Experimental behaviour of shallow foundations of wind towers Comportamento sperimentale di fondazioni superficiali di torri eoliche - ingenio-web.it
←
→
Trascrizione del contenuto della pagina
Se il tuo browser non visualizza correttamente la pagina, ti preghiamo di leggere il contenuto della pagina quaggiù
Experimental behaviour of shallow foundations of wind towers
Comportamento sperimentale di fondazioni superficiali di torri eoliche
Bruno Dal Lago1,2, Luca Flessati2, Pietro Marveggio2, Paolo Martinelli2, Giancarlo Fraraccio3,
Claudio di Prisco2, Marco di Prisco2
1
Department of Theoretical and Applied Sciences, Università degli Studi dell’Insubria, Varese, Italy
2
Department of Civil and Environmental Engineering, Politecnico di Milano, Milan, Italy
3
Enel Green Power S.p.a., Rome, Italy
ABSTRACT: This paper shows the main outcomes from an experimental programme carried out at the LPMSC la-
boratory of Politecnico di Milano concerning cyclic and monotonic lateral loading on prototypes of onshore wind towers
with shallow foundations embedded into sand soil. The applied load simulates extreme wind conditions. The 3 couples
of prototypes have been scaled down 15 times maintaining reinforcement typologies and geometric ratios similar to the
current praxis, with different reinforcement layouts: (a) complete, (b) without shear reinforcement, (c) without shear re-
inforcement and with 50% of ordinary steel bars using a FRC 3C. The test setup has also been studied with relevant ad-
ditional masses to simulate stress conditions similar to those of the current praxis. The experimental activity is part of a
wider research grant agreement stipulated among the Departments of Civil and Environmental Engineering, Mechanics,
Energy, and Management Engineering of Politecnico di Milano and Enel Green Power Spa. / La memoria mostra i prin-
cipali risultati ottenuti da una campagna sperimentale effettuata presso il laboratorio LPMSC del Politecnico di Milano
con applicazione di carichi laterali ciclici e monotoni su prototipi di torri eoliche su terra con fondazioni superficiali
immerse in terreno sabbioso. La modalità di carico applicata simula condizioni estreme di carico indotto dal vento. Le 3
coppie di prototipi sono state scalate con fattore 15 mantenendo tipologie e rapporti d’armatura fedeli alla prassi realiz-
zativa corrente, con differenti schemi d’armatura: (a) completa, (b) senza armatura a taglio e (c) senza armatura a taglio
e con il 50% di armatura rimanente usando un fibrorinforzato di classe 3C. Anche il banco di prova è stato studiato con
notevoli masse aggiuntive al fine di riprodurre condizioni di sforzo prossime a quelle della prassi realizzativa. L’attività
sperimentale presentata fa parte di un contratto di ricerca articolato tra Dipartimenti di Ingegneria Civile ad Ambientale,
di Meccanica, di Energia e di Ingegneria Gestionale del Politecnico di Milano e finanziato da Enel Green Power Spa.
KEYWORDS: wind towers; shallow foundations; testing; scale model; shear reinforcement; fibre-reinforced concrete / torri eoli-
che; fondazioni superficiali; prove sperimentali; modello in scala; armature a taglio; calcestruzzo fibro-rinforzato
1 INTRODUZIONE gramma quadro di ricerca tra tale istituto ed Enel
Green Power S.p.a., si prefigge i seguenti obiettivi:
Lo sforzo planetario rivolto al passaggio da combu- (a) osservare e caratterizzare la prestazione
stibili fossili a fonti rinnovabili per la produzione di dell’insieme suolo-struttura sotto carichi sia di servi-
energia sta portando ad una straordinaria diffusione zio che ultimi indotti dalle più severe condizioni di
di turbine eoliche montate su torri posizionate sia su progetto per carico da vento; (b) indagare resistenza,
terraferma che in mare. Le torri su terraferma sono capacità ultima rotazionale e modi di rottura del si-
tipicamente installate su fondazioni superficiali di stema fondazione-terreno; (c) valutare l’efficacia di
tipo massivo. Le gabbie di armatura per tali fonda- differenti schemi di disposizione di armatura o della
zioni, pur seguendo spesse volte logiche legate parziale sostituzione di armatura in barre con fibre
all’adozione di armatura minima, risultano impiega- metalliche disperse nell’elemento di fondazione.
re una notevole quantità di acciaio e inoltre, data la I risultati della sperimentazione, effettuata su
loro dimensione, tali gabbie risultano essere di com- provini fortemente scalati, sono strumentali al fine di
plesso e laborioso assemblaggio (Fig. 1). Pertanto, calibrare approcci semplificati di progetto e oppor-
l’eventuale ottimizzazione delle gabbie di armatura tuni modelli numerici in grado di estendere su scala
potrebbe incrementare sia la sostenibilità, sia la reale i risultati ottenuti, anche con differenti schemi
competitività di tali opere. di armatura, geometria della torre, o tipologie di ter-
L’attività sperimentale descritta in questa memo- reno. Alcuni risultati delle attività rivolte in tal senso
ria, coordinata dal Dipartimento di Ingegneria Civile sono raccolti in di Prisco et al. (2021), Flessati et al.
e Ambientale (DICA) e svolta al laboratorio LPMSC (2021) e Martinelli et al. (2021).
del Politecnico di Milano nell’ambito di un pro-
gli staffoni, sia per la resistenza a taglio che per la
diffusione del carico (pur parzialmente sostituiti da
barre verticali di minor diametro necessarie per la
stabilità della gabbia), e la sostituzione del 50% del-
le barre di armatura sia radiale che circonferenziale
con fibre metalliche disperse nel getto (oltre anche
in questo caso alla rimozione di tutti gli staffoni).
Entrambe le strategie possono portare a significativi
risparmi in termini di materiale e, specialmente nel
secondo caso, tempo di assemblaggio e manodopera.
Sono stati pertanto definiti 3 provini di fondazione
da studiare, il primo (FO1) formalmente identico al-
la fondazione reale, il secondo (FO2) senza staffoni
e il terzo (FO3) senza staffoni e con la restante ar-
matura dimezzata.
Volendo cogliere il comportamento dell’insieme
fondazione-terreno mantenendo il reale rapporto tra
taglio e momento agenti in fondazione, è apparso
Figure 1. Reinforcement cage of a typical shallow foundation necessario sottoporre a prova i campioni di fonda-
of onshore wind turbine towers / Gabbia di armatura di una ti- zione immersi nel terreno, riproducendo anche il fu-
pica fondazione superficiale per torri eoliche su terraferma. sto della torre. Per poter allocare una vasca riempita
di terreno e il fusto nel laboratorio LMPSC del Poli-
tecnico di Milano, è risultato necessario realizzare
2 PROGRAMMA SPERIMENTALE modelli aventi fattore di scala rispetto ai prototipi
originali pari a 15. Si è scelto di utilizzare materiali
Il programma sperimentale si è basato su un progetto tradizionali, avvicinandosi il più possibile alle quan-
reale di una torre eolica con fusto in acciaio di altez- tità scalate (sabbia di minimo vaglio per il terreno,
za 85 m dal colletto della fondazione al baricentro calcestruzzo confezionato con soli aggregati fini,
dell’aerogeneratore, avente potenza di 3.5 MW. barre in acciaio da c.a. di diametro 5 mm, fibre me-
L’elemento di fondazione in calcestruzzo armato ha talliche di diametro 0.16 mm) pur senza poter otte-
carpenteria composta da un cilindro di 19 m di dia- nere una perfetta similitudine in accordo con la teo-
metro, alto 0.85 m, sormontato da un tronco di cono ria dei modelli (Harris & Sabnis 1999).
di eguale diametro di base avente altezza di 1.65 m e
diametro di sommità di 5.55 m. Un ulteriore cilindro 3 PROVINI
alto 0.50 m a sormontare il diametro minimo del
tronco di cono forma il colletto della fondazione, I provini di fondazione sono stati scalati volumetri-
portandone l’altezza globale a 3 m. La gabbia di ar- camente per un fattore 15 rispettando fedelmente la
matura (Fig. 1) è formata principalmente da strati in- geometria descritta per i prototipi reali. Sono state
feriore e superiore di barre di grande diametro ordite utilizzate differenti miscele di calcestruzzo per i 3
sia radialmente che circonferenzialmente, staffoni a modelli al fine di ottenere una resistenza tipica di
taglio, reti superiori e inferiori nella zona centrale una classe C30/37 (Tab. 1). Le armature dei modelli
del colletto. Il collegamento con il basamento del fu- sono state scalate conservando i rapporti geometrici
sto in acciaio, avente diametro di 4 m, è effettuato dei prototipi, a meno di inevitabili scostamenti per
attraverso una doppia orditura circolare di barre ad via della discretizzazione delle barre. Sono state uti-
alta resistenza filettate e collegate a due corone me- lizzate barre nervate con diametro di 5 mm. Scalan-
talliche di elevato spessore, una superiore a fungere done l’area, 36 barre filettate M6 in acciaio 10.9 di-
da appoggio del basamento e dima, e una inferiore a sposte su singolo cerchio modellano le 140 M39 di
fungere da ancoraggio delle barre. Staffoni di diffu- medesimo materiale del prototipo. In Fig. 2 vengono
sione del carico sono posizionati anche sotto la co- mostrate alcune viste della gabbia del modello FO1.
rona superiore e sopra la corona inferiore. A basa-
mento installato, e riempito il giunto tra corona Table 1. Concrete mix design (values in kg/m3)/ miscele di cal-
superiore e calcestruzzo di fondazione con malta ad cestruzzo impiegate (valori in kg/m3).
COMPONENTI MIX FO1 MIX FO2 MIX FO3
alta resistenza antiritiro, viene applicata alle barre fi- Cemento 52,5 R 260 320 320
lettate una post-tensione che, grazie all’impiego di Filler calcareo 100 80 80
guaine per l’eliminazione dell’aderenza su tutta al- Sabbia 0/3 mm 450 450 450
tezza, trova riscontro direttamente nella corona infe- Sabbia 4/12 mm
Superfluidificante
1320
4.8
1320
7.5
1320
7.5
riore. A valle di una riprogettazione accurata Acqua 160 175 175
dell’armatura, sono state intraprese due strategie per Fibre OL13/.16 - - 70
l’ottimizzazione della gabbia: la rimozione di tutti Totale 2295 2353 2423
raggiunta, come si può notare dai risultati di prova a
flessione su travetti riassunti in Fig. 3a. La causa è
principalmente ascrivibile all’uso di microfibre con
matrice di limitata resistenza meccanica, per soddi-
sfare l’esigenza di scalatura del modello.
Table 2. Experimental strength of concrete and mortar / Resi-
stenze sperimentali di calcestruzzo e malta.
Materiale Resistenza Prova Quantità Mat. Media [gg] Rm [MPa] R0.95 [MPa] R0.05 [MPa]
Schiacciamento
Compressione 6 63 58.5 61.2 56.7
Calcestruzzo - cubo 10x10x10 cm
Mix FO1 Brasiliana su carota
Trazione 1 387 6.05 6.05 6.05
estratta d75 L66
(a) Schiacciamento
Compressione 16 89 55.5 58.9 51.2
Calcestruzzo - cubo 10x10x10 cm
Mix FO2 Brasiliana su carota
Trazione 1 191 5.11 5.11 5.11
estratta d75 L66
Schiacciamento
Compressione 8 108 55.8 59.9 52.0
Calcestruzzo - cubo 10x10x10 cm
Mix FO3 Brasiliana su carota
Trazione 1 188 8.01 8.01 8.01
estratta d75 L66
Schiacciamento
Compressione 12 58 74.9 78.5 69.7
cubo 4x4x4 cm
Malta di sigillo
Flessione su prisma
Trazione 6 58 11.5 12.7 10.3
16x4x4 cm
Riguardo l’acciaio d’armatura, sono state utilizza-
(b) (c) te due partite di barre Φ5 nervate B450A, una
(fym=538 MPa; fum=596 MPa) associata alle barre
pre-strumentate in laboratorio con estensimetri, e
l’altra (fym=621 MPa; fum=651 MPa) inviata diretta-
mente al prefabbricatore in un momento successivo
e utilizzata per tutte le altre barre.
Riguardo al terreno di fondazione, sono state ef-
fettuate alcune prove di piastra Φ30 cm sulla sabbia
ad avvenuto deposito, il cui risultato tipico in termini
di curva carico/cedimento è riportato in Fig. 3b.
(d)
Figure 2. 1:15 scaled model of prototype FO1: (a) global view
of reinforcement cage; (b) lateral view of the post-tensioning
cage; (c) top view of the central area; (d) model after demoul-
ding / modello in scala 1:15 del prototipo FO1: (a) vista globa-
le della gabbia di armatura; (b) vista laterale della gabbia di
post-tensione; (c) vista dall’alto dell’area centrale; (d) modello
dopo lo scassero.
4 PROVE DI CARATTERIZZAZIONE DEI
MATERIALI (a)
La Tab. 2 raccoglie i risultati delle prove standard di
schiacciamento su cubi di calcestruzzo prelevati
contestualmente al getto degli elementi di fondazio-
ne, brasiliane su carote estratte dai medesimi provini
dopo l’esecuzione delle prove, e infine di flessione e
schiacciamento su prismi di malta gettati conte-
stualmente al getto del sigillo all’interfaccia tra tubo
metallico e fondazione in calcestruzzo. Si nota che i
valori associati alla resistenza a compressione e a
trazione dei campioni di calcestruzzo superano con-
siderevolmente le resistenze obiettivo per classe (b)
C30/37. Nonostante il calcestruzzo fibrorinforzato Figure 3. Results of the bending tests on FRC prisms (a); re-
proposto per il prototipo fosse di classe 3c in accor- sults of plate tests on sand (b) / Risultati delle prove flessionali
do con il Model Code 2010, tale classe non è stata su travetti di calcestruzzo fibrorinforzato (a); risultati delle
prove di piastre sul terreno (b).
5 BANCO DI PROVA E STRUMENTAZIONE raggiungendo così il peso di 6.9 kN, che, sommati al
peso del martinetto e delle rimanenti componenti in
Il banco di prova (Fig. 4) è stato realizzato con acciaio del sistema di carico, risultano circa 8 kN.
l’installazione di una vasca in acciaio ondulato di Ulteriori 14 kN sono ottenuti attraverso
diametro 3.5 m e altezza 1.7 m riempita di sabbia fi- l’inserimento di alcuni profili in acciaio posti in
ne. Le dimensioni della vasca sono state scelte in sommità alla torre. Al fine, invece, di ottenere il me-
funzione di analisi preliminari sul volume di terreno desimo sforzo assiale a livello del terreno, è stato
coinvolto nella prova, che hanno dimostrato un vo- necessario raggiungere il peso equivalente alla
lume relativamente limitato in estensione in corri- somma di terreno sopra la fondazione e della fonda-
spondenza dell’area compressa della fondazione sot- zione stessa, ovvero 16120 kN / 152 = 71.6 kN. Tale
toposta a pressoflessione (Flessati et al. 2021). peso, a meno dei carichi presenti, pari a soli 4.8 kN,
L’operazione di deposizione della sabbia, al fine di è fornito dall’introduzione di un toroide in calce-
essere ripetibile, ha richiesto l’installazione di un struzzo armato pesante 15 kN e da due bobine in ac-
grande pluviometro composto da un telaio metallico ciaio disposte al di sopra di essa con peso comples-
con griglie aventi fori di assegnata geometria. Dopo sivo pari a 50 kN.
ogni prova, lo strato superficiale della sabbia è stato
rimosso e nuovamente lasciato depositare attraverso
il pluviometro fino al livello dell’imposta della fon-
dazione. La fondazione appoggia direttamente sulla
sabbia, opportunamente rasata. Lo strato di riporto
superiore è stato depositato manualmente.
Il fusto della torre è provvisto di una connessione
flangiata con una corona forata saldata alla base del
tubo metallico. All’interno di un piccolo cassero è
stata gettata malta ad alta resistenza antiritiro, e la
posa del fusto con la realizzazione della connessione
bullonata con la fondazione è stata completata con il
getto di malta ancora fresco.
Il fusto della torre, il cui diametro è circa 15 volte
minore rispetto a quello reale, è stato scelto di note-
vole spessore (20 mm), introducendo una distorsione
rispetto al prototipo, con tre finalità, ovvero (i) avere
un elemento rigido, così da limitare gli spostamenti
in testa alla torre e la conseguente escursione del
martinetto di prova, (ii) ottenere un ampio margine
di sicurezza contro la rottura o il danneggiamento di
tale elemento, non essendo l’oggetto della prova, e
(iii) aumentare il peso agente sulla fondazione, come
discusso nel seguito. (a)
L’eccentricità verticale del taglio di progetto nella
situazione reale è pari a M / V = 81450 kNm / 1100
kN = 74 m. Nella situazione di prova, l’eccentricità
verticale, ovvero la distanza dal punto di applicazio-
ne del carico al colletto della fondazione, è pari a 74
m / 15 ≈ 5 m.
Come noto, l’operazione di scalatura volumetrica
porta però alla drastica diminuzione degli sforzi as-
siali agenti sulla fondazione e sul terreno, poiché es-
si sono funzione della superficie e non dei volumi
come i pesi, e si trovano quindi ad essere circa 15
volte minori rispetto al caso reale. Per ovviare a que-
sto problema, si è operata un’aggiunta di massa sia
sul colletto della fondazione, sia sul terreno sovra-
stante la fondazione stessa.
In particolare, al fine di ottenere la medesima sol-
lecitazione assiale sul colletto, è risultato necessario
raggiungere un peso pari a 5200 kN / 152 = 23.1 kN. (b)
Per ottenere ciò, si è previsto di installare un tubo di Figure 4. Test setup: (a) drawing; (b) picture / banco di prova:
acciaio di elevato spessore, di diametro 273 mm, (a) disegno; (b) fotografia.
La descrizione della strumentazione utilizzata e - (C) una serie di prove cicliche composte da un ci-
dello schema di acquisizione è illustrata in Fig. 5. clo iniziale ad un livello prestabilito di 0.62 volte il
Sono stati utilizzati: una cella di carico installata sul carico ultimo di progetto, ripetuto singolarmente,
martinetto, trasduttori di spostamento lineari e rota- 1000 cicli tra 0.41 e 0.82 volte il carico ultimo di
zionali, alcuni dei quali installati in verticale sotto la progetto, e infine 200 cicli più ampi tra 0.06 e 0.67
fondazione (Fig. 4), estensimetri incollati alle barre volte il carico ultimo di progetto;
di armatura, e sensori di pressione annegati nel ter- - (M) una prova finale monotona fino
reno al di sotto dell’imposta della fondazione. all’esaurimento della capacità di spostamento del
martinetto di carico (avente capacità di 300 mm).
Si mostra nel seguito un estratto dei risultati spe-
rimentali più significativi ottenuti, lasciando al capi-
tolo successivo un più ampio confronto tra i diversi
provini.
6.1 Prove di carico gravitazionale
Alcuni risultati di prova sotto carico gravitazionale
sono illustrati in Fig. 6, combinando in serie i risul-
tati delle 4 distinte prove di carico in ordine crono-
logico. La risposta è caratterizzata da un cedimento
elastico istantaneo nell’instante dell’applicazione dei
carichi (i 4 istanti di applicazione del carico sono in-
dicati in Fig. 6 con rette verticali tratteggiate), segui-
to da una fase di cedimento differito. Dato che
l’acquisizione non è avvenuta in continuo tra i diver-
si momenti, si notano in Fig. 6 alcuni tratti di brusco
incremento di cedimento non corrispondenti ad ap-
Figure 5. Test acquisition scheme / schema di acquisizione di plicazioni di carico, che rappresentano il cedimento
prova. differito accumulato nel periodo di mancata acquisi-
zione dei segnali. La curva carico cedimento è carat-
terizzata da un progressivo irrigidimento della rispo-
6 RISULTATI SPERIMENTALI sta meccanica del sistema, ovvero a parità di carico
sono associati cedimenti progressivamente inferiori.
Il protocollo di prova, descritto in Tab. 3, è compo-
sto da 3 tipologie di prova. 4.5
4.0
Table 3. Test protocol / protocollo di prova. 3.5
Cedimento verticale [mm]
3.0
Prova Tipologia Descrizione
2.5
G01 Gravità Posizionamento toroide in c.a.
2.0
G02 Gravità Posizionamento prima bobina d’acciaio
G03 Gravità Posizionamento seconda bobina d’acciaio 1.5
G04 Gravità Posizionamento massa di sommità in acciaio 1.0 DT4
DT3
2 cicli da 0.00 a 0.62 del carico SLU; 0.5 DT2
C01 Ciclica
pseudo-statica DT1
0.0
1000 cicli da 0.41 a 0.82 del carico SLU; Tempo
C02 Ciclica
campo di frequenza 0.10 – 0.22 Hz
Figure 6. Combined results of gravity tests for specimen FO2-2
Ciclo singolo pseudo-statico 0.62-1.00-
0.00-0.62 del carico SLU e ripetizione di / Risultati combinati delle prove gravitazionali per il provino
C03 Ciclica
1000 cicli da 0.41 a 0.82 del carico SLU con FO2-2.
campo di frequenza 0.10 – 0.22 Hz
C04* Ciclica
200 cicli da 0.06 a 0.67 del carico ultimo; 6.2 Prove di carico laterale ciclico
campo di frequenza 0.1 – 0.22 Hz
M01 Monotona
Da carico nullo al massimo spostamento del La risposta globale del sistema sottoposto a carichi
martinetto e scarico; pseudo-statica
laterali è fortemente non-lineare sino dalle prime fasi
*solo per provini FO2 e FO3
del processo di carico, laddove la non linearità è in-
teramente attribuibile al comportamento del terreno,
- (G) una serie di prove gravitazionali, corrisponden- come anche confermato dalle letture estensimetri-
ti alla progressiva applicazione dei carichi aggiuntivi che. Il tipico comportamento associato alla prima
per compensare la scala del modello, con i trasdutto- prova ciclica (Fig. 7) vede, dopo l’escursione mono-
ri di spostamento verticali posti al di sotto della fon- tona del tratto A-B, un’importante rotazione residua
dazione attivi; in fondazione nel punto C, cui segue un ramo di ri-
carico di pendenza maggiore di quello di scarico che circonferenziali in virtù di fessure per apertura a
punta al medesimo punto B. Tale forma ciclica è ti- spicchio. Le entità delle deformazioni registrate sug-
pica di una risposta meccanica del terreno di fonda- geriscono il raggiungimento di una moderata plasti-
zione dipendente dal tempo. cizzazione delle barre interessate dalla fessurazione.
Durante la seconda prova ciclica, sono stati appli- Sia la mappatura degli incrementi di deformazione
cati complessivamente 2000 cicli, ma per chiarezza da letture estensimetriche, sia le letture da sensori di
in Fig. 8 si riportano solo i risultati relativi ai primi pressione, confermano una progressiva riduzione
1000 cicli. Si sottolinea che le rotazioni riportate so- dell’impronta di carico in fondazione, associata ad
no depurate della rotazione accumulata durante la un maggiore impegno statico del terreno.
precedente fase di prove cicliche. È evidente
l’accumulo di deformazioni irreversibili nel terreno,
sebbene, come atteso, la risposta tende a stabilizzarsi
con l’aumentare del numero di cicli. Si è notato inol-
tre che all’aumentare della rotazione residua della
fondazione corrisponde, con tendenza analoga, un
abbassamento medio della fondazione. Dall’analisi
estensimetrica, si è notato che la risposta delle barre
di armatura è del tutto reversibile e non si sono rile-
vati improvvisi picchi di deformazioni associabili a
fenomeni di fessurazione.
L’ultima prova ciclica, effettuata a cicli di minor
valore di carico massimo, ma di maggiore ampiezza,
finalizzata ad escludere problemi di fatica oligocicli-
ca nel calcestruzzo per cicli di grande ampiezza di
carico, ha mostrato un comportamento pressoché
elastico, che viene qui omesso per brevità.
Figure 7. Typical result of the first cyclic test / Risultato tipico
della prima prova ciclica.
Figure 8. Typical result of the second cyclic test / Risultato ti-
pico della seconda prova ciclica.
6.3 Prove di carico laterale monotone a rottura
Le curve associate alle prove finali monotone sono 8
tutte raccolte in Fig. 9 in termini di forza- 7
spostamento. Dati i considerevoli spostamenti rag- 6
giunti, alle curve in forza degradanti di Fig. 9 corri- 5
Carico [kN]
spondono curve di momento alla base monotone cre- 4
F01-1
scenti, a causa di effetti del secondo ordine. 3
F01-2
F02-1
Si notano nelle curve sperimentali alcune discon- 2 F02-2
tinuità associate ad istantanee perdite di carico, poi F03-1
1
velocemente recuperate. Dall’analisi dei dati esten- F03-2
simetrici, si è notato che a queste discontinuità è as- 0
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320
sociato il progressivo svilupparsi di fessure con rela- Spostamento in sommità [mm]
tivo impegno statico delle armature prima radiali in Figure 9. Results of the final monotonic test / Risultati della
virtù di fessure orizzontali al lembo inferiore, poi prova monotona finale.
7 CONFRONTO E INTERPRETAZIONE DEI Fig. 12: fessure orizzontali al lembo inferiore forma-
RISULTATI tesi per flessione, e fessure radiali all’estremo for-
matesi per equilibrio dai puntoni radiali inclinati che
Il sistema torre-fondazione-terreno soggetto a carichi insorgono a causa della relativa forma tozza della
gravitazionali ha mostrato un progressivo irrigidi- fondazione stessa.
mento. Tale irrigidimento progressivo è giustificato I risultati sperimentali sono riassunti in Tab. 4 per
dal fatto che i carichi verticali applicati sono trascu- tutti i provini e tutte le fasi di prova.
rabili rispetto alla capacità portante della fondazione,
che è progettata essenzialmente per resistere alla
componente flessionale indotta dal carico di vento di
progetto.
Il comportamento del sistema sotto singolo carico
ciclico “a terreno vergine” può essere schematizzato
come in Fig. 10, laddove ad una prima applicazione
del carico corrisponde la formazione di deformazio-
ni irreversibili nel lembo di terreno sottoposto a
maggior compressione. Ciò causa, alla rimozione del
carico, una rotazione residua della fondazione. Ap-
plicando ulteriori carichi, si ha l’accumulo di defor-
mazioni irreversibili, con tendenza a stabilizzarsi nel
tempo. A tale accumulo corrispondono incrementi
sia di rotazione permanente, sia di cedimenti vertica-
li assoluti della fondazione. Per il caso di carico ci-
clico di minor valore massimo, ma di maggiore Figure 10. Behaviour of the tower-foundation-soil system un-
escursione rispetto a quello della prova precedente si der cyclic loading / Comportamento del sistema torre-
è osservato un comportamento sostanzialmente ela- fondazione-terreno sotto carichi ciclici.
stico, associato ad assenza di accumulo ulteriore di
danno.
Il comportamento del sistema sottoposto a grandi
spostamenti imposti durante la prova finale monoto-
na è illustrato in Fig. 11. Si è osservato, dopo il su-
peramento del massimo carico raggiunto con le pro-
ve precedenti, un inasprimento delle deformazioni
irreversibili nel terreno, seguito dalla fessurazione
flessionale della fondazione e da una localizzazione Figure 11. Behaviour of the tower-foundation-soil system un-
sempre più marcata dell’impronta di carico sul terre- der ultimate loading / Comportamento del sistema torre-
no al lembo compresso. fondazione-terreno sotto carichi di rottura.
Le prove monotone non hanno evidenziato un
chiaro modo di rottura, avendo raggiunto spostamen-
ti elevatissimi (corrispondenti a 4.5 m nella fonda-
zione reale) ed esaurito la corsa disponibile del pi-
stone del martinetto di carico prima di osservare una
brusca caduta di resistenza. Ciononostante, è possi-
bile affermare che sia la fondazione in calcestruzzo
armato, sia il terreno al lembo compresso abbiano
raggiunto condizioni critiche in corrispondenza del
massimo spostamento. In particolare, si ipotizza che
il terreno abbia raggiunto lo stato critico in corri-
spondenza del tratto pseudo-orizzontale di plateau
osservabile nelle curve di Fig. 9, e che le fessurazio-
ni si siano progressivamente sviluppate per compati-
bilità di deformazione. Tali osservazioni sono sup-
portate dai rilievi strumentali estensimetrici e dai
sensori di pressione, oltre che dal panorama fessura-
tivo osservato all’intradosso della fondazione al ter-
mine della prova.
I profili di fessurazione mostrano una tendenza
comune a tutti i provini, ed in particolare la compre- Figure 12. Interpretation of the crack pattern observed / Schemi
senza di due tipologie di fessure, come illustrato in interpretativi di formazione del quadro fessurativo riscontrato.
Table 4. Main test results / Principali risultati sperimentali.
Provino
Unit Test ID F01-1 F01-2 F02-1 F02-2 F03-1 F03-2
Cedimento medio verticale per 15 kN [mm] G-01 0.95 0.74 1.12 0.62 0.45 2.56
Cedimento medio verticale per +25 kN [mm] G-02 2.69 1.18 1.45 1.41 0.70 1.96
Cedimento medio verticale per +25 kN [mm] G-03 0.63 0.70 0.80 1.02 0.43 0.96
Cedimento medio verticale per +15 kN [mm] G-04 0.11 0.04 0.09 0.16 0.06 0.09
Spostamento massimo per 3.0 kN [mm] C-01 21.8 4.2 21.6 23.2 24.4 9.8
Spost. cumulato dopo 1000 cicli a 2-4 kN [mm] C-02 11.4 3.1 15.5 10.7 12.1 7.9
Spostamento massimo per 4.8 kN [mm] C-03 41.3 17.4 50.2 42.5 48.7 29.7
Spost. cumulato dopo +1000 cicli a 2-4 kN [mm] C-03 -1.9 0.4 -0.2 1.0 2.1 1.6
Spost. cumulato dopo 200 cicli a 0.3-3.3 kN [mm] C-04 - - -0.6 -0.7 0.3 -1.5
Cedimento medio verticale al termine dei cicli [mm] ΣC 1.32 0.78 2.43 2.34 1.37 1.52
Massimo taglio alla base [kN] M-01 6.07 7.28 6.58 7.64 6.77 6.95
Massimo momento ribaltante [kNm] M-01 33.8 40.3 37.0 42.7 39.2 38.6
Deformazione massima barre radiali inferiori [%] M-01 1.05 0.57 0.23 0.24 0.15 0.31
- il taglio alla base massimo ottenuto varia tra 6.0 (1350) e 7.6
8 CONCLUSIONI (1710) kN; il momento tra 32 (108000) e 40 (135000) kNm; un
tratto a carico pressoché costante è stato raggiunto ad una rota-
On the basis of the complex test activity carried out the follow- zione di circa 10 mrad, mentre le prove sono state condotte fino
ing conclusions can be drawn (in brackets the values referred to ad esaurimento della corsa del martinetto, ovvero circa 300 mm
the full-scale structure): (4.5 m) corrispondenti a 50 mrad;
- the RC foundation response is elastic with no cracking up to - i provini senza armatura a taglio e, con la metà dell’armatura
the SLS load even under oligocyclic behaviour, whilst the soil radiale e circonferenziale, hanno mostrato un comportamento
is subjected to progressive irreversible rotation and settlement ultimo molto duttile del tutto analogo a quello del prototipo di
up to stabilization occurring at about 3.5 mrad and 1.4 (20) riferimento con armatura completa.
mm; Si rammenta che il modello sottoposto a prova presenta una
- the observed failure mode is mixed cracking with moderate elevata resistenza a trazione del calcestruzzo rispetto a quella
plasticization of the foundation reinforcement and attainment prevista da progetto, che potrebbe aver limitato l’estensione del
of the limit capacity of the soil; panorama fessurativo e incrementato la resistenza a taglio del
- ultimate base shear ranges from 6.0 (1350) kN to 7.6 (1710) calcestruzzo. È in corso un’intensa attività numerica rivolta a
kN; ultimate bending moment at the base of the foundation cogliere i risultati sperimentali del modello scalato, al fine di
goes from 32 (108000) kNm to 40 (135000) kNm; plateau-like eseguire la simulazione del prototipo reale e poter generica-
behaviour was observed after a rotation of 10 mrad and mono- mente estendere i risultati ottenuti sperimentalmente alla pro-
tonic tests were carried out up to about 50 mrad at attainment gettazione.
of maximum stroke (300 mm - 4.5 m);
- the specimens without shear reinforcement and with half of RINGRAZIAMENTI
the remaining reinforcement replaced by steel fibres showed
Gli autori ringraziano Enel Green Power S.p.a. per il finanziamen-
both SLS and ULS performances in line with the reference pro-
to dell’attività sperimentale. Gli autori ringraziano inoltre Magnet-
totype with complete reinforcement cage.
ti Building e l’ing. F. Sonzogni per la preparazione dei provini di
It is noteworthy to remember the role of the high concrete
calcestruzzo. Hanno contribuito all’esecuzione delle prove C. Ur-
tensile strength, which may have limited the crack pattern and
so, G. Vazzana, M. Antico e D. Spinelli del Politecnico di Milano.
increased the shear strength of the concrete. Currently, an in-
tense numerical activity is ongoing with the aim to predict the
experimental results, in order to carry out simulations on the REFERENCES
real protype and to generically extend the results experimental- di Prisco, M., di Prisco, C., Fraraccio, G., Colombo, M., Dal Lago, B.,
ly obtained to the full scale and design. Flessati, L., Martinelli, P. & Zani, G. 2021. Wind Tower FRC
foundations: research and design. RILEM-fib X Int. Symposium on
A valle della complessa attività sperimentale svolta e delle Fibre Reinforced Concrete (BEFIB2020), Valencia, Spain.
considerazioni espresse, è possibile tracciare le seguenti con- fib Model Code for Concrete Structures 2010. 2013. Fédération Inter-
clusioni (in parentesi i valori riferiti alla fondazione reale): nationale du Béton, Lausanne, Switzerland.
- il comportamento dell’elemento di fondazione sotto carichi di Flessati, L., di Prisco, C., di Prisco, M., Marveggio, P., Dal Lago, B.
& Fraraccio, G. 2021. Fondazioni superficiali di torri eoliche su
esercizio è caratterizzato da elasticità ed assenza di fessurazio-
terraferma: studio sperimentale e interpretazione teorica. XXVII
ne, mentre il terreno è sottoposto a cedimento progressivo sia Convegno Nazionale di Geotecnica, Reggio Calabria, Italy.
rotazionale che verticale fino a raggiungere una stabilizzazione Harris, H.G. & Sabnis, G.M. 1999. Structural Modeling and Experi-
su valori intorno a 3.5 mrad e 1.4 (21) mm, rispettivamente; mental Techniques. CRC Press, Boca Raton, FL, USA.
- il modo di rottura osservato è misto per fessurazione della Martinelli, P., Dal Lago, B., Flessati, L., Fraraccio, G., di Prisco, C. &
di Prisco, M. 2021. Numerical analyses of shallow foundations of
fondazione con moderata plasticizzazione delle barre radiali in-
wind towers. Italian Concrete Days 2020 (ICD2020), Napoli, Ita-
feriori e impegno pre-snervamento delle barre circonferenziali ly.
esterne, e per raggiungimento della capacità limite del terreno;Puoi anche leggere
