237-2019_II

COMUNE DI FORMIGARA Provincia di Cremona

Realizzazione impianto digestione anaerobica per la produzione di energia elettrica da fonti rinnovabili (biogas) in località Cascina Biasolo (foglio 8, mp. 14)

Relazione Geologica e di Caratterizzazione Geotecnica ai sensi del D.M. II. e TT. 17/01/2018 N.T.C. e delle DGR Lombardia n. 2616/2011 e 5001/2016 R1 R2 R3

Committente: Azienda Agricola Poli Luca Via Fasola, 9 - 26020 Formigara (CR)

13 gennaio 2021

______CASTALIA Studio Associato di Geologia dei dottori Incerti Davide e Mazzoleni Giulio Via San Giorgio, 4 - 24058 ROMANO DI LOMBARDIA (BG) Tel/Fax: 0363/903672 - P. IVA e C.F.: 03362470167 www.studiocastalia.com - [email protected]

INDICE

1 PREMESSA E QUADRO DI RIFERIMENTO NORMATIVO ...... 3

2 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO E ANALISI DEL PROGETTO ...... 7

3 DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOLOGICO DEL SITO: LA RELAZIONE GEOLOGICA ...... 8

4 ATTIVITA’ CONOSCITIVE DELLE CARATTERISTICHE GEOLOGICHE, GEOTECNICHE E GEOFISICHE DEL SITO DI INTERESSE ...... 16

5 RICOSTRUZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO: DEFINIZIONE DEI VALORI CARATTERISTICI “fk” DEI PARAMETRI DEL TERRENO DI FONDAZIONE ...... 19

6 DETERMINAZIONE DELLA CATEGORIA DI SOTTOSUOLO, TOPOGRAFICA E DEI PARAMETRI SISMICI DI SITO E DI PROGETTO IN RELAZIONE ALLA PERICOLOSITA’ SISMICA DELL’AREA ...... 20

7 VALUTAZIONE DELLA CAPACITA’ PORTANTE DEI TERRENI ATTRAVERSO IL METODO DELLE “TENSIONI AMMISSIBILI” E STIMA DEI CEDIMENTI – D.M. LL.PP. 11/03/1988 ...... 27

8 VERIFICA AGLI STATI LIMITE ULTIMI “SLU” AL COLLASSO PER CARICO LIMITE DEI TERRENI DI FONDAZIONE (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI STATICHE ...... 31

9 VERIFICA AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO “SLE” (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI STATICHE ...... 34

10 VERIFICA AGLI STATI LIMITE ULTIMI “SLU” E DI ESERCIZIO “SLE” DEI TERRENI DI FONDAZIONE (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI DINAMICHE ...... 36

11 CONCLUSIONI ...... 39

ELENCO ALLEGATI 1. Inquadramento geografico (scala 1:10.000, stralcio C.T.R.)

2. Inquadramento geologico (scala 1:100.000)

3. Ubicazione prove penetrometriche dinamiche e caratteristiche tecniche dell’attrezzatura di prova

4. Diagrammi prove penetrometriche dinamiche

5. Parametri sismici di sito e di progetto

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1 PREMESSA E QUADRO DI RIFERIMENTO NORMATIVO

Per conto dell’Azienda Agricola Poli Luca di Formigara (CR) viene redatta la presente Relazione

Geologica e di caratterizzazione Geotecnica, che espone le modalità e le risultanze delle indagini geognostiche eseguite in comune di Formigara (CR) – località Cascina Biasolo, a supporto della progettazione di un nuovo impianto per la digestione anaerobica per la produzione di energia elettrica da fonte rinnovabile (biogas).

Scopo delle indagini svolte e acquisite è stato la caratterizzazione geologica del sito e geotecnica dei terreni presenti nell’area, come prescritto dal Testo Unico di recente aggiornato “Norme Tecniche per le

Costruzioni” (D.M. 17/01/2018) e come già prima previsto dal D.M. LL. PP. 11/03/88 “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 ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione”, emanato in attuazione della Legge 02/02/1974 n. 64, art. 1, che impone per tutte le opere presenti sul territorio nazionale la realizzazione di apposite indagini di approfondimento geologico e geotecnico a supporto della progettazione, oltre che in osservanza della D.G.R. Lombardia n.

2616/2011 e delle Norme Geologiche di Piano del vigente P.G.T. comunale di Formigara.

Dal punto di vista normativo si è fatto riferimento a:

✓ Legge 2 febbraio 1974, n. 64: Provvedimenti per le costruzioni con particolari prescrizioni per le zone sismiche

✓ Ministero dei Lavori Pubblici, Decreto Ministeriale 11 marzo 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 ed il collaudo delle opere di sostegno delle terre e delle opere di fondazione e relativa Circolare n. 30483 del 28 settembre 1988

✓ Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti, Decreto Ministeriale 14 gennaio 2008: Testo Unitario – Approvazione delle nuove Norme Tecniche per le Costruzioni

✓ Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici: Istruzioni per l’applicazione delle “Norme tecniche per le costruzioni” di cui al D.M. 14 gennaio 2008. Circolare 2 febbraio 2009

✓ Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti, Decreto Ministeriale 17 gennaio 2018: Aggiornamento delle Norme Tecniche per le Costruzioni (Supplemento Ordinario alla G.U. n. 42 del 20/02/2018 – Serie Generale, n. 8)

✓ Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici: Istruzioni per l’applicazione dell’Aggiornamento delle “Norme tecniche per le costruzioni” di cui al D.M. 17 gennaio 2018. Circolare 21 gennaio 2019, n. 7 (Supplemento Ordinario alla G.U. n. 5 del 11/02/2019 – Serie Generale, n. 35)

✓ Legge 24 giugno 2009, n. 77: Interventi urgenti in favore delle popolazioni colpite dagli eventi sismici nella regione Abruzzo nel mese di aprile 2009 e ulteriori interventi urgenti di protezione civile

✓ Regione Lombardia, Delibera di Giunta Regionale 30 novembre 2011 n. IX/2616: Aggiornamento dei criteri ed indirizzi per la definizione della componente geologica, idrogeologica e sismica del PGT

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✓ Regione Lombardia, Delibera di Giunta Regionale 11 luglio 2014 n. X/2129: Aggiornamento delle zone sismiche in Regione Lombardia (L.R. 1/2000, art. 3, comma 108, lett. d)

✓ Regione Lombardia, Legge Regionale 12 ottobre 2015 n. 33: Disposizioni in materia di opere o di costruzioni e relativa vigilanza in zone sismiche; come modificata dall’art. 16 della L.R. 29 dicembre 2015 n. 42

✓ Regione Lombardia, Delibera di Giunta Regionale 30 marzo 2016 n. X/5001: approvazione delle linee di indirizzo e coordinamento per l’esercizio delle funzioni trasferite ai comuni in materia sismica (L.R. 33/2015, art. 23 comma 1 e art. 13 comma 1)

Come si evince dall’elenco riportato, le normative citate comprendono il D.M. 17-01-2018 “Norme

Tecniche per le Costruzioni”, in attuazione dal 22 marzo 2018, che prevede che le verifiche strutturali vengano sempre effettuate con il metodo agli stati limite, in condizioni statiche ed in condizioni dinamiche.

Ai sensi dell’Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri n. 3274 del 20 marzo 2003, recante

“Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica” (G.U. n. 105 del 8.5.2003), allegato 1, il territorio comunale di Formigara era classificato in zona 4, definita come un’area con accelerazione orizzontale ag/g, con probabilità di superamento pari al 10% in 50 anni, inferiore a 0.05.

Con DGR 2129-2014 la Regione Lombardia ha tuttavia provveduto a riclassificare, dal punto di vista sismico, il territorio di propria competenza, e ha inserito il comune di Formigara in Zona Sismica 3, definita come un’area con accelerazione orizzontale ag/g, con probabilità di superamento pari al 10% in 50 anni, compresa tra 0,05 e 0,15: si tratta pertanto di una classificazione maggiormente cautelativa.

Tale ri-classificazione sismica è stata confermata da Regione Lombardia con D.G.R. 30 marzo

2016 n. X/5001 “Approvazione delle linee di indirizzo e coordinamento per l’esercizio delle funzioni trasferite ai comuni in materia sismica (L.R. 33/2015, art. 23 comma 1 e art. 13 comma 1)”, entrata definitivamente in vigore il 10 aprile 2016. Pertanto, il presente elaborato tecnico tiene conto, a norma di legge, della nuova classificazione sismica di Formigara, ovvero della Zona Sismica 3.

Per quanto riguarda la categoria di tipo di costruzione, si può fare utilmente riferimento alla tabella che segue, cui si riferisce il testo del D.M. 14/01/2008 e modificata dalla tabella 2.4.1 delle NTC2018, dalla quale si evince come l’opera in futura edificazione sul lotto in esame appartenga alla seconda categoria.

Classificazione di costruzioni e opere secondo il D.M. 17/01/2018 NTC

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Infine, per quanto attiene la classe d’uso, per il particolare contenuto tecnologico, la destinazione finale delle strutture in progetto e il tipo di sostanze e prodotti utilizzati e stoccati nel sito, non si ritiene di poter fare rientrare il nuovo impianto nella classe d’uso I, ovvero quella degli edifici agricoli o con presenza solo occasionale di persone. Pertanto, la tipologia di costruzione in progetto rientra nella classe II, nella quale sono comprese “costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti, senza contenuti pericolosi per l’ambiente e senza funzioni pubbliche e sociali essenziali. Industrie con attività non pericolose per l’ambiente. Ponti, opere infrastrutturali, reti viarie non ricadenti in Classe d’uso III o in Classe d’uso IV, reti ferroviarie la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza. Dighe il cui collasso non provochi conseguenze rilevanti. Ambienti ad uso residenziale. Sono compresi in questa categoria i locali di abitazione e relativi servizi, gli alberghi (ad esclusione delle aree suscettibili di affollamento), gli uffici, i negozi”.

Non risulta pertanto possibile applicare la verifica alle Tensioni Ammissibili, secondo il D.M. LL. PP.

11.03.1988, non più ammessa. Nonostante ciò, al fine di consentire un confronto che si ritiene utile e costruttivo tra i diversi metodi e risultati cui gli stessi pervengono, e sui quali è naturalmente consolidata una diversa esperienza da parte degli operatori, l’elaborazione dei dati viene fornita secondo il metodo sopra indicato di vecchio utilizzo sul quale è consolidata una grande e storica esperienza diretta da parte degli operatori, oltre che anche secondo il metodo agli stati limite, sia secondo le N.T.C. 2008 (abrogate) che la versione aggiornata del 2018 e corrispondente Circolare Applicativa n. 7/2019.

1.1 Verifica della fattibilità geologica dell’intervento (D.G.R. 2616/2011)

Il Comune di Formigara con l’approvazione dello Studio Geologico del Territorio Comunale realizzato ai sensi dell’art. 57 della L.R. 12/2005 nell’ambito del nuovo Piano di Governo del Territorio, prevede recenti e precise disposizioni e obblighi di carattere locale in merito alla preventiva caratterizzazione geotecnica dei terreni da compiere per ogni singolo intervento edificatorio, peraltro da tempo ugualmente prevista e resa obbligatoria in sede di progettazione preliminare dalle regolamentazioni nazionali e comunitarie già vigenti e citate, e la cui inosservanza è punita a norma dell’art. 20 della Legge

2/2/1974 n. 64.

In conseguenza di ciò il presente elaborato oltre ad evadere le prescrizioni derivanti dalle normative in vigore di carattere sovracomunale, soddisfa anche i requisiti base previsti dalle norme di fattibilità geologica contenute nello strumento urbanistico comunale vigente, con particolare riferimento alle

Norme Geologiche di Piano, articoli 1 e 6 delle Norme Geologiche del Piano di Governo del Territorio.

In dettaglio l’area investigata è inserita in Classe di Fattibilità 3b (figura 1), definita con consistenti limitazioni per la presenza della piana medio-recente del Fiume Adda in fascia C del PAI, la vulnerabilità idrogeologica alta e le caratteristiche geotecniche discrete. Inoltre, a ovest del sito in esame,

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ma esternamente al sedime di progetto, è presente la Classe 3a corrispondente alla fascia di rispetto idraulico di un corso d’acqua, che pertanto non risulta rilevante in relazione al progetto in analisi.

Nel sito è stato anche riconosciuto lo scenario di pericolosità sismica locale Z4a, per la possibilità di amplificazioni litologiche e geometriche dell’onda in caso di sisma.

Figura 1: stralcio della Carta di Fattibilità Geologica ai sensi della L. Reg. 12/2005 – Comune di Formigara (CR) – dott. A. Soregaroli 2014 – non in scala (nel circolo blu l’area di interesse in località Cascina Biasolo e appartenente alla Classe 3b oltre che all’ambito ad amplificazione sismica locale Z4a)

L’opera risulta quindi pienamente assentibile e realizzabile nel rispetto, oltre che della normativa tecnica e sismica nazionale e regionale prima citata, anche delle Norme Geologiche di Piano Comunali.

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2 INQUADRAMENTO GEOGRAFICO E ANALISI DEL PROGETTO

L’area su cui si sviluppa il progetto previsto si trova in comune di Formigara (CR), località “Cascina

Biasolo” (figura 2), alla quota indicativa di 46 m s.l.m. ed è inquadrata nel foglio C7c3 della Carta Tecnica

(scala 1:10.000) della Regione Lombardia (allegato 1).

In particolare, l’area di indagine appartiene ad un ambito pianeggiante a vocazione agricola, in adiacenza, verso nordest, a un ampio insediamento zootecnico suinicolo di recente ampliamento, posto a circa 550 m di distanza in direzione NE rispetto all’alveo del Fiume Adda.

L’individuazione catastale del sito in esame è data dalla particella n. 14 del foglio 8.

Figura 2: visione aerea dell’area in esame tratta dal sito googlemaps

Il progetto, secondo l’ultima revisione, prevede la realizzazione di un nuovo impianto per la digestione anaerobica per la produzione di energia elettrica da fonti rinnovabili (biogas), formato da una serie molto articolata di opere e strutture in parte seminterrate (digestore primario, vasca stoccaggio e prevasca) con piano di posa posto a – 2,50 m dal p.c. (quota che comprende lo spessore della fondazione e dell’eventuale sottofondo in magrone) e da altre sviluppate a partire dal p.c. (vasca e locale antincendio, cogeneratore, torcia, locale tecnico e caricatore) con fondazioni dirette a platea o lineari nastriformi continue.

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3 DEFINIZIONE DEL MODELLO GEOLOGICO DEL SITO: LA RELAZIONE GEOLOGICA

3.1 Suolo e sottosuolo: geologia e geomorfologia dell’area

Il rilevamento geologico e geomorfologico effettuato nell’area compresa tra gli abitati di

Pizzighettone, Formigara e San Latino (Castelleone) ha evidenziato che l’elemento morfologico principale è costituito dalla pianura terrazzata, la cui formazione è dovuta ai fenomeni di erosione ed alluvionamento legati all’attività dei corsi d’acqua. Il particolare assetto geomorfologico dell’area, riscontrabile con frequenza nella Pianura Padana, evidenzia una nettissima incisione del mantello alluvionale e vede quale protagonista il Fiume Adda, che è responsabile dello sviluppo di tutti i vistosi e numerosi terrazzamenti presenti nella zona, segnati dalla presenza di notevoli scarpate ben conservate, che comportano lo sviluppo di dislivelli di ordine plurimetrico, fino a circa 6–7 m e a tratti superiori a 10 m, anche se localmente l’originaria morfologia risulta spesso obliterata dall’intervento antropico occorso negli anni e finalizzato alla regolarizzazione dei confini degli appezzamenti di terreno, al miglioramento fondiario, alla regimazione delle acque irrigue o di colatura quando non da passate attività di estrazione di inerti in cave non sempre autorizzate.

Dal punto di vista geologico, facendo un comodo riferimento al Foglio n. 60 “Piacenza” della Carta

Geologica d’Italia, l’area nel suo complesso si caratterizza per la presenza di tre unità distinte che possono essere così descritte, partendo dalle quote topografiche superiori (allegato 2):

- Fluviale Wurm: alluvioni fluviali e fluvioglaciali prevalentemente sabbiose, con lenti limose e sottili livelli ghiaiosi, corrispondenti al Livello Fondamentale della Pianura o Piano Generale Terrazzato (allegato 2, sigla fgw), a individuare l’ampio tavolato stabile che costituisce l’ossatura della Pianura Padana;

- Alluvioni Antiche del Serio Morto: si tratta di depositi sabbioso-limosi, a tratti ricchi di torba, che corrispondono alla valle di scorrimento relitta di un corso d’acqua che ha poi abbandonato questa sede per spostarsi in un alveo più recente e posto più ad ovest. La paleo-valle del Serio Morto individua un areale posto in posizione topografica intermedia fra il Livello Fondamentale della Pianura e la piana alluvionale dell’Adda (allegato 2, sigla a2). La zona di affioramento di questa unità (posta a oltre 1 km a nord-est dell’area in esame) si caratterizza in particolar modo per la presenza di una morfologia superficiale interessante e articolata, caratterizzata da paleomeandri, tracce di idrografia estinta e orli di scarpata più o meno marcati e continui, anche se sensibilmente meno pronunciati di quelli della valle dell’Adda.

- Alluvioni Antiche del Fiume Adda: si tratta di depositi sabbioso-ghiaiosi e argilloso-limosi. Corrispondono ai terrazzi antichi del fiume Adda, posti in posizione intermedia fra il Livello Fondamentale della Pianura e la piana alluvionale attuale e attiva del fiume (allegato 2, sigla a2). L’area di affioramento di questa unità (che nella Carta Geologica nazionale non è distinta dalle alluvioni di altri corsi d’acqua) si caratterizza per l’abbondanza di una morfologia superficiale molto articolata, caratterizzata da paleomeandri, tracce di

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idrografia estinta e orli di scarpata molto marcati e continui, e da un sottosuolo prettamente sabbioso. È su questa unità che si inserisce il progetto in analisi.

Dal punto di vista morfologico quindi tutte le porzioni topograficamente elevate presenti nell’area di studio, dove sorge il nucleo urbano principale di Formigara, appartengono al primo dominio geomorfologico, il LFP, separato dalle alluvioni antiche, topograficamente più depresse e via via più recenti avvicinandosi e di conseguenza abbassandosi di quota verso l’attuale corso del fiume (nel caso dell’Adda verso ovest) o verso la valle relitta (nel caso del Serio Morto verso nord-est), mediante scarpate che raggiungono i 6-10 m di altezza e che evidenziano in alcune aree i paleoalvei o comunque l’antico tracciato del fiume. Il Livello Fondamentale della Pianura si caratterizza invece quale un ampio tavolato piatto, uniforme, monotono e stabile, privo di evidenze morfologiche di rilievo e ormai completamente affrancato da dinamiche evolutive attive. Si ritiene doveroso specificare che le scarpate appartengono al dominio geomorfologico superiore, ovvero al Livello della Pianura.

L’osservazione attenta della cartografia tematica disponibile (carta geologica in allegato 2) mostra la singolare presenza di una sorta di “alto” morfologico o “isola”, su cui sorgono sia gli abitati di Formigara che di Cornaleto e Trecca, intercluso completamente tra le aree depresse formate dalle depressioni vallive del Serio, del Serio Morto e dell’Adda e dalla loro coalescenza in prossimità delle foci.

La presenza di queste valli e paleovalli, originate dall’attività erosiva e deposizionale sia dei corsi d’acqua che hanno interessato che di quelli che tutt’oggi la interessano, ha portato infatti alla formazione della cosiddetta “isola Fulcheria” (ben visibile nell’allegato 2 e rappresentata in fig. 3); si tratta di una porzione di pianura completamente circondata ai lati da fiumi: a ovest dal fiume Serio, a sud-ovest dal fiume Adda e a est e nord-est dal canale del Serio Morto; quest’ultimo occupa la valle fluviale incisa un tempo da un antico ramo del fiume Serio. In questa porzione di territorio isolato affiora il cosiddetto Livello

Fondamentale della Pianura (già descritto), mentre in corrispondenza delle valli di scorrimento dei fiumi affiorano le alluvioni via via più recenti man mano ci si avvicina ai rispettivi corsi d’acqua.

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Figura 3: rappresentazione tridimensionale dell’ex “isola Fulcheria”, ovvero della porzione di pianura stabile isolata da tre valli fluviali convergenti (il circolo giallo localizza l’area in esame affacciata sulla valle dell’Adda)

3.2 Le acque superficiali

La zona in esame si caratterizza per un’articolata e ricca idrografia superficiale, dominata dalla vicinissima presenza del Fiume Adda, che scorre a Sudovest, a soli 500 m circa di distanza, all’interno del proprio ampio alveo ricco di meandri ben disegnati e definiti. Non lontano dall’area in esame scorrono anche i fiumi Serio e Serio Morto: il primo confluisce nell’Adda circa 7,5 km verso Nordovest, in località

Bocca Serio, mentre il secondo si getta anch’esso nell’Adda a Pizzighettone, circa 4 km a Sud di Formigara.

L’area è quindi fortemente dominata dalla coalescenza delle tre depressioni vallive, che vanno a formare un’ampia area depressa continua e intersecata dagli alvei attivi e dalle reciproche interconnessioni.

La presenza dell’estesa e depressa area corrispondente alla piana alluvionale attuale del Fiume, in passato ricca anche di risorgenze naturali generate dall’acquifero poco soggiacente, ha favorito lo scavo e lo sviluppo di una efficiente rete di colo e bonifica della regione, utilizzata anche per il convogliamento delle acque colatizie o in esubero dai canali irrigui artificiali: la vicina presenza del Fiume Adda, naturale recapito principale e finale delle acque di colo e di bonifica, così come del Serio Morto (canale nato con scopi di bonifica agraria dopo la rettifica dell’originario alveo naturale), fa sì che nell’area in esame si snodino le ramificazioni finali della serie di rogge irrigue che, derivate più a nord, nell’alto cremasco, dai fiumi Adda e

Serio quando non dal sistema dei navigli cremonesi, giungono in questa zona a servire le porzioni finali e più distali dei comprensori irrigui loro sottesi attraverso i bocchelli cosiddetti “ultimi di bocca”.

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La presenza di questa fitta trama di canali irrigui e di colo, abbinata alle scarpate morfologiche della valle dell’Adda e del Serio Morto, ha generato il caratteristico fenomeno erosivo che ha portato alla formazione delle cosiddette “fughe”, costituite da piccole vallette molto profonde e incise, generate dall’erosione regressiva e di arretramento del ciglio di scarpata innescato dalle acque defluenti in prossimità del salto di quota.

La regione nella quale si colloca il progetto è attraversata dal fascio di rogge irrigue e colatizie descritte, tanto che il mappale n. 14 interessato dall’intervento è direttamente posto a contatto, lungo il margine ovest ma fuori dal sedime di progetto, con uno dei rami di questi canali. Il progetto si colloca e si estende del tutto esternamente alle fasce di rispetto di tipo idraulico (figura 4) vigenti nel territorio di

Formigara ai sensi dei R.D. 523 e 368/1904 (vedi anche la Classe 3a della figura 1).

La consultazione della Carta dei Vincoli allegata allo Studio geologico comunale (stralcio in figura

4) evidenzia come l’area di intervento appartenga anche ad un ambito inserito in fascia C ai sensi del PAI

(Piano Stralcio di Assetto Idrogeologico del Fiume PO), ritenuta allagabile per eventi di piena catastrofica con tempi di ritorno pari a 500 anni, in seguito inserita nella zona con pericolo di alluvionamento per piena rara (scenario L sul reticolo idrico principale) dal Piano Gestione Rischio Alluvione (figura 5).

Le norme associate alla Classe C (art. 31 delle Norme di Attuazione del PAI), coincidenti con quelle dello scenario L del PGRA rimandano agli strumenti di pianificazione urbanistica comunali la valutazione circa gli interventi ammissibili e non all’interno di tale fascia. Nello specifico, lo strumento urbanistico locale che riporta tali limitazioni è lo Studio Geologico comunale che, per quanto già riportato in premessa, consente la realizzazione dell’intervento in progetto (Classe di Fattibilità Geologica 3b).

Pertanto, il progetto è pienamente ammissibile dal punto di vista idraulico.

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Figura 4: stralcio della Carta dei Vincoli allegata al PGT comunale – Comune di Formigara – dott. Soregaroli – non in scala (in giallo l’area di interesse, inserita in Fascia C del PAI)

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Figura 5: stralcio della cartografia del Piano Gestione Rischio Alluvioni, tratta dal Geoportale della Regione Lombardia – non in scala (in giallo l’area di interesse, inserita nello scenario per pericolo di alluvione rara, colore azzurro chiaro)

3.3 Le acque sotterranee: caratteristiche idrogeologiche e piezometria

Nella zona in esame sono presenti numerosi pozzi, adibiti prevalentemente all’uso zootecnico, irriguo o domestico. Nell’abitato di Cornaleto è presente anche un pozzo pubblico per l’approvvigionamento di acqua potabile dell’acquedotto comunale, che si trova a 2.5 km di distanza verso Nordovest. Anche al centro dell’abitato di Formigara è presente un pozzo pubblico a uso potabile. L’area in esame non ricade all’interno della fascia di rispetto di nessuno di questi pozzi.

Sulla base delle stratigrafie dei pozzi citati, con il riscontro dei dati disponibili in bibliografia e di quanto riportato nello Studio Idrogeologico della Provincia di Cremona (Associazione Cremona Ambiente) e nello studio Realizzazione di un Modello Preliminare del Flusso Idrico nel Sistema Acquifero della Provincia di Cremona è possibile delineare, con un’approssimazione accettabile, la successione delle diverse litozone

(allegato 4), sebbene la presenza di tre unità fisiografiche a contatto profondamente differenti per età e per composizione abbia determinato l’insorgere di alcune anomalie:

• litozona superficiale, ospitante la falda acquifera freatica più superficiale, formata da sedimenti di medio-alta permeabilità, a componente sabbiosa dominante. Tali depositi prevalentemente granulari sono localmente interessati dalla presenza di sottili e sporadiche intercalazioni argillose non in grado di isolare acquiferi protetti. Lo spessore di tale litozona, limitatamente al Livello Fondamentale della

Pianura, varia tra i 35-40 m, oltre i quali si incontra il primo significativo, per spessore (almeno una decina di metri, ma anche più) e soprattutto continuità laterale, livello argilloso. Al di sotto di tale orizzonte impermeabile compare un secondo importante livello acquifero, ascrivibile sempre alla prima

litozona ma ospitante una falda localmente ben protetta e con buona probabilità idraulicamente isolata da quella più superficiale, che estende la prima litozona entro una profondità massima di circa 90 m.

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All’interno delle valli dell’Adda e del Serio Morto invece la litozona superficiale appare indefinitamente estesa in profondità, oltre che priva di alcuna intercalazione argillosa a causa della vacuità erosiva generate dalla valle fluviale poi colmata, a formare un ampio materasso alluvionale sabbioso permeato dalle acque di falda, in reciproci rapporti di alimentazione/drenaggio con i fiumi.

• seconda litozona: assente nella valle dell’Adda e nella Valle del Serio Morto - la disponibilità d’acqua si riduce in quanto le litologie divengono prevalentemente limoso-argillose con sottili e sporadiche intercalazioni di sabbia e ghiaia fine non sufficienti a garantire una portata idrica significativa: è

possibile lo sviluppo di acquiferi da semiconfinati a prettamente artesiani. Si sviluppa a partire da

profondità superiori a 80-90 m nelle aree più lontane dalla valle dell’Adda; appare meglio definita nella zona di San Bassano, mentre nel sottosuolo di Cornaleto la netta individuazione delle litozone descritte

risulta essere meno leggibile.

• terza litozona: oltre i 100-110 m di profondità è possibile presumere, all’interno dei sedimenti limoso-

sabbiosi o argillosi a bassa permeabilità, la presenza di intervalli di sabbia e ghiaia di varia estensione

laterale e potenza, ospitanti acquiferi dotati di buone potenzialità, isolati o protetti da eventuali carichi

inquinanti provenienti dalla superficie e potenzialmente sfruttabili e/o già sfruttati per scopi

idropotabili.

Per quanto riguarda le finalità del presente elaborato tecnico, particolarmente importante risulta la determinazione del valore di soggiacenza della prima falda, che può interferire direttamente con le opere in progetto.

La Carta Idrogeologica allegata al PGT comunale evidenzia, in corrispondenza dell’area di prossimo intervento, il passaggio dell’isopiezometrica dei 42,5 m s.l.m. che, in considerazione della quota del piano campagna, posto a circa 46/47 m s.l.m., determina un valore di soggiacenza minima di 3,5 m (figura 6).

La consultazione on-line del giorno 13/01/2021 dell’Atlante Ambientale della Provincia di Cremona pone a 7,07 m il valore di soggiacenza della prima falda in corrispondenza dell’area in studio, mentre il raffronto tra la piezometria riportata dal medesimo strumento (42.41 m slm) e il piano campagna posto a

46-47 m determinerebbe una soggiacenza di 3,60-4,60 m, dato non perfettamente in accordo con quello precedente riportato dal medesimo strumento, ma che appare più vicino al vero.

Infine, in occasione della campagna di indagini geognostiche eseguite nell’anno 2017 per la progettazione delle vicinissime nuove strutture zootecniche di allevamento, e di quelle dell’anno 2019 collocate nella prima proposta di ubicazione dell’impianto a biogas (a sud dell’allevamento), meglio descritte nei capitoli che seguono, è stato possibile misurare il livello della falda, che si attestava a – 4,2 m da p.c. Nelle medesime circostanze citate si era provveduto anche alla misurazione della soggiacenza in due piezometri posti nelle vicinanze (a circa 1 km di distanza verso nord) e realizzati da altri soggetti per il

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controllo piezometrico della falda freatica: i dati di soggiacenza normalizzati al p.c. del sito di nostro interesse ha rivelato valori medi di 4 m.

Da ultimo si porta l’informazione che nell’allevamento Poli posto in adiacenza al futuro biogas sono presenti n. 3 piezometri atti al controllo quali-quantitativo della falda freatica soggiacente l’insediamento, posti sotto il monitoraggio degli scriventi su incarico della medesima Azienda Poli, e che hanno rivelato nel mese di gennaio 2020 valori di soggiacenza compresi tra – 3,02 m e – 3,75 m dal p.c.

Sulla base di tutte le informazioni ottenute dalle ricerche e dalle investigazioni eseguite

è possibile affermare che il livello medio di massima risalta della falda determina un valore di soggiacenza di – 3,5 m da p.c.

Figura 6: stralcio della Carta Idrogeologica allegata al PGT comunale – Comune di Formigara – dott. Soregaroli – non in scala (in giallo l’area di interesse, in prossimità della quale si osserva il passaggio dell’isopiezometrica dei 43 m s.l.m.)

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4 ATTIVITA’ CONOSCITIVE DELLE CARATTERISTICHE GEOLOGICHE, GEOTECNICHE E GEOFISICHE DEL SITO DI INTERESSE

Alla ricerca bibliografica preliminare prima esposta, che ha visto la consultazione della cartografia tematica disponibile, e al rilievo idrogeologico e geomorfologico di dettaglio, esteso ad un intorno ritenuto significativo rispetto all’area di futuro intervento, sono state affiancate indagini dirette, finalizzate alla verifica delle caratteristiche geotecniche dei terreni di fondazione, realizzate in diverse fasi dagli scriventi sia in corrispondenza del sedime delle nuove opere costituenti l’impianto di biogas che nelle aree circostanti. In particolare, le due successive campagne di investigazione geognostica hanno visto l’esecuzione di complessive n. 12 prove penetrometriche dinamiche, ovvero di iniziali 10 prove eseguite per la costruzione del nuovo allevamento nel 2017 e collocate a pochi metri di distanza dall’attuale area-biogas, con le verticali n. 9 e 10 ricadenti proprio nell’area dei digestori ora in progetto. In seguito, sono state eseguite altre due prove nell’area ove inizialmente si riteneva di posizionare il biogas, poi traslato verso nord nell’attuale ubicazione.

Tutte le indagini sono state svolte direttamente dagli scriventi per conto della medesima committenza, in modo da poter ora integrare e correlare tutte le informazioni acquisite nei due diversi steps. Per maggior approfondimento sulla composizione del primo sottosuolo sono state realizzate anche due trincee esplorative (scavi) nel comparto sud e acquisiti gli esiti delle rilevazioni freatimetriche del 2020 nei tre piezometri nell’allevamento (in particolare il piezometro nordest si colloca ora lungo il margine sudovest dell’impianto biogas in progetto).

4.1 Prove penetrometriche dinamiche

Tutte le 12 prove penetrometriche sono state realizzate con un penetrometro superpesante modello “Pagani TG 73-100” con maglio da 73,5 kg, seguendo la metodologia AGI (Associazione Geotecnica

Italiana) con rilevazione del numero di colpi per avanzamenti unitari delle aste di 30 cm; le caratteristiche tecniche del penetrometro utilizzato sono riportate in allegato 3.

Questo tipo di indagine strumentale diretta (immagine a seguire, figura 7), che rappresenta uno dei sistemi maggiormente diffusi e testati a livello internazionale, consente di rilevare la resistenza alla penetrazione nel terreno di una punta metallica, di dimensioni e peso standardizzate, energizzata dalla caduta di una massa, anch’essa di peso e altezza di caduta standard; tutta la strumentazione e le modalità operative rispettano standard definiti a livello internazionale dall’ASTM (American Standard Testing

Materials) circa le indagini nel sottosuolo con scopi geotecnici. In tale modo è possibile costruire un diagramma (allegato 4) nel quale alla verticale di indagine è correlato il numero di colpi rilevati per avanzamenti unitari con la profondità raggiunta a ogni intervallo di misura (cioè in questo caso 30 cm), che costituisce l’elaborato base da cui estrapolare le proprietà fisiche del terreno attraversato e interpretarne, in maniera indiretta, la composizione granulometrica.

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Figura 7: esecuzione prova penetrometrica dinamica nel sito di Cascina Biasolo in comune di Formigara (CR), anno 2017, prima della costruzione dell’allevamento suinicolo

Le prove penetrometriche sono state spinte fino alla profondità di –9,90 m di profondità, sufficienti a contenere il c.d. “volume significativo”, ovvero la porzione di terreno che sarà maggiormente assoggettata all’incremento di tensione indotta dall’applicazione dei carichi, secondo la Teoria di

Boussinesq.

La natura dei terreni non ha consentito il prelievo di campioni di qualità tale da poter essere sottoposti a test di laboratorio per la determinazione di parametri geotecnici significativi per le finalità di cui al presente elaborato tecnico. La caratterizzazione è pertanto demandata alle sole indagini in sito, ritenute rappresentative per numero, tipologia e distribuzione areale.

4.2 Trincee esplorative (scavi)

Con lo scopo principale di verificare visivamente la natura e lo spessore dell’orizzonte più superficiale del sottosuolo, entro i primi 2 m circa (ovvero al piano di posa delle fondazioni), del quale sono ricostruite dall’indagine geotecnica e bibliografica le caratteristiche di resistenza, onde meglio individuare e localizzare l’ottimale piano di posa delle fondazioni (per quelle nuove), erano state aperte n. 2 trincee esplorative con escavatore a benna rovescia messo a disposizione dalla committenza, collocate nell’ambito dell’originario progetto a sud dell’allevamento, a poche decine di metri dall’area ora in esame. In ragione della vicinanza tra i due siti, le evidenze vengono estese all’ambito oggetto dell’attuale progetto, al fine soprattutto di correlare i diversi metodi di indagine e la serie di informazioni disponibili. Gli scavi hanno

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consentito la descrizione stratigrafica e composizionale del primo sottosuolo, da porre in diretta correlazione con i risultati delle prove penetrometriche svolte nelle immediate vicinanze (figura 8).

Figura 8: trincea esplorativa di profondità 200 cm, aperta nel sito di Cascina Biasolo in Comune di Formigara (CR) il giorno 01/10/2019. Lo spaccato verticale consente di apprezzare un primo strato di materiali compressibili fortemente limosi e argilloso con sabbia subordinata, seguiti oltre 50 cm circa da sabbia e sabbia limosa o debolmente limosa.

4.3 Indagine geofisica

Nell’area in esame non sono state eseguite misure di sismica o stendimenti geofisici ad hoc per il progetto in esame. Ciò in ragione del fatto che la Componente Geologica del Piano di Governo del Territorio sia di Formigara (comune di appartenenza dell’area in esame) contiene la Carta di Pericolosità Sismica

Locale corredata di un rapporto geofisico e dal calcolo dei fattori di amplificazione sismica locali. In particolare, questi ultimi, estesi dall’estensore dello Studio Geologico comunale all’intero territorio di

Formigara, sono basati su una serie di indagini dirette in sito del tipo “microtremore” e Masw: per il progetto in esame viene acquisito il profilo della prova MASW, ubicata sulla medesima unità geolitologica del contesto in esame e alla distanza di meno di 1 Km in direzione NW, descritto nella Relazione Geologica annessa al Piano di Governo del Territorio (dott. A. Soregaroli).

Interpretazione

Per acquisire la categoria di sottosuolo a fini sismici e il Fattore di Amplificazione sismica locale si è quindi fatto riferimento a quanto contenuto all’interno della Componente Geologica – Relazione Geologico-Tecnica allegata al Piano di Governo del Territorio del comune di Formigara (dott. Soregaroli, pagg. 66-84). Da

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questo è possibile dedurre la misura indicata permette di attribuire il suolo alla categoria sismica C e mostra un Fattore di amplificazione sismica dedotto come prevede la norma minore di quello soglia regionale per lo scenario Z4a, per gli edifici con periodo compreso tra 0,1 e 0,5 s (cui sono associabili le opere in progetto). In particolare, il Fattore di Amplificazione calcolato è risultato pari a 1,46, a fronte di un valore soglia regionale pari a 1,8 per terreni di categoria C.

Le indagini dirette compiute in sito (prove penetrometriche) confermano limitatamente alla profondità investigata la presenza di suoli C.

5 RICOSTRUZIONE DEL MODELLO GEOTECNICO: DEFINIZIONE DEI VALORI CARATTERISTICI “fk” DEI PARAMETRI DEL TERRENO DI FONDAZIONE

La prospezione ha evidenziato la presenza di un assetto stratigrafico caratterizzato dalla presenza di un livello superficiale, spinto da piano campagna e fino alla profondità molto variabile di – 2,60 / - 6,60 m da p.c., costituito da sabbie limose e limo sabbioso, debolmente argilloso in superficie, soffice, ricco in superficie di materia organica. La variabilità nello spessore di tale coltre superficiale a tratti sciolta e alterata è tipica degli ambienti alluvionali di piana fluviale anche attiva o con rimodellazione recente alla scala geologica (ultimi 10.000 anni). Oltre tale livello e per uno spessore parimenti molto variabile di circa 2

/ 5 m compaiono terreni costituiti da ghiaia e sabbia, in matrice limosa, a supporto prevalentemente clastico, di buona resistenza. Infine, a letto del livello ghiaioso sabbioso e fino alla massima profondità investigata, pari a – 9,9 m da p.c., si riscontra un’anomala inversione di resistenza con la presenza di terreni costituiti da sabbia limosa, debolmente ghiaiosa, con sottili e discontinue intercalazioni di livelli più francamente limosi.

Ai sensi del punto 6.2.2 “Indagini, caratterizzazione e modellazione geotecnica” del D.M.

17/01/2018, per valore caratteristico di un parametro geotecnico deve intendersi una stima ragionata e cautelativa del valore del parametro per ogni stato limite considerato. I valori caratteristici delle proprietà fisiche e meccaniche da attribuire ai terreni devono essere dedotti dall’interpretazione dei risultati di specifiche prove di laboratorio su campioni rappresentativi di terreno e di prove e misure in sito.

Ciò premesso, l’interpretazione dei risultati delle prove penetrometriche, ottenuta mediante la correlazione del n° di colpi misurato con opportuni grafici e tabelle ha consentito di attribuire i parametri fisici necessari per i successivi calcoli geotecnici, riassunti in tabella 2.

In particolare, con N30 è indicato il numero medio di colpi nell’intervallo considerato per avanzamenti unitari di 30 cm normalizzati alla prova penetrometrica standard internazionale SPT, φ è l’angolo di attrito, Cu la coesione (non considerata nel caso in esame), Ey è il modulo elastico, Ed il modulo edometrico mentre n e s sono rispettivamente il peso di volume naturale e saturo.

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Viene fornito il modello geotecnico del sottosuolo (tabella 1).

N.B: il livello di falda è localizzato a – 3,50 m di profondità da p.c. (si sottolinea che il livello medio indicato è passibile di oscillazioni anche di notevole entità, non quantificabili con precisione, non essendosi reso possibile il monitoraggio temporale prolungato della falda per incompatibilità con i tempi indicati dalla Committenza)

Tab. 1: caratterizzazione fisica della successione stratigrafica presente nell’area (stimati 50 cm di riporto o coltivo o terreni rimaneggiati)

φ Ey n s Livello da m a m Litologia N30 ( ° ) (kN/m2) (kN/m3) (kN/m3)

2,70 Sabbia limosa e limo sabbioso, debolmente 1 0,50 ÷ argilloso, soffice, ricco in 4 29 3415 14,81 18,49 superficie di materia 6,60 organica

2,70 6,60 Ghiaia e sabbia prevalente, in scarsa matrice limosa, a 2 ÷ ÷ 19 32,8 15770 18,93 19,25 supporto prevalentemente 6,60 7,80 clastico

6,60 Sabbia limosa, debolmente ghiaiosa, con sottili e 3 ÷ 9,90 13 31,6 13750 17,90 19,00 discontinue intercalazioni di 7,80 livelli più francamente limosi

6 DETERMINAZIONE DELLA CATEGORIA DI SOTTOSUOLO, TOPOGRAFICA E DEI PARAMETRI SISMICI DI SITO E DI PROGETTO IN RELAZIONE ALLA PERICOLOSITA’ SISMICA DELL’AREA

L’indagine geognostica e geofisica utilizzata deve consentire anche l’attribuzione della categoria di sottosuolo ai sensi del D.M. 17/01/2018 – Norme Tecniche sulle Costruzioni: quanto svolto ed esposto nelle pagine che precedono ha portato a definire quale categoria di suolo di fondazione la C.

Tuttavia, l’area di intervento ricade all’interno di un ambito dove viene riconosciuto lo scenario di

Pericolosità Sismica Locale (PSL) Z4a per le amplificazioni litologiche (fig. 1), dove la DGR 2616/2011 prevede la realizzazione di un Secondo Livello di approfondimento per i comuni classificati in Zona Sismica

3. Lo Studio Geologico del comune di Formigara possiede tale studio di approfondimento di secondo livello realizzato su base strumentale, e pertanto tale analisi può essere acquisita anche a scala progettuale.

Tale approfondimento consiste nella definizione del fattore di amplificazione sismica (Fa) locale del sito in esame che viene posto in relazione con il corrispondente Fa soglia comunale predefinito da Regione

Lombardia per due diverse categorie di edifici (quelli con periodo di oscillazione compreso tra 0.1 e 0.5 secondi, cioè edifici bassi, regolari e rigidi, ai quali possono essere associati gli edifici in progetto, e quelli

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con periodo compreso tra 0.5 e 1.5 secondi, cioè edifici alti e flessibili). Nel caso in cui l’Fa di sito risulti pari o inferiore a quello soglia comunale significa che la normativa nazionale è sufficiente a salvaguardare dagli effetti di amplificazione sismica locale, ovvero può essere utilizzata la categoria di suolo di fondazione determinata sperimentalmente.

Diversamente, nel caso in cui l’Fa di sito risulti superiore a quello soglia comunale significa che la normativa nazionale risulta insufficiente a salvaguardare dagli effetti di amplificazione sismica locale, e pertanto o si procede con approfondimenti sismici di III° livello oppure si utilizza la categoria di sottosuolo inferiore.

Nel caso in esame l’Fa locale per edifici bassi e rigidi (periodo tra 0.1 e 0.5 sec) è risultato pari a

1,46, quindi più basso di quello soglia comunale calcolato in 1,8 (vedi Componente Geologica del PGT,

Relazione Geologico-Tecnica, dott. A. Soregaroli).

La categoria di suolo di fondazione secondo le tabelle allegate all’O.P.C.M. 3274/03 e al

D.M. 14/09/05 e successive revisioni (D.M. 14/01/08), deve quindi essere “C”, così come definita nella tabella 3.2.II ricavata dalle NTC 2018.

Per quanto riguarda la categoria topografica, il sito in esame appartiene ad un contesto pressoché pianeggiante.

Nei calcoli geotecnici si potrà pertanto far riferimento alla Categoria Topografica T1, così come definita nella tabella 3.2.III ricavata dalle NTC 2018

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Nei confronti delle azioni sismiche gli stati limite, sia ultimi che di esercizio, sono individuati riferendosi alle prestazioni della costruzione nel suo complesso, includendo gli elementi strutturali, quelli non strutturali e gli impianti.

Gli stati limite ultimi (SLU) dinamici sono:

- Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV)

- Stato Limite di prevenzione del Collasso (SLC)

Gli stati limite di esercizio (SLE) dinamici sono:

- Stato Limite di Operatività (SLO)

- Stato Limite di Danno (SLD)

Le probabilità di superamento PVR nel periodo di riferimento VR, cui riferirsi per individuare l’azione sismica agente in ciascuno degli stati limite considerati, sono riportate nella tabella seguente (tratta dalle NTC 2018).

I quattro stati limite sono ordinati per azione sismica crescente e per probabilità di superamento decrescente.

Le azioni sismiche di progetto si definiscono a partire dalla “pericolosità sismica di base” del sito di costruzione, che è descritta dalla probabilità che, in un fissato lasso di tempo (“periodo di riferimento” VR espresso in anni), in detto sito si verifichi un evento sismico di entità almeno pari ad un valore prefissato; la probabilità è denominata “Probabilità di eccedenza o di superamento nel periodo di riferimento” PVR.

La pericolosità sismica è definita in termini di:

• accelerazione orizzontale massima attesa “ag” in condizioni di campo libero su sito di riferimento

rigido (categoria A), con superficie topografica orizzontale (categoria T1);

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• ordinate dello spettro di risposta elastico in accelerazione ad essa corrispondente Se(T), con

riferimento a prefissate probabilità di eccedenza PVR nel periodo di riferimento VR.

Il periodo di riferimento VR si ricava, per ciascun tipo di costruzione, moltiplicandone la vita nominale VN per il coefficiente d’uso CU: VR = VN ×CU

Il valore del coefficiente d’uso CU è definito, al variare della classe d’uso, come mostrato nella sottostante tabella tratta dalle NTC 2018.

Per quanto attiene la classe d’uso, la tipologia di costruzione in progetto rientra nella classe II.

La vita nominale di un’opera strutturale VN è intesa come il numero di anni nel quale la struttura, purché soggetta alla manutenzione ordinaria, deve potere essere usata per lo scopo al quale è destinata. La vita nominale dei diversi tipi di opere è quella riportata nella tabella sottostante (tratta dalle NTC 2018).

Nel caso specifico per le tipologie di costruzione in progetto si assume un valore di vita nominale pari ad almeno 50 anni.

Ne deriva che il periodo di riferimento VR è pari a 50 anni.

Ai fini delle NTC le forme spettrali sono definite, per ciascuna delle probabilità di superamento nel periodo di riferimento PVR, a partire dai valori dei seguenti parametri su sito di riferimento rigido orizzontale:

- ag: accelerazione orizzontale massima al sito;

- Fo: valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale;

- T*C: periodo di inizio del tratto a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale.

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Una delle novità delle NTC è appunto la stima della pericolosità sismica basata su una griglia di

10751 punti, ove viene fornita la terna di valori ag, Fo e T*C per nove distinti periodi di ritorno TR.

Il primo passo consiste nella determinazione di ag (accelerazione orizzontale massima attesa su sito di riferimento rigido), a partire dalle coordinate geografiche dell’opera da verificare, che vengono di seguito forniti.

Il dettaglio di tutti i parametri sismici riferiti al sito e al progetto in esame è riportato in allegato 6 e nel prospetto grafico che segue. In particolare, la definizione dei parametri sismici medesimi, funzione della classe d’uso e della vita nominale dell’opera in progetto, risulta differente a seconda dei diversi stati limite a cui è riferita.

Si ricorda che, ai sensi della vigente normativa, il rispetto dei vari stati limite dinamici viene considerato conseguito nei confronti di tutti gli stati limite ultimi SLU quando siano soddisfatte le verifiche al solo SLV, mentre nei confronti di tutti gli stati limite di esercizio SLE quando siano rispettate le verifiche relative al solo SLD.

Pertanto, nel caso in esame, per le verifiche all’SLV si dovrà utilizzare un’accelerazione massima di

1.174 m/s2, a cui corrispondono valori di Kh e Kv rispettivamente pari a 0.024 e 0.012, mentre per le verifiche all’SLD si dovrà utilizzare un’accelerazione massima di 0.536 m/s2, a cui corrispondono valori di Kh e Kv rispettivamente pari a 0.011 e 0.005.

Viene inoltre svolta la verifica a liquefazione dei suoli di fondazione, di seguito esposta in apposito capitolo.

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6.1 Analisi della suscettibilità alla liquefazione del terreno

La liquefazione è un fenomeno di riduzione della resistenza al taglio causata dall’incremento della pressione neutra in un terreno saturo non coesivo durante uno scuotimento sismico. Ai sensi del punto

7.11.3.4 delle NTC 2018 la verifica alla liquefazione può essere omessa quando si manifesti almeno una delle seguenti circostanze:

1. accelerazioni massime attese al piano campagna in assenza di manufatti (condizioni di campo libero)

minori a 0.1 g;

2. profondità media stagionale della falda superiore a 15 m da p.c., per piano campagna sub-

orizzontale e strutture con fondazioni superficiali;

3. depositi costituiti da sabbie pulite con resistenza penetrometrica normalizzata (N1)60 > 30 oppure

qC1N > 180 dove (N1)60 è il valore della resistenza determinata in prove penetrometriche dinamiche

(Standard Penetration Test) normalizzata ad una tensione efficace verticale di 100 kPa e qC1N è il

valore della resistenza determinata in prove penetrometriche statiche (Cone Penetration Test)

normalizzata ad una tensione efficace verticale di 100 kPa;

4. distribuzione granulometrica esterna alle zone indicate nella Figura 7.11.1 (a) della NTC 2018 nel

caso di terreni con coefficiente di uniformità UC < 3.5, ed in figura 7.11.1 (b) nel caso di terreni con

coefficiente di uniformità UC > 3.5.

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In assenza di dati in merito al quarto punto, ricavabili solo attraverso analisi granulometrica di campioni di terreno di fondazione, in base alle informazioni a disposizione, il sottosuolo e la sismicità dell’area d’intervento possiedono caratteristiche geotecniche e idrogeologiche che non consentono a priori l’esclusione dalla possibilità di liquefazione dei terreni.

Tra i metodi semplificati di calcolo, il più noto è quello di Seed e Idriss (1982), basato su una procedura semi-empirica che richiede la conoscenza di pochi parametri geotecnici, quali granulometria, numero dei colpi della prova standard SPT, densità relativa e peso di volume, posizione della falda. Il metodo prevede un confronto tra le caratteristiche meccaniche dei terreni (valutata prevalentemente sui risultati di prove di sito) con l’eventuale occorrenza nel medesimo sito del fenomeno della liquefazione, a seguito di una sollecitazione sismica.

L’applicazione del metodo descritto ha consentito di definire un valore di fattore di sicurezza > 1 nei confronti della suscettibilità a liquefazione per i livelli granulari sotto falda, considerando di pari consistenza fino a 15 m di profondità lo strato n. 3 (anche se in realtà è possibile ipotizzare sia maggiore).

L’area in esame non risulta pertanto soggetta al fenomeno della liquefazione in caso di sisma.

Tab. 2: verifica della suscettibilità a liquefazione del terreno

fattore di Liv. da m a m Litologia Condizione sicurezza

2,70 Sabbia limosa e limo sabbioso, debolmente argilloso, soffice, 1 0,50 ÷ ricco in superficie di materia 1,129 Terreno NON liquefacibile 6,60 organica

2,70 6,60 Ghiaia e sabbia prevalente, in scarsa matrice limosa, a 2 ÷ ÷ supporto prevalentemente 2,48 Terreno NON liquefacibile 6,60 7,80 clastico

6,60 Sabbia limosa, debolmente ghiaiosa, con sottili e 3 ÷ 9,90 discontinue intercalazioni di 1,37 Terreno NON liquefacibile 7,80 livelli più francamente limosi

7 VALUTAZIONE DELLA CAPACITA’ PORTANTE DEI TERRENI ATTRAVERSO IL METODO DELLE “TENSIONI AMMISSIBILI” E STIMA DEI CEDIMENTI – D.M. LL.PP. 11/03/1988

N.B.: METODO NON PIU’ AMMESSO

Sebbene la più recente normativa settoriale abbia completamente sostituito l’approccio nel calcolo geotecnico, da una modalità alle cosiddette Tensioni Ammissibili (D.M.LL.PP. 11/03/1988, non più applicabile ad alcun caso) a quella agli Stati Limite (D.M. II. e TT. 17/01/2018 “Norme Tecniche sulle

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Costruzioni”), si ritiene possa risultare utile per un confronto tra i risultati cui i diversi metodi perverranno, e sui quali è naturalmente maturata una diversa sensibilità ed esperienza da parte degli operatori, l’esecuzione delle elaborazioni con entrambi i metodi.

Ogni calcolo e verifica, sia di tipo geotecnico che strutturale, dovrà quindi essere basata esclusivamente sul metodo agli stati limite e non su quanto contenuto nel paragrafo che segue, che vuole avere esclusivamente carattere orientativo e di collegamento con il metodo maggiormente utilizzato in passato nel territorio in esame e sul quale è ormai consolidata una maggiore esperienza e sensibilità da parte degli operatori.

Ciò premesso, il terreno di fondazione deve essere in grado di sopportare il carico trasmesso dalla costruzione su di esso gravante, senza che si verifichi una rottura per taglio. Inoltre, i cedimenti provocati dal carico trasmesso devono essere tali da non compromettere l'integrità della struttura.

Il calcolo della resistenza limite al taglio, o capacità portante ultima, qult, è stato effettuato tenendo conto che le prescrizioni sulla capacità portante ammissibile (qamm) per le fondazioni superficiali impongono un fattore di sicurezza minimo pari a 3 (D.M. LL. PP. 11/03/1988, art. C.4.2).

La capacità portante del terreno è stata ricavata inserendo il modello stratigrafico del terreno in un apposito codice di calcolo che utilizza la seguente espressione generale (1):

Qult = c' * Nc*Dc *Sc* Ic * Gc * Bc + ' * Nq *Dq*Sq * Iq * Gq * Bq + 0.5 *'* B *N  * D  * S  I  * G  * B  (1) dove: Qult = Pressione ultima a rottura B, D= Larghezza (lato minore o diametro per fondazioni circolari) e profondità di incastro c', Cu = Coesione drenata, non drenata  , ' = Densità totale, sommersa Nc, Nq, N = Fattori di Capacità Portante (funzione di ) sc, sq, s, sc', sq', s ' = Fattore di forma (drenato/non drenato) dc, dq, d, dc', dq', d' = Fattore di profondità (drenato/non drenato) ic, iq, i,ic', iq', i' = Fattore di inclinazione del carico (drenato/non drenato) gc, gq, g, gc', gq', g' = Fattore di inclinazione del terreno - fondazione su pendio (drenato/non drenato) bc, bq, b, bc', bq', b' = Fattore inclinazione del piano di fondazione - base inclinata (drenato/non drenato).

La scelta delle condizioni di calcolo a lungo e/o breve termine è condotta inserendo i parametri geotecnici dei terreni attraversati (,  etc ), passaggio che può comportare l’annullamento di alcuni dei termini dell’equazione sopra esposta (come nel caso di terreni coesivi con  = 0, o di terreni granulari con

Cu=0). Ogni relazione di portanza di cui sopra utilizza fattori di capacità portante e fattori di correzione

(fattori di forma, di profondità …) nella formulazione matematica sviluppata dal relativo autore. Nel caso specifico viene utilizzata l’elaborazione di Hansen, proposta in quanto risulta essere la più cautelativa.

Si prevedono fondazioni dirette del tipo a platea di impronta, sagoma e perimetro pari a quella della struttura in elevazione, con l’eccezione del plinto di sostegno della torcia e di un’ipotetica fondazione continua circolare per le vasche principali. Per queste due strutture la fondazione prevista è del tipo a

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platea circolare di diametro 20 m, posata a partire da – 250 cm dal p.c., oppure in alternativa la struttura di appoggio potrebbe essere vista come un cordolo continuo di fondazione di larghezza minima di 2 m a formare la circonferenza dell’opera, con sviluppo di 63 m

La forma della platea del blocco antincendio e del locale tecnico è stata approssimata a un poligono regolare (rettangolo) aventi le dimensioni indicate e di pari area della fondazione reale e ingombro simile, mancando nei codici di calcolo della capacità portante modulati sulla formulazione di Karl Terzaghi, fondazioni di forma irregolare o spezzettata o curvilinea quale quella di progetto.

I risultati ottenuti sono riportati nella tabella che segue. Si precisa che il valore di Qamm riportato

è già depurato del fattore di sicurezza 3 previsto dal D.M. 11/03/1988.

Si specifica inoltre che:

- Nella definizione del valore di capacità portante si è fatto riferimento alla formulazione di Hansen,

1970;

- Nella stima del valore di cedimento atteso si è fatto riferimento alla formulazione di Schmertmann

per cedimenti edometrici, riferita al metodo di consolidazione monodimensionale di Terzaghi

Tab. 3: determinazione della capacità portante ammissibile (Qamm)

Stima dei cedimenti (mm) tipo di fondazione e dimensioni Qamm Opera o struttura conseguenti (piano di posa) (kN/m2) all’applicazione di Qamm Digestore primario e vasca Platea circolare, diametro 20 m 302 >>50 di stoccaggio (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m Prevasca di carico 182 55 (- 2,50 m dal p.c.) Digestore primario e vasca Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 118 19 di stoccaggio (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 Antincendio 176 50 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m Cogeneratore 193 63 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m Torcia 109 14 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 Locale tecnico 209 71 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m Caricatore 184 55 (- 0,5 m dal p.c.)

È da notare come il valore di capacità portante ammissibile sia risultato molto elevato per le fondazioni a platea, oltre che, elemento di maggior attenzione, abbinato a un cedimento corrispondente che in taluni casi (indicati in rosso) supera la soglia limite fissata in 50 mm.

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Si ritiene infatti doveroso sottolineare che, in questi specifici casi, l’aspetto di maggiore criticità non è rappresentato dalla capacità portante del terreno, ma dai cedimenti che il terreno subisce in conseguenza dell’applicazione di carichi pari alla Qamm (e presumibilmente inferiori a quelli reali, non noti) e che possono risultare tali da compromettere la sicurezza e la fruibilità dell’opera realizzata.

Per tale motivo è stato scelto un approccio che attraverso un procedimento contrario fissa un valore massimo di cedimento (ad es. 5 cm) inferiore a quello conseguente alla Qamm, risalendo successivamente a ritroso al valore di spinta che determina lo sviluppo di tale cedimento (indicato con Q50).

È evidente come, qualora il valore di azione reale fosse inferiore a quello riportato, il cedimento conseguente risulterebbe inferiore al valore soglia fissato.

L’approccio descritto ha portato al seguente risultato:

Tab. 3bis: determinazione della capacità portante che genera un cedimento ritenuto ammissibile di 5 cm

Stima dei cedimenti

tipo di fondazione e dimensioni Q50 < Qamm (mm) conseguenti (profondità di posa) (kN/m2) all’applicazione di

Q50

Platea circolare, diametro 20 m 101 50 (- 2,50 m dal p.c.)

Platea circolare, diametro 8 m 167 50 (- 2,50 m dal p.c.)

Platea rettangolare, 15 x 5 m 155 50 (- 0,5 m dal p.c.)

Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 171 50 (- 0,5 m dal p.c.)

Platea di area 64 m2 151 50 (- 0,5 m dal p.c.)

Si segnala che la posa di carichi o azioni verticali su terreni granulari incoerenti innesca un comportamento di tipo elastico e l’effetto dell’azione si esaurisce principalmente all’applicazione del carico stesso, con la componente dei cedimenti di tipo secondario o edometrico molto più contenuta ma ugualmente presente, che si può manifestare anche in un periodo di 10-15 anni, specialmente, nel caso in esame, per opere poste in superficie dove la componente fine o compressibile (data dalle sabbie sciolte o dalla coltre limo-argillosa-sabbiosa) è più abbondante. In questo caso dovrà sempre essere posta elevata attenzione al possibile sviluppo di cedimenti differenziali, e si raccomanda sempre di dotare il telaio fondazionale di opportuni elementi trasversali di raccordo, a formare un insieme molto rigido e di elevata resistenza alla torsione e flessione, specialmente in condizioni dinamiche (presenza di sisma).

La scelta della platea si dovrebbe configurare la migliore soluzione a contrasto dei fenomeni descritti.

Carichi inferiori alle Q indicate innescheranno logicamente cedimenti proporzionalmente inferiori.

30

8 VERIFICA AGLI STATI LIMITE ULTIMI “SLU” AL COLLASSO PER CARICO LIMITE DEI TERRENI DI FONDAZIONE (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI STATICHE

N.B.: UNICO METODO UTILIZZABILE

Gli Stati Limite Ultimi “SLU” determinati dal raggiungimento della resistenza del terreno interagente con le fondazioni riguardano il collasso per carico limite nei terreni di fondazione e per scorrimento sul piano di posa. L’azione di progetto è la componente della risultante delle forze in direzione normale al piano di posa. La resistenza di progetto è il valore della forza normale al piano di posa cui corrisponde il raggiungimento del carico limite nei terreni di fondazione. Per quanto riguarda l’analisi al carico limite, nelle verifiche SLU nei confronti degli Stati Limite Ultimi strutturali (STR) e geotecnici (GEO) si adotta un solo (evidenziato in verde) approccio/combinazione tra i quattro diversi previsti dalle NTC:

Le diverse combinazioni sono formate da gruppi di coefficienti parziali :

A = Azioni F

M = resistenza dei materiali (terreno) 

R = resistenza globale del sistema R

Quindi, nell’approccio 1 si impiegano due diverse combinazioni di gruppi di coefficienti parziali, rispettivamente definiti per le azioni A, per la resistenza dei materiali M ed eventualmente per la resistenza globale del sistema R. Per entrambe le combinazioni si impiegano i coefficienti parziali  riportati nelle tabelle 6.2.I, 6.2.II e 6.4.I contenute nelle NTC di cui al D.M. 17/01/2018, che seguono. Diversamente, nell’approccio 2 si impiega un’unica combinazione sia per il dimensionamento strutturale STR che per quello geotecnico GEO, impiegando i medesimi coefficienti ma con diversa associazione.

Nelle verifiche di sicurezza devono essere presi in considerazione tutti i meccanismi di stato limite ultimo, sia a breve sia a lungo termine. Gli stati limite ultimi delle fondazioni superficiali si riferiscono allo sviluppo di meccanismi di collasso determinati dalla mobilitazione della resistenza del terreno e al raggiungimento della resistenza degli elementi strutturali che compongono la fondazione stessa.

Le verifiche devono essere effettuate almeno nei confronti dei seguenti stati limite, accertando che la condizione Ed ≤ Rd sia soddisfatta per ogni stato limite considerato (evidenziato quello oggetto del presente elaborato tecnico):

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➢ SLU di tipo geotecnico (GEO)

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

- collasso per scorrimento sul piano di posa;

- stabilità globale.

➢ SLU di tipo strutturale (STR)

- raggiungimento della resistenza negli elementi strutturali.

A meno della verifica di stabilità globale, le rimanenti verifiche devono essere effettuate applicando la combinazione (A1+M1+R3) di coefficienti parziali prevista dall’Approccio 2, tenendo conto dei valori dei coefficienti parziali riportati nelle Tabelle 6.2.I, 6.2.II e 6.4.I. Nelle verifiche nei confronti di SLU di tipo strutturale (STR), il coefficiente r non deve essere portato in conto. La verifica di stabilità globale invece deve essere effettuata secondo la combinazione 2 (A2+M2+R2) dell’approccio 1, tenendo conto dei coefficienti parziali riportati nelle tabelle 6.2.I e 6.2.II per le azioni e i parametri geotecnici e con un R di

1,1 quale valore di R3.

Il D.M. 17/01/2018 prevede quindi, riepilogando, le verifiche al carico limite con il solo Approccio

2, per il quale la combinazione dei parametri è A1 + M1 + R3 con R=2,3, e la limitazione delle verifiche di stabilità globale alla combinazione A2 + M2 + R2 con R=1,1.

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In sintesi, l’approccio in uso e previsto dalla normativa non prevede l’applicazione di un fattore di sicurezza unico (come previsto dal vecchio D.M. 11/03/1988 pari a 3 nel caso di fondazioni superficiali) applicato al valore di portanza ottenuto attraverso i tradizionali codici di calcolo, ma consiste nell’utilizzo di coefficienti di sicurezza parziali applicati ai vari fattori che determinano il risultato dell’equazione

Rd/R  Ed (2) che verifica la sicurezza nei confronti dello stato limite ultimo SLU, ove Rd è la resistenza di progetto mentre Ed è il valore di progetto dell’effetto delle azioni.

Nel caso in esame viene determinato esclusivamente il valore della resistenza di progetto del terreno Rd.

La determinazione dei valori di Rd è stata effettuata inserendo all’interno del codice di calcolo di cui all’equazione 1) i parametri geotecnici attribuiti ai terreni di fondazione e considerando le medesime tipologie fondazionali già descritte nel capitolo che precede.

Tab. 4: determinazione dei valori di Rd in condizioni statiche per le differenti combinazioni e approcci previsti dalle NTC del D.M. 17/01/2018 e per le tipologie fondazionali considerate Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR) kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 905 905 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 545 545 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 354 354 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 529 529 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 578 578 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 327 327 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 628 628 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 553 553 (- 0,5 m dal p.c.)

33

I risultati riportati nella tabella 4 sono riferiti esclusivamente al valore di Rd (o capacità portante).

In assenza dei valori di progetto dell’azione Ed, di competenza del Progettista Strutturista, si è ritenuto utile

procedere al calcolo dei valori per i quali risulti verificata l’equazione:

Rd/r  Ed  verifica soddisfatta

Nella tabella che segue sono riportati i suddetti valori di Ed (valori di progetto dell’azione uguali o

inferiori a quelli sotto elencati soddisfano i requisiti previsti dalle NTC). Si specifica che il valore riportato

dovrà essere confrontato con il valore di azione Ed già comprensivo dei coefficienti parziali per le azioni o

per l’effetto delle azioni di cui alla tabella 6.2.I, colonne A1 e/o A2.

Tab. 5: determinazione dei valori Rd/r corrispondenti agli Ed massimi (comprensivi dei coefficienti parziali per le azioni o per l’effetto delle azioni di cui alla tabella 6.2.I) in condizioni statiche per le differenti combinazioni e approcci previsti dalle NTC del D.M. 17/01/2018 e per le tipologie fondazionali considerate. Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR)* kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 393 905 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 237 545 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 154 354 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 230 529 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 251 578 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 142 327 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 273 628 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 240 553 (- 0,5 m dal p.c.) * Nelle verifiche effettuate con l’approccio 2 che siano finalizzate al dimensionamento strutturale STR il coefficiente r non deve essere portato in conto, ossia R3=R1=1

9 VERIFICA AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO “SLE” (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI STATICHE

Le opere e le varie tipologie strutturali devono garantire la sicurezza anche nei confronti degli stati

limite di esercizio SLE, intesi come la capacità di garantire le prestazioni previste per le condizioni di

esercizio. Deve quindi essere verificata l’equazione:

Ed  Cd (3)

dove:

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Ed: valore di progetto degli effetti dell’azione (cedimento)

Cd: valore limite dell’effetto delle azioni (spostamenti e deformazioni che possono

compromettere la funzionalità di una struttura)

Uno SLE ha carattere reversibile nel caso in cui si esamini una situazione in cui la deformazione o il danno cessino con l’estinguersi della causa che ha determinato il superamento dello stato limite. Se, pur non avendosi il collasso (determinato dal superamento dello Stato Limite Ultimo), l’opera subisce lesioni tali da renderla inutilizzabile, si è in presenza di danni irreversibili o di deformazioni permanenti inaccettabili.

Ad esempio, nel caso di una fondazione superficiale, ciò può verificarsi quando i cedimenti del terreno superano una soglia critica, provocando delle distorsioni angolari non accettabili negli elementi della sovrastruttura.

L’applicazione di un carico ad un terreno naturale comporta lo sviluppo di un cedimento, che consiste nello spostamento verticale del terreno di appoggio della fondazione, funzione principalmente delle proprietà degli strati compressibili e dell’intensità e distribuzione della pressione verticale su questi strati.

L’esperienza ha dimostrato che la pressione verticale può essere calcolata con sufficiente cura, assumendo che il terreno sotto la costruzione sia perfettamente elastico ed omogeneo.

Basandosi su queste ipotesi e applicando il metodo di Boussinesq è possibile ricostruire la distribuzione degli sforzi applicati al terreno dalle fondazioni in progetto alle diverse profondità (figura 9), consentendo una stima dei cedimenti totali previsti ottenuta per sommatoria dei cedimenti valutati per porzioni omogenee di terreno di spessore sufficientemente piccolo.

Figura 9: curve di uguale pressione verticale sotto una fondazione: a) nastriforme – b) quadrata

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Per il calcolo dei cedimenti viene applicata la seguente equazione:

dove:

n: numero degli strati di terreno;

Hi: altezza dello strato i-esimo

zi: incremento medio della pressione verticale indotto dall’area di carico nello strato i-esimo

Ei: modulo elastico dello strato i-esimo

Il calcolo è esteso fino alla profondità Z per la quale è soddisfatta la seguente equazione: z <  * ’v0 dove:

 = coefficiente variabile fra 0.10 e 0.20

’v0 = pressione geostatica verticale efficace

Ai sensi del D.M. 17/01/2018, nella verifica agli SLE, devono essere considerati i valori di azione esercitati dalla/e struttura/e in progetto (di competenza del Progettista Strutturista); in assenza di tale dato non è stato possibile impostare i calcoli relativi allo sviluppo del cedimento teorico al di sotto delle fondazioni secondo il metodo agli S.L.E.

Per ogni altra valutazione in proposito si rinvia pertanto alle considerazioni esposte nel capitolo relativo alla stima dei cedimenti secondo il metodo alle tensioni ammissibili. L’aspetto potrà essere oggetto di approfondimento o di ulteriore verifica/calcolo una volta noti i reali valori di azione o carico agenti sulle opere di fondazione e trasmessi al terreno di appoggio.

10 VERIFICA AGLI STATI LIMITE ULTIMI “SLU” E DI ESERCIZIO “SLE” DEI TERRENI DI FONDAZIONE (D.M. 17/01/2018) – CONDIZIONI DINAMICHE

Sulla scorta della sismicità propria dell’area, della pericolosità sismica locale e dei parametri sismici di sito e di progetto, descritti ed esposti nel capitolo n. 6, vengono quindi determinati i valori di resistenza dinamica allo SLU (SLV) per i terreni interessati dalla posa delle fondazioni. Ai sensi delle NTC 2018, - punto 7.11.5.3.1, la capacità del complesso fondazione-terreno deve essere verificata con riferimento allo stato limite ultimo (SLV) nei confronti del raggiungimento della resistenza per carico limite e per scorrimento, nel rispetto della condizione Ed ≤ Rd e adottando i coefficienti parziali della Tabella 7.11.II.

36

In tutte le verifiche, la procedura adottata per il calcolo della resistenza deve essere congruente con quella adottata per il calcolo delle azioni. Più precisamente, la resistenza può essere valutata con approcci di tipo pseudo-statico se la determinazione delle azioni discende da un’analisi pseudo-statica o di dinamica modale.

Sulla scorta delle indicazioni contenute nella Circolare n. 7 del 21/01/2019 emanata dal Consiglio

Superiore dei Lavori Pubblici, viene fatto riferimento al paragrafo C7.11.5.3.1, che riporta per le fondazioni superficiali:

“L’analisi pseudo statica delle fondazioni si esegue utilizzando valori unitari per i coefficienti parziali sulle azioni e sui parametri geotecnici […]. L’azione del sisma si traduce in accelerazioni nella parte di sottosuolo che interagisce con l’opera e in variazioni delle sollecitazioni normali, di taglio e nei momenti flettenti sulla fondazione […] (effetto inerziale). Nelle verifiche a carico limite, le NTC consentono di trascurare le azioni inerziali agenti nel volume di terreno sottostante la fondazione. In tal caso l’effetto dell’azione sismica si traduce nella sola variazione delle azioni di progetto in fondazione rispetto a quelle valutate nelle combinazioni statiche. La verifica viene condotta con le usuali formule del carico limite tenendo conto dell’eccentricità e dell’inclinazione, rispetto alla verticale, del carico agente sul piano di posa. In tal caso di adotta un coefficiente r a carico limite pari a 2,3. Nel caso in cui si considerino esplicitamente le azioni inerziali nel volume di terreno al di sotto della fondazione, le NTC consentono di utilizzare un coefficiente r a carico limite più basso e pari a 1,8. In tal caso, le accelerazioni nel volume di sottosuolo interessato dai cinematismi di rottura modificano i coefficienti di capacità portante in funzione del coefficiente sismico pseudo-statico kh, che simula l’azione sismica in tale volume di terreno”.

Sulla base di quanto premesso, l’azione del sisma si traduce in accelerazioni nel sottosuolo (effetto cinematico) e nella fondazione, per l’azione delle forze di inerzia generate nella struttura in elevazione

(effetto inerziale). Nell’analisi pseudo – statica, modellando l’azione sismica attraverso la sola componente orizzontale, tali effetti possono essere portati in conto mediante l’introduzione di coefficienti sismici rispettivamente denominati Khi e Khk, il primo definito dal rapporto tra le componenti orizzontale e verticale dei carichi trasmessi in fondazione ed il secondo funzione dell’accelerazione massima attesa al sito. L’effetto inerziale produce variazioni di tutti i coefficienti di capacità portante del carico limite in funzione del coefficiente sismico Khi e viene portato in conto impiegando le formule comunemente adottate

37

per calcolare i coefficienti correttivi del carico limite in funzione dell’inclinazione, rispetto alla verticale, del

carico agente sul piano di posa. L’effetto cinematico modifica il solo coefficiente Ng in funzione del

coefficiente sismico Khk; il fattore Ng viene quindi moltiplicato sia per il coefficiente correttivo dell’effetto

inerziale, sia per il coefficiente correttivo per l’effetto cinematico.”

Il metodo descritto consente quindi di giungere alla definizione di nuovi valori di Rd “dinamici”,

che tengano conto della sismicità dell’area considerata, della tipologia di opera in costruzione e delle

caratteristiche litologiche e topografiche del sito investigato. Sulla base della progettazione delle opere in

previsione, sono stati ipotizzati dagli scriventi i dati strutturali di interesse antisismico relativi a una

struttura in calcestruzzo di altezza massima di 8 metri e con un periodo T del modo fondamentale di vibrare

pari a 0,357 secondi e fattore di struttura q pari a 1,5. L’aspetto, su richiesta del progettista strutturista,

potrà essere approfondito e rivisto sulla scorta dei reali e definitivi parametri propri delle strutture, al

momento non noti. I valori dedotti dall’elaborazione descritta sono riportati nella tabella che segue.

Tab. 6: determinazione dei valori di Rd in condizioni dinamiche (all’SLV) per le differenti combinazioni e approcci previsti dalle NTC del D.M. 17/01/2018 e per le tipologie fondazionali considerate Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR) kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 521 521 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 365 365 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 247 247 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 325 325 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 344 344 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 262 262 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 378 378 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 346 346 (- 0,5 m dal p.c.)

I risultati riportati nella tabella 6 sono riferiti esclusivamente al valore di Rd (o capacità portante

agli stati limite ultimi dinamici QSLVdin). In assenza dei valori di progetto dell’azione Ed, di competenza del

Progettista Strutturista, si è ritenuto utile procedere al calcolo dei valori per i quali risulti verificata

l’equazione:

Rd/r  Ed  verifica soddisfatta

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Nella tabella che segue sono riportati i suddetti valori di Rd/r. Si specifica che il valore riportato

dovrà essere confrontato con il valore di azione Ed già comprensivo dei coefficienti parziali per le azioni o

per l’effetto delle azioni di cui alla tabella 6.2.I, colonne A1 e/o A2.

Tab. 7: determinazione dei valori Rd/r corrispondenti agli Ed massimi accettabili (comprensivi dei coefficienti parziali per le azioni o per l’effetto delle azioni di cui alla tabella 6.2.I) in condizioni dinamiche (all’SLV) per le differenti combinazioni e approcci previsti dalle NTC del D.M. 17/01/2018 e per le tipologie fondazionali considerate. Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR)* kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 289 521 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 203 365 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 137 247 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 181 325 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 191 344 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 146 262 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 210 378 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 192 346 (- 0,5 m dal p.c.) * Nelle verifiche effettuate con l’approccio 2 che siano finalizzate al dimensionamento strutturale STR il coefficiente r non deve essere portato in conto, ossia R3=R1=1

Come già descritto per il calcolo in condizioni statiche, anche in condizioni dinamiche, in assenza

del dato di azione di progetto, non è possibile procedere con il calcolo dello stato limite di esercizio

(cedimento) in condizioni dinamiche calcolato all’SLD. Si rimanda pertanto a quanto già esposto

relativamente alla stima dei cedimenti secondo il metodo alle “tensioni ammissibili” in condizioni statiche.

11 CONCLUSIONI

Riepilogando, agli scriventi è stata affidata la realizzazione di un’indagine geologica e geognostica,

come previsto dal D.M. II. e TT. del 17/01/18 Aggiornamento delle “Norme Tecniche sulle Costruzioni” e

dalle D.G.R. Lombardia 2616/2011 e 5001/2016, a supporto della progettazione di un nuovo impianto di

biogas in comune di Formigara (CR), località Cascina Biasolo.

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Il lavoro è stato articolato in diverse e articolate fasi d’indagine sia bibliografiche preliminari che dirette, che ha consentito in primis la ricostruzione dell’assetto geologico dell’ambito di intervento considerato nel suo insieme. Tale assetto è stato successivamente verificato mediante accurati rilievi morfologici in sito e l’esecuzione di prove penetrometriche dinamiche, scavi esplorativi e misure piezometriche, oltre all’acquisizione delle indagini geofisiche contenute nello Studio Geologico comunale di

Formigara (anno 2014), che hanno consentito di ricostruire l’assetto stratigrafico locale e di acquisire i parametri geotecnici e sismici dei terreni di fondazione. Le indagini condotte consentono di esprimere le seguenti considerazioni conclusive:

• la stratigrafia dell’area si riassume nella presenza di un livello superficiale, spinto da piano campagna e

fino alla profondità molto variabile di – 2,70 / 6,60 m da p.c., costituito da sabbia limosa e limo

sabbioso, debolmente argilloso, soffice, ricco in superficie di materia organica. Oltre tale livello e per

uno spessore parimenti abbastanza discontinuo compaiono terreni costituiti da ghiaia e sabbia, in

matrice limosa, a supporto prevalentemente clastico. Infine, a letto del livello ghiaioso-sabbioso e fino

alla massima profondità investigata, pari a – 9,9 m da p.c., si riscontra la presenza di terreni costituiti

da sabbia limosa, debolmente ghiaiosa, con sottili e discontinue intercalazioni di livelli più francamente

limosi;

• dal punto di vista idrogeologico, il sottosuolo si caratterizza dalla presenza di una falda freatica il cui

valore medio di minima soggiacenza da piano campagna è collocato, sulla base dei dati riportati in

letteratura e delle indagini dirette eseguite, in primis le misurazioni piezometriche nei piezometri

presenti nel sito, in 3,5 m;

• dal punto di vista geomorfologico, l’area si presenta pianeggiante e priva di evidenze di dinamica attiva

o quiescente che possano porsi in contrasto o anche solo costituire alcuna significativa limitazione alla

realizzazione dell’intervento in progetto;

• dal punto di vista dell’idrografia di superficie, l’area di intervento appartiene ad un ambito ritenuto

allagabile per piene catastrofiche o per piene rare con tempi di ritorno pari a 500 anni (Fascia C del

PAI; scenario L del PGRA). Le norme associate a tale fascia, ai sensi dei contenuti delle Norme

Geologiche allegate allo Studio Geologico comunale di Formigara (Classe di Fattibilità 3b), risultano

compatibili con il progetto in esame;

• il calcolo relativo alla portanza del terreno è stato eseguito sia col metodo delle Tensioni Ammissibili (di

cui al D.M.LL.PP. 11/03/88) che attraverso il metodo degli Stati Limite (NTC di cui al D.M.

17/01/2018). Attraverso il metodo alle Tensioni Ammissibili ha fornito i valori di capacità portante

ammissibile e cedimento riportati nella tabella riepilogativa che segue:

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Stima dei cedimenti (mm) tipo di fondazione e dimensioni Qamm Opera o struttura conseguenti (piano di posa) (kN/m2) all’applicazione di Qamm Digestore primario e vasca Platea circolare, diametro 20 m 101 * 50 di stoccaggio (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m Prevasca di carico 167 * 50 (- 2,50 m dal p.c.) Digestore primario e vasca Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 118 19 di stoccaggio (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) Antincendio 176 50 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m Cogeneratore 155 * 50 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m Torcia 109 14 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 Locale tecnico 151 * 50 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m Caricatore 171 * 50 (- 0,5 m dal p.c.)

* : valori inferiori alla reale Qamm ma capaci di sviluppare il massimo cedimento ritenuto ammissibile posto pari a 50 mm

• la verifica agli Stati Limite Ultimi in condizioni statiche ha portato alla definizione dei valori di Ed

massimi accettabili (Rd/r) riportati nella tabella che segue. Si ricorda che tali valori di azione massima

sono comprensivi dei coefficienti parziali A1 e A2 sulle azioni (tab. 6.2.I)

• la verifica agli Stati Limite di Esercizio in condizioni statiche, in assenza dei valori di azione di

progetto, in applicazione del dettame delle vigenti NTC, non è risultata possibile. Analogamente non è

risultata possibile la verifica degli SLE in condizioni dinamiche all’SLD;

41

Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR)* kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 393 905 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 237 545 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 154 354 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 230 529 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 251 578 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 142 327 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 273 628 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 240 553 (- 0,5 m dal p.c.)

* Nelle verifiche effettuate con l’approccio 2 che siano finalizzate al dimensionamento strutturale STR il coefficiente r non deve essere portato in conto, ossia R3=R1=1

• in condizioni dinamiche la verifica agli stati limite ultimi è stata condotta considerando una categoria

di suolo C, Categoria Topografica ai sensi dell’Allegato 2 dell’OPCM 3274/03, classe d’uso II e

vita nominale  50 anni. La combinazione di queste condizioni applicata al sito di interesse ha fornito

i parametri sismici riportati in allegato 5. L’approccio all’elaborazione in condizioni sismiche previsto

dalle NTC (paragrafo C7.11.5.3.1 della circolare esplicativa del 02.02.2009) ha portato alla definizione

dei valori di Rd/r (corrispondenti agli Ed massimi applicabili, comprensivi dei coefficienti parziali per le

azioni o per l’effetto delle azioni di cui alla tabella 6.2.I) in condizioni dinamiche (all’SLV) che

seguono:

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Approccio 2 Approccio 2 tipo di fondazione e dimensioni Combinazione 1 Combinazione 1 (piano di posa) A1+M1+R3 (GEO) A1+M1+R3 (STR)* kN/m2 kN/m2 Platea circolare, diametro 20 m 289 521 (- 2,50 m dal p.c.) Platea circolare, diametro 8 m 203 365 (- 2,50 m dal p.c.) Nastriforme curvilinea, larghezza 2 m 137 247 (- 2,50 m dal p.c.) Platea di area 50 m2 (11 x 4,5 m) 181 325 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 15 x 5 m 191 344 (- 0,5 m dal p.c.) Plinto quadrato, lato 2 m 146 262 (- 0,5 m dal p.c.) Platea di area 64 m2 210 378 (- 0,5 m dal p.c.) Platea rettangolare, 7,7 x 5,3 m 192 346 (- 0,5 m dal p.c.)

* Nelle verifiche effettuate con l’approccio 2 che siano finalizzate al dimensionamento strutturale STR il coefficiente r non deve essere portato in conto, ossia R3=R1=1

• La verifica a liquefazione ha portato ad escludere che il sottosuolo dell’area investigata sia passibile di

tale fenomeno in caso di sisma;

• Si raccomanda alla D.L. la stretta vigilanza sul particolare aspetto legato al raggiungimento dei terreni

sabbioso-limoso naturali quali orizzonte di appoggio. Dovrà sempre essere tassativamente e

scrupolosamente rimosso l’orizzonte superficiale di terreno vegetale o di riporto o di terreni

rimaneggiati e disuniformi.

• In assenza dei dati di azione di progetto, non comunicati, non sono risultate possibili le verifiche

riguardanti gli stati limite di esercizio; allo stesso modo sono demandate al progettista strutturista,

nella propria relazione sulle fondazioni, le verifiche finali di soddisfacimento della relazione Rd/R  Ed

per quanto riguarda la resistenza al carico limite.

Sulla base dell’indagine svolta (eseguita necessariamente per punti), premesso quanto sopra e

fatte salve le indicazioni tecniche riportate e la scrupolosa osservazione dei valori di capacità portante

calcolati, che non dovranno per nessun motivo essere superati, è possibile ritenere l’intervento in progetto

compatibile con l’assetto geologico dell’ambito in cui esso ricade e con le caratteristiche geotecniche del

sottosuolo, in relazione al quale dovrà essere attentamente concepito e realizzato.

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Inoltre, è possibile reputare quanto in progetto conciliabile con gli strumenti di pianificazione territoriale di natura geologica e idrogeologica di cui Formigara è dotata; pertanto, oltre ad ottemperare agli obblighi di legge previsti a livello nazionale e comunitario, l’indagine svolta evade le prescrizioni vigenti a livello comunale in merito agli approfondimenti geologici necessari per la realizzazione di nuovi interventi edificatori all’interno della Classe di Fattibilità 3b.

13/01/2021

dott. Giulio Mazzoleni, geologo dott. Davide Incerti, geologo

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