26815,2 9564,0 17 1,9 10,5 1,93 22234,13 1233,99 618,11 0,08 26,6 10638,3 21206,8 7574,6 18 1,9 12,3 1,94 22113,96 1227,33 614,77 0,08 26,6 10580,8 20993,5 7514,3 19 1,9 14,1 1,96 41738,78 2316,5 1160,34 0,08 26,6 10460,8 20676,3 7422,6 20 1,9 15,9 1,98 41005,26 2275,79 1139,95 0,08 26,6 10276,9 20253,2 7299,0 21 1,64 17,7 1,72 34637,8 1922,4 962,93 0,08 26,6 10046,6 17072,8 6181,5 22 2,16 19,5 2,29 23126,77 1283,54 642,92 0,08 26,6 9741,4 21730,7 7916,1 23 1,9 21,5 2,04 37283,84 2069,25 1036,49 0,08 26,6 9344,2 18337,4 6735,0 24 1,9 23,4 2,07 35501,91 1970,36 986,95 0,08 26,6 8897,6 17460,8 6475,8 25 1,9 25,3 2,1 33419,23 1854,77 929,05 0,08 26,6 8375,7 16444,7 6174,8 26 1,9 27,3 2,14 16249,31 901,84 451,73 0,08 26,6 7774,8 15277,6 5829,0 27 1,45 29,1 1,66 21857,79 1213,11 607,65 0,08 26,6 7176,3 10772,5 4185,8 28 2,35 31,1 2,74 31009,98 1721,05 862,08 0,08 26,6 6284,7 15272,1 6129,4 29 1,7 33,3 2,04 18391,15 1020,71 511,27 0,08 26,6 5145,9 9013,3 3825,4 30 2,1 35,4 2,58 15121,42 839,24 420,38 0,08 26,6 825,0 14441,4 5786,2

19


20


S.L. Stato limite

TR Tempo ritorno

[anni]

ag [m/s²]

F0 [-]

TC* [sec]

S.L.O. 30,0 0,52 2,34 0,29 S.L.D. 50,0 0,68 2,36 0,32 S.L.V. 475,0 1,89 2,44 0,38 S.L.C. 975,0 2,46 2,43 0,41


S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0,624 0,2 0,0127 0,0064 S.L.D. 0,816 0,2 0,0166 0,0083 S.L.V. 2,268 0,24 0,0555 0,0278 S.L.C. 2,8441 0,28 0,0812 0,0406


m y m

1 0,0 888,0 2 6,66 890,0 3 14,72 892,0 4 21,55 894,0 5 28,13 896,0 6 34,8 898,0 7 43,44 900,0 8 55,07 902,0 9 66,28 904,0

10 70,33 904,27 11 71,4 901,13

21

12 79,9 901,13 13 83,02 905,13 14 95,95 906,0



Strato k (kg/cm²)

k (°)

vk (Kg/m³)

sat k (Kg/m³)

Litologia

1 0.10 32 2000 2100 Substrato

Carichi distribuiti

N° xi m

yi m

xf m

yf m


1 71,45 901,00 79,95 901,00 1,5 Risultati analisi pendio [NTC 2008: [A2+M2+R2]] ======================================================================== Fs minimo individuato 1,70 Ascissa centro superficie 47,31 m Ordinata centro superficie 953,11 m Raggio superficie 61,54 m ======================================================================== B: Larghezza del concio; Alfa: Angolo di inclinazione della base del concio; Li: Lunghezza della base del concio; Wi: Peso del concio ; Ui: Forze derivanti dalle pressioni neutre; Ni: forze agenti normalmente alla direzione di scivolamento; Ti: forze agenti parallelamente alla superficie di scivolamento; Fi: Angolo di attrito; c: coesione. Analisi dei conci. Superficie...xc = 47,313 yc = 953,112 Rc = 61,548 Fs=1,7076 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm²) (°) (Kg) (Kg) (Kg) ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 2,1 -19,2 2,23 3076,02 170,72 85,51 0,08 26,6 696,1 2243,8 1546,1 2 1,9 -17,2 1,99 7825,42 434,31 217,55 0,08 26,6 1959,8 4964,1 2169,0 3 2,0 -15,3 2,08 13102,78 727,2 364,26 0,08 26,6 3115,3 7938,6 2997,3 4 2,76 -13,0 2,84 25735,82 1428,34 715,46 0,08 26,6 4432,9 15046,2 5213,1 5 1,24 -11,1 1,26 14126,59 784,03 392,72 0,08 26,6 5420,2 8070,3 2686,6 6 2,0 -9,6 2,03 25624,89 1422,18 712,37 0,08 26,6 6092,5 14408,5 4699,8 7 2,0 -7,7 2,02 15116,18 838,95 420,23 0,08 26,6 6861,3 15946,8 5104,9 8 2,0 -5,8 2,01 31809,82 1765,45 884,31 0,08 26,6 7563,0 17307,6 5463,7 9 1,39 -4,3 1,39 12378,68 687,02 344,13 0,08 26,6 8105,4 12708,8 3975,3 10 2,62 -2,4 2,62 24780,51 1375,32 688,9 0,08 26,6 8607,4 25128,0 7803,2 11 2,0 -0,2 2,0 19954,46 1107,47 554,73 0,08 26,6 9057,4 19979,6 6170,4 12 2,0 1,6 2,0 39441,14 2188,98 1096,46 0,08 26,6 9377,4 20488,7 6306,2 13 2,0 3,5 2,01 21220,88 1177,76 589,94 0,08 26,6 9632,3 20868,4 6408,5 14 2,0 5,4 2,01 41308,39 2292,62 1148,37 0,08 26,6 9821,4 21124,2 6478,7 15 1,0 6,8 1,01 10939,48 607,14 304,12 0,08 26,6 9920,1 10629,2 3258,8

22

16 3,0 8,7 3,04 33044,18 1833,95 918,63 0,08 26,6 10002,9 31934,1 9792,7 17 2,0 11,0 2,04 42124,98 2337,94 1171,08 0,08 26,6 10015,6 21211,9 6514,3 18 2,0 12,9 2,05 41841,83 2322,22 1163,2 0,08 26,6 9948,2 21002,9 6464,9 19 2,0 14,9 2,07 41262,52 2290,07 1147,1 0,08 26,6 9810,5 20668,1 6383,1 20 2,2 16,9 2,3 23173,24 1286,12 644,22 0,08 26,6 9588,6 22132,5 6868,2 21 1,81 18,8 1,91 18303,44 1015,84 508,84 0,08 26,6 9200,3 17475,0 5464,6 22 2,24 20,9 2,4 21232,2 1178,39 590,26 0,08 26,6 8605,9 20275,5 6418,3 23 1,76 22,8 1,91 29274,37 1624,73 813,83 0,08 26,6 5291,4 19154,1 5912,4 24 2,0 24,8 2,21 46472,44 2579,22 1291,93 0,08 26,6 3906,4 37522,6 10925,6 25 2,0 26,8 2,24 42400,14 2353,21 1178,72 0,08 26,6 2938,1 35641,4 10441,6 26 2,0 29,0 2,29 37941,32 2105,74 1054,77 0,08 26,6 1878,0 33579,9 9911,8 27 2,0 31,1 2,34 30716,24 1704,75 853,91 0,08 26,6 720,5 28939,9 8698,2 28 2,91 33,8 3,5 7865,5 436,54 218,66 0,08 26,6 1288,0 3361,0 2385,4 29 1,1 36,1 1,36 4131,64 229,31 114,86 0,08 26,6 1792,5 1889,8 1081,4 30 2,0 37,9 2,54 3067,19 170,23 85,27 0,08 26,6 729,2 989,2 1344,5

23

Analisi di stabilità dei pendii con JANBU ======================================================================== Lat./Long. 40,669306/15,802957 Normativa NTC 2008 Numero di strati 1,0 Numero dei conci 30,0 Grado di sicurezza ritenuto accettabile 1,1 Coefficiente parziale resistenza 1,1 Analisi Condizione drenata Superficie di forma generica ======================================================================== 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]

24

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 0,52 2,34 0,29 S.L.D. 50,0 0,68 2,36 0,32 S.L.V. 475,0 1,89 2,44 0,38 S.L.C. 975,0 2,46 2,43 0,41


S.L. Stato limite

amax [m/s²]

beta [-]

kh [-]

kv [sec]

S.L.O. 0,624 0,2 0,0127 0,0064 S.L.D. 0,816 0,2 0,0166 0,0083 S.L.V. 2,268 0,24 0,0555 0,0278 S.L.C. 2,8441 0,28 0,0812 0,0406


m y m

1 0,0 888,0 2 6,66 890,0 3 14,72 892,0 4 21,55 894,0 5 28,13 896,0 6 34,8 898,0 7 43,44 900,0 8 55,07 902,0 9 66,28 904,0

10 70,33 904,27 11 71,4 901,13 12 79,9 901,13 13 83,02 905,13 14 95,95 906,0

Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno ======================================================================== Tangente angolo di resistenza al taglio 1,25 Coesione efficace 1,25 Coesione non drenata 1,4 Riduzione parametri geotecnici terreno Si ========================================================================

25

Stratigrafia k: coesione; cu: coesione non drenata; k : Angolo di attrito; vk: Peso Specifico; sat k: Peso Specifico Saturo

Strato k (kg/cm²)

k (°)

vk (Kg/m³)

sat k (Kg/m³)

Litologia

1 0.10 32 2000 2100 Substrato

Carichi distribuiti

N° xi m

yi m

xf m

yf m


1 71,45 901,00 79,95 901,00 1,5 Risultati analisi pendio [NTC 2008: [A2+M2+R2]] ======================================================================== Fs minimo individuato 1,90 ======================================================================== B: Larghezza del concio; Alfa: Angolo di inclinazione della base del concio; Li: Lunghezza della base del concio; Wi: Peso del concio ; Ui: Forze derivanti dalle pressioni neutre; Ni: forze agenti normalmente alla direzione di scivolamento; Ti: forze agenti parallelamente alla superficie di scivolamento; Fi: Angolo di attrito; c: coesione. Superficie Nr...1 Fattore di sicurezza=1,90 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm²) (°) (Kg) (Kg) (Kg) ----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 2,9 -0,7 2,9 2302,85 127,81 64,02 0,08 26,6 378,5 1228,5 1682,0 2 2,9 -0,7 2,9 6907,87 383,39 192,04 0,08 26,6 1135,7 3649,7 2376,5 3 2,9 1,3 2,9 11258,19 624,83 312,98 0,08 26,6 1850,9 5828,9 3002,4 4 2,9 2,2 2,9 15862,81 880,39 440,99 0,08 26,6 2607,9 8172,2 3677,1 5 2,9 2,2 2,9 20328,59 1128,24 565,13 0,08 26,6 3342,1 10487,3 4341,6 6 2,9 2,2 2,9 24940,64 1384,21 693,35 0,08 26,6 4100,3 12878,2 5027,9 7 2,9 5,4 2,91 15249,54 846,35 423,94 0,08 26,6 4786,3 14787,5 5601,9 8 2,9 5,5 2,91 32753,25 1817,81 910,54 0,08 26,6 5384,8 16649,8 6138,8 9 2,9 5,5 2,91 36350,3 2017,44 1010,54 0,08 26,6 5976,1 18492,1 6669,6 10 2,9 6,1 2,91 39670,03 2201,69 1102,83 0,08 26,6 6521,9 20138,3 7153,2 11 2,9 6,2 2,91 41851,5 2322,76 1163,47 0,08 26,6 6880,6 21243,7 7473,9 12 2,9 6,2 2,91 44015,89 2442,88 1223,64 0,08 26,6 7236,4 22349,7 7793,0 13 2,9 5,9 2,91 24120,25 1338,67 670,54 0,08 26,6 7570,5 23414,4 8095,2 14 2,9 5,8 2,91 24756,54 1373,99 688,23 0,08 26,6 7770,2 24043,8 8275,3 15 2,9 5,8 2,91 25399,63 1409,68 706,11 0,08 26,6 7972,0 24671,7 8456,3 16 2,9 6,8 2,92 49574,26 2751,37 1378,16 0,08 26,6 8150,2 25135,6 8607,8 17 2,9 7,0 2,92 26453,24 1468,16 735,4 0,08 26,6 8302,7 25590,8 8743,3 18 2,9 7,2 2,92 51455,76 2855,8 1430,47 0,08 26,6 8459,5 26052,4 8882,5 19 2,9 9,9 2,94 51951,75 2883,32 1444,26 0,08 26,6 8541,1 26085,5 8963,5 20 2,9 9,9 2,94 27254,44 1512,62 757,67 0,08 26,6 8554,2 26125,6 8975,2 21 2,9 9,9 2,94 51555,26 2861,32 1433,24 0,08 26,6 8475,9 25882,8 8905,3 22 2,9 11,7 2,96 25865,77 1435,55 719,07 0,08 26,6 8118,3 24667,6 8611,9 23 2,9 11,7 2,96 70092,91 3890,16 1948,58 0,08 26,6 4399,4 55017,1 17501,5 24 2,9 13,3 2,98 66296,73 3679,47 1843,05 0,08 26,6 3756,6 53024,8 17031,3 25 2,9 17,4 3,04 58717,07 3258,8 1632,33 0,08 26,6 2958,9 47817,0 15836,5 26 2,9 17,4 3,04 25558,4 1418,49 710,52 0,08 26,6 4201,9 12471,2 5210,1 27 2,9 22,3 3,13 30988,69 1719,87 861,49 0,08 26,6 5094,7 15170,5 6254,9 28 2,9 22,6 3,14 13040,42 723,74 362,52 0,08 26,6 4093,0 12083,1 5314,6 29 2,9 34,1 3,5 16454,21 913,21 457,43 0,08 26,6 2705,1 7805,5 4640,5 30 2,9 34,9 3,53 5545,0 307,75 154,15 0,08 26,6 911,6 2009,4 2677,4

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