Autorità di Bacino Regionale – REGIONE CALABRIA
POR Calabria 2000-2006
Asse 1 – Risorse naturali
Misura 1.4 - Sistemi insediativi
Azione 1.4.c – Azioni di studio, programmazione, sperimentazione, monitoraggio,
valutazione e informazione finalizzati alla predisposizione e gestione di politiche integrate d’intervento di difesa del suolo
Studio e sperimentazione di metodologie e tecniche per la mitigazione del rischio idrogeologico
Lotto 01
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della
pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
Responsabile scientifico: Giovanni Gullà
Relazione Finale
Metodologie per la valutazione della pericolosità da frana
alla scala del singolo versante
[RF03]
G. Gullà, L. Aceto, L. Antronico, L. Borrelli, T. Caloiero
G. Capparelli, R. Coscarelli, S. Critelli, F. Dramis, G. Iovine
S.C. Maiorano, F. Muto, F. Perri, O. Petrucci, , M. Sorriso-Valvo, P. Versace
Soggetto Proponente Coordinatore: CNR-IRPI
Soggetti Associati: CNR-ISAC, Università della Calabria-Dipartimento di Difesa del
Suolo-Dipartimento di Scienze della Terra, Università Roma 3-Dipartimento di Scienze
Geologiche
CNR-IRPI
CONSIGLIO NAZIONALE DELLE RICERCHE
Istituto di Ricerca per la Protezione Idrogeologica
Novembre 2010
Autorità di Bacino Regionale – REGIONE CALABRIA
POR Calabria 2000-2006
Asse 1 – Risorse naturali
Misura 1.4 - Sistemi insediativi
Azione 1.4.c – Azioni di studio, programmazione, sperimentazione, monitoraggio,
valutazione e informazione finalizzati alla predisposizione e gestione di politiche integrate d’intervento di difesa del suolo
Studio e sperimentazione di metodologie e tecniche per la mitigazione del rischio idrogeologico
Lotto 01
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità
dei fenomeni di dissesto dei versanti
Responsabile scientifico: Giovanni Gullà
Relazione Finale
Metodologie per la valutazione della pericolosità da frana
alla scala del singolo versante
[RF03]
Giovanni Gullà, Luigi Aceto, Loredana Antronico, Luigi Borrelli,
Tommaso Caloiero, Giovanna Capparelli, Roberto Coscarelli, Salvatore Critelli
Francesco Dramis, Giulio Iovine,Sarah Carmen Maiorano, Francesco Muto,Francesco Perri
Olga Petrucci, Marino Sorriso-Valvo Pasquale Versace
Soggetto Proponente Coordinatore: CNR-IRPI
Soggetti Associati: CNR-ISAC, Università della Calabria-Dipartimento di Difesa del SuoloDipartimento di Scienze della Terra, Università Roma 3-Dipartimento di Scienze
Geologiche
GRUPPO DI LAVORO:
Giovanni Gullà (Responsabile scientifico), Loredana Antronico, Michele Brunetti, Roberto Coscarelli,
Salvatore Critelli, Francesco Dramis, Giulio Iovine, Massimo Mattei, Paola Molin, Francesco Muto, Teresa
Nanni, Olga Petrucci, Gaetano Robustelli, Marino Sorriso-Valvo, Pasquale Versace
COLLABORATORI:
Luigi Aceto, Luigi Borrelli, Tommaso Caloiero, Giovanna Capparelli, Giandomenico Fubelli, Gabriele
Leoni, Roberto Greco, Sarah Carmen Maiorano, Pier Giorgio Nicoletti, Aurora Angela Pasqua, Francesco
Perri, Claudia Simolo, Vincenzo Tripodi
SUPPORTO TECNICO:
Duilio D’Onofrio, Salvatore Guardia, Claudio Reali, Enzo Valente
CNR-IRPI
CONSIGLIO NAZIONALE DELLE RICERCHE
Istituto di Ricerca per la Protezione Idrogeologica
Novembre 2010
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
INDICE
1. INTRODUZIONE
2. ASPETTI GEOLOGICI
2.1. Rilevamento geologico-strutturale
2.1.1. Introduzione
2.1.2. Rilevamento geologico di area vasta
2.1.3. Studio alla scala del singolo versante
2.1.4. Rilevamento litologico-tecnico
2.2. Caratterizzazione mineralogico-petrografica
2.2.1. Introduzione
2.2.2. Metodi analitici
2.3. Rilevamento geomorfologico delle frane
2.3.1. Generalità
2.3.2. Studio di area vasta
2.3.3. Studio alla scala del singolo versante
2.4. Modello geologico del pendio
3. RICERCA STORICA
3.1. Introduzione
3.2. Indicazioni generali
3.3. Studi a carattere regionale
3.3.1. Database on-line
3.3.2. Stampa a diffusione nazionale o regionale
3.3.3. Raccolte di dati a carattere regionale o nazionale
3.4. Studi a carattere locale
3.4.1. Fonti storiche
3.4.2. Fonti tecnico-scientifiche
3.5. Studi a scala di versante
3.5.1. Archivi di stato
3.5.2. Archivi comunali
3.5.3. Altri archivi
3.6 L’analisi storica nello studio delle relazioni piogge-frane
4. CARATTERIZZAZIONE IDROLOGICA
4.1.Generalità
4.2. Analisi idrologiche di base
4.2.1. Data base
4.2.2. Omogeneizzazione delle serie storiche
4.2.3. Test di Craddock
4.2.4. Calcolo dei coefficienti di correzione
4.2.5. Descrizione della procedura di omogeneizzazione
4.2.6. Serie di riferimento
4.2.7. Procedura per l’analisi idrologica di base di un generico caso di studio
4.3. Soglie di innesco pluviometrico con il modello FLaIR
4.3.1. Introduzione
4.3.2. La funzione di mobilizzazione e di trasferimento
4.3.3. Piogge totali e infiltrazione
4.3.4. Identificazione del modello
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
4.3.5. La regione di ammissibilità dei parametri
4.3.6. Il modello FLaIR nei sistemi di previsione
4.3.7. Risultati attesi dall’applicazione del modello FLaIR
4.4. Metodologie idrologiche puntuali in relazione all’innesco pluviometrico di frana
4.4.1. Premessa
4.4.2. Breve review
4.4.3. Metodologia
4.4.3.1. Modello per frane superficiali (m1)
4.4.3.2. Modello per frane mediamente profonde (m2)
4.4.3.3. Modello per frane profonde (m3)
4.4.3.4. Modello AR(1)
5. INDAGINI E MONITORAGGI GEOTECNICI
5.1.Generalità
5.2. Caratteri geometrici e rapporti stratigrafici del pendio
5.2.1. Geometria del pendio
5.2.2. Indagini dirette per la definizione dei rapporti stratigrafici ed ulteriori aspetti connessi
5.2.3. Indagini indirette per la definizione dei rapporti stratigrafici
5.3. Caratteri dimensionali e cinematici
5.3.1. Generalità.
5.3.2. Spostamenti superficiali relativi
5.3.3. Spostamenti superficiali assoluti
5.3.4. Spostamenti profondi
5.4. Regime delle pressioni neutre
5.4.1. Generalità
5.4.2. Regime delle pressioni neutre e stabilità dei pendii
5.4.3. Misura delle pressioni neutre
5.4.3.1. Piezometri idraulici
5.4.3.2. Celle piezometriche
5.4.3.3. Installazioni particolari per la misura di pressioni neutre positive
5.4.3.4. Tensiometri per la misura delle pressioni neutre negative
5.5. Caratterizzazione dei geomateriali
6. PROCEDURE DI CALCOLO PER LA MODELLAZIONE DELLE INSTABILITÀ DI PENDIO
6.1.Generalità
6.2. Modellazione del regime delle pressioni neutre
6.2.1. Modelli completi di versante
6.2.2. Procedure di calcolo
6.2.2.1. La procedura SEEP/W
6.2.2.2. La procedura VADOSE/W
6.2.2.3. La procedura SUSHI
6.2.3. Strategia generale per la modellazione
6.3. Modellazione delle condizioni di stabilità
6.3.1 Generalità
6.3.2 Modellazione delle instabilità per superamento della resistenza a taglio
6.3.2.1. Schema di classificazione
6.3.2.2. Metodi globali
6.3.2.2.1. Metodo del cerchio d’attrito
6.3.2.2.2. Metodo φu = 0
6.3.2.3. Metodi delle strisce
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
6.3.2.3.1. Metodi semplificati
6.3.2.3.1.1. Metodi dei momenti
6.3.2.3.1.1.1. Metodo di Fellenius
6.3.2.3.1.1.1. Metodo di Bishop semplificato
6.3.2.3.1.2. Metodi delle forze
6.3.2.3.1.2.1. Metodo di Janbu semplificato
6.3.2.3.2. Metodi completi
6.3.2.3.2.1. Metodo di Morgenstern & Price
6.3.2.3.2.2. Metodo GLE (General Equilibrium Method)
6.3.2.3.3. Altri metodi dell’Equilibrio Limite
6.3.2.3.3.1. Metodo del Pendio Indefinito o Schema a Pendio Indefinito
6.3.2.3.3.2. Metodo di Janbu completo
6.3.2.3.3.3. Metodo di Sarma
6.3.2.3.3.4. Metodo dei cunei
6.3.2.3.3.5. Metodo di Newmark
6.3.3 Modellazione delle instabilità per spostamenti cumulati
6.3.3.1. Generalità
6.3.3.2. Procedure che utilizzano i Metodi degli Elementi Finiti
6.3.3.3. Procedure che utilizzano i Metodi delle Differenze Finite
6.4. Modellazione della propagazione dei movimenti in massa rapidi
6.4.1. Premessa
6.4.2. Approcci metodologici
6.4.3. Aspetti procedurali
7. MODELLO GEOTECNICO DEL PENDIO INSTABILE E PERICOLOSITÀ DA FRANA
8. CONCLUSIONI
BIBLIOGRAFIA
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
1. INTRODUZIONE
Nella presente relazione sono forniti criteri ed indicazioni metodologiche per la valutazione della
pericolosità da frana alla scala del singolo versante, basate sulla ricostruzione del modello geologico-tecnico
e del modello geotecnico (modello completo di versante), volte a definire: il regime delle pressioni neutre
(modelli per l’individuazione dei carichi pluviometrici critici e di trasformazione infiltrazione-regime delle
pressioni neutre), i possibili meccanismi di innesco (analisi di stabilità, anche in presenza di carico sismico) e
le possibili modalità di evoluzione, sia con analisi semplificate che con tecniche avanzate, in riferimento a
categorie/tipologie di frane ad elevato impatto sociale ed economico in contesti geo-ambientali omogenei
caratteristici del territorio calabrese.
I punti di snodo del percorso che si andrà ad illustrare sono dunque rappresentati dai due “oggetti”, il
modello geologico-tecnico (o modello geologico per brevità) ed il modello geotecnico del pendio di
interesse, in cui deve convergere il complesso delle assunzioni, delle informazioni, dei dati, delle
elaborazioni e delle interpretazioni che devono essere forniti dalle varie componenti disciplinari coinvolte.
La trattazione dei vari aspetti metodologici sarà svolta, con riferimento alla buona pratica e considerando i
possibili elementi di approfondimento che possono essere forniti da metodologie avanzate, assumendo che
la problematica da trattare richieda, nella sua complessità ed articolazione, il concorso di tutti gli strumenti
conoscitivi disponibili. Per le numerose e diversificate problematiche di instabilità di pendio che nella
pratica corrente possono richiedere una valutazione di pericolosità, ed una soluzione in termini di
mitigazione e riduzione del rischio, il percorso che si andrà ad illustrare a volte si potrà notevolmente
semplificare in termini operativi, ma in numerose situazioni dovrà essere affrontato nella sua articolata
complessità.
La considerazione svolta impone di evidenziare un’indicazione metodologica generale che deriva due
vincoli essenziali: il rispetto delle normative tecniche ed amministrative previste per la progettazione e la
realizzazione degli interventi di mitigazione e riduzione del rischio da frana; il rispetto dei tempi richiesti per
lo studio conoscitivo, la progettazione e la realizzazione degli interventi stessi.
L’indicazione generale che si intende evidenziare riguarda dunque l’opportunità di scegliere ed utilizzare,
considerando la complessità della problematica di instabilità da trattare, le metodologie in maniera tale da
conseguire, nei tempi richiesti e nel pieno rispetto delle normative vigenti, i migliori risultati possibili per la
definizione del modello geologico e del modello geotecnico del pendio instabile, esplicitando direttamente
negli stessi modelli gli aspetti che sarà necessario approfondire, le metodologie che si ritiene debbano
essere utilizzate per gli approfondimenti indicati ed i dati che a tal fine è necessario acquisire.
Per quanto è di interesse si deve intendere per modello geologico del pendio la sintesi di tutti gli elementi,
da quelli generali a quelli di dettaglio, che concorrono ad individuare le modalità con cui il pendio ha
manifestato e potrà manifestare instabilità nel tempo, anche medio-lungo, e di come le sue manifestazioni
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
(modifiche della geometria dello stesso pendio, cambiamenti della vegetazione presente, ecc.) ed i suoi
effetti (variazione della circolazione delle acque sotterranee, modifiche delle caratteristiche fisicomeccaniche delle litologie presenti, ecc.) hanno influenzato e sono stati influenzati da altri processi di
natura geologico-ambientali che si sono verificati e si potranno verificare in un’area vasta di estensione
congrua rispetto alle caratteristiche dimensionali dell’instabilità di pendio di interesse. In altri termini il
modello geologico dovrà essere in grado di rappresentare la sintesi di tutti gli elementi, principali ed
accessori, che possono influenzare nel breve-medio-lungo termine le condizioni di stabilità del pendio di
interesse.
Il modello geotecnico del pendio deve rappresentare la sintesi degli elementi conoscitivi e degli strumenti
di calcolo che, coerentemente con le dimensioni del fenomeno di instabilità di interesse, governano e
consentono di modellare, negli aspetti quantitativamente essenziali, i processi di predisposizione e di causa
che determinano la condizione di instabilità dello stesso pendio nel breve-medio termine. La sintesi degli
elementi conoscitivi essenziali consente di definire lo schema geotecnico del pendio in base al quale
devono essere individuati gli strumenti di calcolo che consentono, in definitiva, di prevedere le condizioni di
stabilità del pendio e, quindi, di valutare la pericolosità da frana alla scala del singolo versante.
La generale complessità della problematica consiglia in definitiva l’adozione di una strategia aperta e
progressiva per la definizione dei due oggetti di interesse, assumendo il criterio già introdotto di: migliore
definizione del modello geologico e del modello geotecnico nel tempo imposto dalle esigenze di soluzione
della problematica di instabilità, nel pieno rispetto delle normative vigenti.
Considerando le finalità ed il criterio generale illustrati, nel seguito sono forniti indicazioni e criteri
metodologici per sviluppare ed integrare al meglio i diversi aspetti disciplinari che possono concorrere, in
misura diversa a seconda delle situazioni e dei contesti, alla valutazione della pericolosità da frana alla scala
del singolo versante.
Seguendo uno schema ormai ampiamente collaudato da numerosi e positivi esempi disponibili nella
letteratura tecnico-scientifica e nella pratica corrente, saranno trattati con riferimento all’instabilità di
pendio alla scala del singolo versante:
•
gli aspetti geologici (rilevamento geologico-strutturale, caratterizzazione mineralogico-petrografica,
rilevamento geomorfologico delle frane) per la definizione del modello geologico preliminare ed
alla sua definitiva precisazione, sulla base dei contributi forniti dagli altri aspetti disciplinari
coinvolti;
•
la ricerca storica, con riferimento alle sue potenzialità ed ai suoi limiti;
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
•
la caratterizzazione idrologica del sito in cui ricade il pendio di interesse, in termini generali e con
riferimento alle specifiche caratteristiche dell’instabilità che man mano si possono delineare sulla
base dei diversi aspetti disciplinari trattati;
•
le indagini ed i monitoraggi geotecnici (geometria del pendio, rapporti stratigrafici, caratteri
dimensionali e cinematici dell’instabilità, regime delle pressioni neutre, quadro dei parametri fisico
meccanici per la definizione di quelli rappresentativi del comportamento al finito), programmati
sulla base del quadro conoscitivo preliminare desumibile dagli studi geologici e precisati
considerando gli elementi conoscitivi acquisiti nel corso della loro stessa esecuzione;
•
le procedure di calcolo, relative alla modellazione del regime delle pressioni neutre e delle
condizioni di instabilità anche in presenza di sollecitazione sismica (instabilità per superamento
della resistenza a taglio, per spostamenti cumulati, indotta anche dalla propagazione dei movimenti
in massa);
•
il modello geotecnico del pendio instabile e le possibili modalità di valutazione della pericolosità da
frana alla scala del singolo versante.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
2. ASPETTI GEOLOGICI
2.1. Rilevamento geologico-strutturale
(Critelli S., Borrelli L., Muto F.)
2.1.1. Introduzione
Nell’affrontare qualsiasi problematica geologica e geomorfologica assume fondamentale importanza la
conoscenza del modello geologico di una determinata area. Le procedure per arrivare alla determinazione
dell’assetto geologico strutturale di un’area, sia nel caso di aree vaste sia di aree più limitate, non possono
prescindere dal rilevamento geologico. Il rilevamento geologico permette, infatti, di acquisire una serie di
informazioni indispensabili alla caratterizzazione litologica delle rocce affioranti, alla comprensione della
stratigrafia, degli spessori e delle geometrie in profondità delle unità esistenti, alla ricostruzione dell’assetto
strutturale. Generalmente, il livello di dettaglio con cui è effettuato il rilevamento geologico è funzione del
livello di approfondimento richiesto: a scala del singolo versante o a vasta area. Molto spesso, anche
quando si effettuano studi a scala del singolo versante, si rende necessario l’ampliamento dell’analisi
geologica al fine di dare una visione più completa e compiuta della struttura geologica che possa spiegare
determinati fenomeni gravitativi. Nell’affrontare un rilevamento di area vasta, ad esempio, lo stesso dovrà
tener conto non solo della geologia del versante ma di strutture geologiche molto più ampie che possono
influenzare deformazioni gravitative profonde ed estese. La contestualizzazione del rilevamento geologico
di aree vaste, in un ambito geologico-strutturale a scala regionale, può dare un contributo significativo.
Tutte le informazioni geologiche di terreno acquisite, dovranno essere opportunamente rappresentate sulla
carta geologica.
2.1.2. Rilevamento geologico di area vasta
La scelta della scala del rilevamento di una determinata area dipende dalla tipologia e dall’estensione dei
fenomeni gravitativi da trattare. E’ noto che l’assetto stratigrafico e strutturale ha una netta influenza su
fenomeni gravitativi profondi, per cui nell’affrontare il rilevamento geologico si dovrà tenere conto, in fase
preliminare, della tipologia di instabilità di versante che si andrà a studiare.
Una carta geologica per un’area vasta viene redatta nelle seguenti fasi:
1) fase preliminare, la quale prevede il reperimento di carte topografiche, carte geologiche,
bibliografia geologica, foto aeree a diverse scale;
2) fase di analisi fotointerpretativa, finalizzata ad individuare e delimitare le unità litologiche e di
riconoscere le strutture tettoniche utilizzando elementi diagnostici morfotettonici (Amadesi, 1975,
Panizza, 1992, Burbank e Anderson, 2001);
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3) fase di rilevamento di campagna, finalizzato al riconoscimento ed alla discriminazione delle unità da
rappresentare su carta, al riconoscimento dei limiti geologici, stratigrafici e tettonici. In tale fase
saranno acquisiti i dati di geometrie e giaciture degli elementi geologici;
3) fase finale di elaborazione dei dati acquisiti attraverso il rilevamento, con redazione della carta
geologica, di sezioni geologiche rappresentative e di schemi dei rapporti tra le varie unità.
Per eseguire il rilevamento geologico areale si possono utilizzare carte topografiche, da acquisire nella fase
preliminare, che consentano un grado di dettaglio geologico sufficiente. Le scale più indicate per il
rilevamento sono rappresentate dalle carte topografiche 1:10000/1:5000, tenendo comunque in
considerazione la finalità del lavoro richiesto ed il grado di precisione da raggiungere. Eventuali
problematiche geologiche, la cui visione più ampia si rende necessaria nello studio di fenomeni gravitativi
profondi di versante, possono essere rappresentate ad una scala minore (1:25000).
Un ulteriore passo nella fase preliminare è quello di eseguire una raccolta di carte geologiche e di
rilevamenti eseguiti nell’area o in un intorno geologico significativo. Le carte pubblicate possono essere a
qualsiasi scala e dare informazioni sulle singole unità o su complessi geologici ad estensione regionale. Ad
esempio, dalla lettura critica di carte a varia scala si possono avere informazioni sulla successione delle
formazioni, sui rapporti stratigrafici, sui loro spessori, sull’assetto strutturale generale e su strutture
tettoniche particolari. In tal senso dovrà essere condotta una ricerca di lavori scientifici, anche tematici su
singoli argomenti geologici, che contribuiranno all’acquisizione delle conoscenze e degli studi di dettaglio
apportati sull’area. La lettura critica della cartografia geologica esistente deve rappresentare un valido
apporto di conoscenza su una determinata area ma non può prescindere dal rilevamento originale.
Un passo importante da eseguire durante la fase preliminare è quello dello studio fotointerpretativo.
Questo potrà essere condotto consultando dapprima foto da satellite, per ottenere un quadro regionale o
per settori molto estesi, per poi passare alle foto aeree a diverse scale. Una scala d’insieme è fornita dalle
foto aeree alla scala 1:75000, in cui si possono riconoscere i lineamenti tettonici principali e le grandi
deformazioni gravitative. Molto importanti sono i voli a scala 1:33000 e a scale maggiori per la
caratterizzazione morfologica da cui ottenere indicazioni geolitologiche e strutturali. Il contrasto di tonalità
e di forme del rilievo corrispondono spesso a limiti stratigrafici o tettonici tra litologie o unità
litostratigrafiche diverse.
Il rilevamento di campagna, oggetto della seconda fase, viene eseguito dopo aver effettuato tutte le fasi
preliminari descritte. Esso rappresenta l’insieme delle osservazioni e misure da effettuare direttamente
sull’area da rilevare e che fanno parte del bagaglio conoscitivo delle tecniche di rilevamento proprie del
geologo (Cremonini, 1973; Compton, 1985; Butler & Bell, 1991). Le operazioni da eseguire devono essere
scelte preliminarmente dopo aver valutato la complessità geologica dell’area ed il dettaglio che si deve
raggiungere. Si stabiliscono così i singoli percorsi che si devono affrontare, scelti secondo un criterio mirato
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
ad acquisire il maggior numero di informazioni sul terreno. Molto spesso i percorsi dovranno essere
indirizzati trasversalmente ai limiti ed in generale alle strutture geologiche. In alcuni casi, per aree vaste, è
consigliabile una ricognizione preliminare, al fine di avere un quadro della percorribilità dei luoghi e delle
zone di maggiore esposizione degli affioramenti.
Si deve tener conto che un rilevamento geologico viene eseguito con attrezzatura specifica consistente in:
bussola da geologo, martello a punta, lente d’ingrandimento, libretto di campagna, matite colorate, GPS,
acido cloridrico, macchina fotografica e binocolo, metro (Cremonini, 1973). Sul terreno, affrontando un
tragitto, si dovrà procedere annotando tutti gli affioramenti incontrati. In particolare, ogni affioramento,
esteso o limitato che sia, deve essere ubicato con precisione su carta anche con il supporto di un GPS. Il
singolo affioramento avrà un numero identificativo progressivo da annotare sul libretto e sullo stralcio
cartografico di cui ci si è muniti preliminarmente. La descrizione dell’affioramento dovrà contenere:
litologia, colore, tessitura, struttura, giacitura di strato (in unità sedimentarie) e scistosità (in rocce
metamorfiche), faglie e stato di fatturazione. I singoli colori saranno rappresentativi delle unità litologiche o
delle unità litostratigrafiche (Servizio Geologico Nazionale, 1992). Nel corso del rilevamento di campagna si
dovrà progressivamente ricostruire l’assetto stratigrafico distinguendo i limiti per sovrapposizione
stratigrafica, per eteropia ed i limiti tettonici.
Nel rilevamento di aree territorialmente vaste vanno riconosciute e cartografate le strutture tettoniche
principali. Nel caso delle faglie, esse vanno caratterizzate misurando la giacitura dei piani (direzione,
inclinazione ed immersione), distinguendole per cinematica. Ulteriori informazioni sulla tipologia di
struttura possono essere date dagli indicatori cinematici presenti sui piani e dal rigetto di punti omologhi.
Lo studio degli indicatori è utile al fine di stabilire il senso di movimento relativo, il rigetto della faglia, le
eventuali riattivazioni nell’area e la loro cronologia. Le faglie, inoltre, possono essere espresse da singole
superfici, da famiglie di superfici sub-parallele e associate, cartografabili separatamente, oppure ancora da
zone cataclastiche di varia ampiezza. A livello cartografico, per il caso in cui la zona di faglia risulti ampia è
consigliabile delimitarla con un sovrassegno. L’esistenza di superfici di faglia deve essere prima dedotta
indirettamente da caratteri morfologici (faccette triangolari, elementi topografici allineati, etc.; Burbank &
Anderson, 2001). I caratteri morfologici potranno talora dare indicazioni o indizi sulla possibile attività
quaternaria o sul carattere sismogenetico. Sarà importante, per le strutture la cui attività tettonica recente
sarà accertata, distinguerle in carta con colore o simbologia diversa rispetto alle faglie inattive.
Per quanto riguarda le strutture plicative si dovrà descrivere la tipologia, con distinzione tra antiformi e
sinformi e tra anticlinali e sinclinali e, laddove possibile, indicarne gli elementi geometrici essenziali (asse,
piano assiale, etc). L’associazione delle strutture duttili e fragili rilevate unitamente alla loro cronologia
relativa daranno indicazioni sulla storia deformativa del settore.
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Nella fase finale, infine, si provvede all’elaborazione dei dati del rilevamento ed alla produzione della carta
geologica. Nel corso dell’elaborazione, che può essere contemporanea o meno al rilevamento geologico,
vengono annoverate tutte le operazioni grafiche che consentono di rappresentare, secondo i canoni del
rilevamento geologico, tutti i dati geologici sulla base topografica. Fondamentale sarà la rappresentazione
dei limiti, stratigrafici e tettonici, tra le diverse unità litostratigrafiche o litologiche, il cui rango sarà stato
definito durante il lavoro di campagna, e dipenderà dalla scala scelta per la tematica da affrontare. I limiti
dovranno rispondere all’intersezione tra superficie geologica e superficie topografica. Per i limiti non
osservati direttamente sul terreno, per mancanza di affioramento o altro, si procederà applicando il
metodo dell’interpolazione. Per i limiti certi e osservati si utilizza il simbolo della linea a tratto continuo, per
i limiti interpretati e non osservati direttamente si utilizza il tratteggio e per i limiti sepolti i punti.
Per quanto riguarda i dati strutturali sarà utile utilizzare anche rappresentazioni grafiche, tipo proiezione
stereografica di piani di faglia e famiglie di faglia nonché di giaciture di strato e assi di pieghe. Particolare
attenzione va data alla legenda, in essa dovranno essere riportate tutte le informazioni geologiche
rappresentate cartograficamente. Per la simbologia ci si può riferire alle linee guida del Servizio Geologico
Nazionale (1992), in cui è esplicitata l’organizzazione verticale della legenda in termini cronostratigrafici e
litostratigrafici. Sulla carta ultimata si dovrà eseguire una o più sezioni geologiche rappresentative
dell’assetto stratigrafico e tettonico dell’area esaminata. Le tracce delle sezioni saranno scelte secondo un
criterio geologico, basato sull'ortogonalità alle strutture geologiche principali e tenendo conto delle finalità
applicative che dovrà avere la carta stessa. E’ consigliabile eseguire sezioni in serie con le tracce delle
sezione orientate ortogonalmente tra loro in modo da avere un modello geologico completo del terreno.
Per quanto riguarda la simbologia da adottare nella carta e nella legenda, si può far riferimento alla vasta
letteratura con particolare riferimento ai Quaderni Serie III del Servizio Geologico Nazionale.
La carta geologica di area vasta deve essere un documento geologico tale da garantire successive
elaborazioni geotematiche, tra cui necessariamente quelle di interesse applicativo. Essa dovrà quindi
contenere le informazioni ed i requisiti geologici di base, necessari per successive elaborazioni tematiche
che dovranno inevitabilmente tener conto dell’assetto geologico-strutturale di quell’area.
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2.1.3. Studio alla scala del singolo versante
Come si è già detto precedentemente, una rappresentazione geologica di un’area vasta è la base principale
per procedere allo studio di dettaglio di un’area minore quale può essere la scala di un versante o di
porzioni di questo. Le strutture geologiche, infatti, molto spesso trovano continuità al di fuori di un singolo
versante per cui senza un controllo completo della struttura geologica si rischierebbe la perdita di
informazioni fondamentali per l’interpretazione geologica. Tematiche applicative, infatti, possono essere
affrontate in modo compiuto solo utilizzando informazioni geologiche a più ampio spettro.
Le metodologie relative al rilevamento geologico per lo studio alla scala del singolo versante si basano sulla
stessa procedura illustrata nel paragrafo precedente (studio di area vasta); esse comprendono
fondamentalmente la conoscenza degli studi precedenti, l’aereofotointerpretazione ed il rilevamento di
campagna. Quindi, i concetti di base rimangono sostanzialmente gli stessi, come rimangono invariate le fasi
che occorre eseguire nello svolgimento del lavoro. Chiaramente nell’affrontare un rilevamento di dettaglio,
molte informazioni geologiche possono essere meglio rappresentate rispetto a quelle che rientrano in un
rilevamento di area vasta. Ad esempio alla scala del versante il rango delle unità litologiche o dei corpi
litologici cartografabili può subire variazioni. A questa scala, infatti, l’accorpamento di litologie o di
variazioni latero-verticali, inclusi in un’unica unità cartografabile alla scala di un’area territorialmente vasta,
può essere scomponibile in unità di rango inferiore. La scala cartografica da utilizzare alla scala di versante
sarà fondamentalmente 1:2000 o, laddove ci siano strutture geologiche più ampie da rappresentare, si
possono utilizzare scale maggiori.
Anche nell’ambito del rilevamento geologico finalizzato alla ricostruzione del modello geologico alla scala
del singolo versante (scala di dettaglio), la fase preliminare consiste nell'analisi della letteratura disponibile
(lavori scientifici, carte geologiche, carte tematiche) al fine di acquisire conoscenze dirette sull’area di
studio o su un intorno significativo. I dati acquisiti dalla letteratura, come già detto nel paragrafo
precedente, anche in questo caso devono rappresentare un bagaglio di informazioni la cui lettura critica
consentirà di approfondirne aspetti e contenuti. Inoltre, queste informazioni sono e possono essere parte
integrante del lavoro originale che si andrà ad elaborare.
Successivamente, come nel caso di area vasta, si passa allo studio delle foto aeree. Le fotografie aeree da
utilizzare devono essere di scala adeguata a quella di rappresentazione cartografica. Per quanto riguarda la
foto interpretazione è sempre utile avere una visione più ampia dell’area (utilizzando ad esempio foto
aeree alla scala 1:33000) e passare successivamente a coperture di maggiore dettaglio. Alcune informazioni
possono essere colte da voli di bassa quota. Dal punto di vista geologico tale osservazione potrà dare
indicazioni circa l’origine tettonica o gravitativa di scarpate morfologiche non pienamente risolvibili a scale
più grandi. Inoltre, possono essere delimitati con maggior dettaglio i limiti delle coperture siano esse legate
a movimenti in massa o a depositi derivanti da processi di erosione in generale. In molti casi, può ritenersi
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utile ai fini del rilevamento geologico, l’osservazione di foto aeree scattate (alla stessa scala) in tempi
diversi. Questo confronto risulta indispensabile per la ricostruzione dell’evoluzione dei versanti, ma può
essere utile anche per l’analisi geologica in quanto consente di cogliere elementi in aree attualmente
antropizzate o aree con copertura vegetale che in passato erano meglio esposte.
La fase successiva alla fotointerpretazione consiste in dettagliati rilievi di campagna finalizzati alla verifica
della sussistenza degli elementi morfologici e litologici acquisiti e cartografati, con quanto osservabile
direttamente sul terreno. E’ da sottolineare che, anche in questo caso, la fase di fotointerpretazione non è
solo una fase iniziale ma può essere eseguita anche parallelamente al rilevamento vero e proprio. A tal fine,
durante il rilevamento, potrebbe risultare particolarmente utile un controllo delle foto aeree attraverso
l'utilizzo dello stereoscopio di campagna.
Il doppio confronto tra visione sul terreno e visione da foto aerea tende ad affinare il grado di convergenza
tra elementi fotointerpretati ed elementi geologici rilevati. La fase di rilevamento serve sia a verificare la
natura e l’assetto delle unità litostratigrafiche o litologiche, sia a verificare gli elementi geometrici che le
caratterizzano. Ad esempio, spesso, in particolari litologie stratificate è possibile cogliere dalla
fotointerpretazione la giacitura degli strati, la foliazione o i limiti tra le unità. Per quanto l’operatore può
essere esperto, il controllo e la misura diretta sul terreno dei parametri giaciturali di superfici e piani
geologici risulta essenziale.
Il rilevamento geologico di campagna a scala di versante, come detto, riveste una fondamentale importanza
e deve essere effettuato da rilevatori esperti, conoscitori delle tecniche di rilevamento geologico e quindi
delle strutture geologiche. Dal rilevamento di dettaglio dipenderanno una serie di considerazioni tematiche
che saranno strettamente connesse al modello del sottosuolo. Va da se che tale modello geologico si
ripercuote su quello idrogeologico, sul modello geotecnico e di stabilità del versante stesso. Pertanto anche
nel rilevamento geologico di dettaglio bisognerà raccogliere le maggiori informazioni possibili ricavate dai
singoli affioramenti. Durante questa fase va fornita una descrizione dei singoli affioramenti utilizzando tutti
i mezzi che consentano di ridurre al minimo la soggettività delle osservazioni. Troppo spesso nel descrivere
gli affioramenti ci si limita a definizioni e attribuzioni litologiche vaghe e in uso nella bibliografia sull’area,
senza porsi tanti problemi nel controllarne la reale corrispondenza volta per volta. Tenuto conto che
durante il rilevamento si acquisiscono solo dati geologici di superficie, la carta che ne deriva sarà tanto più
attendibile quanto più dettagliati saranno descrizione e misure degli elementi geologici nei singoli
affioramenti. Ad esempio, alcune descrizioni dell’affioramento possono essere affinate utilizzando
comparatori visivi, acido per i carbonati, eventuali prove classificatorie di laboratorio, tutti accorgimenti che
perfezionano la caratterizzazione e tendono a renderla univoca e meno soggettiva. Elementi di
fondamentale importanza da acquisire nel corso del rilevamento alla scala di versante, oltre a quelli ovvi,
come litologia, tessitura, stratificazione (layering in generale) e rapporti giaciturali, sono la descrizione del
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grado di cementazione, dello stato di fratturazione e di alterazione della roccia affiorante. La costruzione di
una carta geologica alla scala del versante (o scala di dettaglio) segue tutte le indicazioni riportate nel
paragrafo precedente.
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2.1.4. Rilevamento litologico-tecnico.
La cartografia geologica (e geotematica) è fondamentale per la conoscenza del territorio, quale elemento
strategico e propedeutico alle attività di programmazione in materia di pianificazione e gestione del suolo e
del sottosuolo. Infatti, attraverso l’acquisizione dei dati del terreno è possibile realizzare la “fotografia”
dello stato del territorio sia superficiale che profondo, fornendo tutte le informazioni di base necessarie per
ulteriori elaborazioni cartografiche.
La cartografia geotematica, infatti, rappresenta lo sviluppo e l’approfondimento della cartografia geologica
di base in campi specifici (es. cartografia geomorfologica, litotecnica, idrogeologica, geofisica, ecc.), con
l’obiettivo di fornire ulteriori informazioni, essenziali per la conoscenza delle condizioni generali di rischio e
di vulnerabilità del territorio. Per quanto detto si può facilmente comprendere perché la cartografia
geotematica ha una diretta applicazione, come base di studio, nella pianificazione territoriale. La
rivoluzione tecnologica dei sistemi informatici offre oggi la possibilità di migliorare la rappresentazione
cartografica come ad esempio la visualizzazione tridimensionale che permette una più immediata e
realistica comprensione del territorio.
Il rilevamento litotecnico condotto su un’area vasta normalmente non può prescindere dal rilevamento
geologico-strutturale e dalla carta geologica prodotta sull’area di interesse. Nello specifico, per studi di area
vasta, la carta geologica rappresenta il punto di partenza par la redazione della carta litotecnica. Dal punto
di vista litotecnico, i tipi litologici rilevati e contenuti nella carta geologica, possono essere accorpati in virtù
del comportamento meccanico indicativamente omogeneo (ULT) e indipendentemente dalla loro
collocazione geometrica. Ad esempio, con riferimento specifico alla Calabria, nella carta litotecnica riferita
ad uno studio di area vasta, potranno essere differenziati i seguenti geomateriali o ammassi rocciosi (ULT):
•
geomateriali incoerenti a composizione eterogenea sabbioso-ghiaiosa e limosa (alluvioni, depositi
colluviali, detriti di frana ecc.);
•
geomateriali incoerenti granulari prevalentemente ghiaiosi e sabbiosi, da sciolti ad addensati
(ghiaie e sabbie);
•
geomateriali coerenti (o coesivi) granulari prevalentemente limosi ed argillosi, da soffici a
sovraconsolidati (limi ed argille);
•
ammasso roccioso granulare cementato, a grana da media a grossolana, mediamente fratturato
(conglomerati ed arenarie);
•
ammasso roccioso coerente (o coesivo) litificato (marne ed argilliti);
•
ammasso roccioso estremamente tenero (gessi);
•
ammasso roccioso lapideo da stratificato a massiccio, a comportamento prevalentemente fragile
(calcari e dolomie);
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•
ammasso roccioso fliscioide caratterizzato da alternanze ritmiche di tipi litologici a comportamento
meccanico nettamente differente o melange di tipi litologici differenti (flysch arenaceo-marnosi,
flysch calcareo-marnosi, flysch argillosi caotici);
•
ammasso roccioso con comportamento meccanico riferibile a roccia tenera prevalentemente
duttile, caratterizzato da clivaggio molto pervasivo (filladi);
•
ammasso roccioso con comportamento meccanico riferibile generalmente a roccia da tenera a
lapidea a comportamento prevalentemente fragile, caratterizzato da scistosità o "layering"
metamorfico generalmente sviluppato (scisti e gneiss);
•
ammasso roccioso con comportamento meccanico riferibile generalmente a roccia da tenera a
lapidea, a comportamento prevalentemente fragile, caratterizzato da aspetto massivo (rocce
granitoidi);
•
ammasso roccioso con comportamento meccanico riferibile generalmente a roccia tenera, a
comportamento prevalentemente fragile (rocce basiche).
Alla scala del singolo versante, la carta litologico-tecnica sarà realizzata sulla base del rilevamento
litotecnico appositamente effettuato in campagna, mediante osservazioni e determinazioni condotte sugli
affioramenti e sulla base delle informazioni contenute nella carta geologica e in quella geomorfologica.
Quando il rilevamento è finalizzato allo studio delle frane esso dovrà tener conto di aspetti diversi a
seconda della categoria di frana che si andrà a studiare (superficiale, mediamente profonda, profonda).
Nello specifico, per lo studio delle frane superficiali, nel corso del rilevamento si dovrà prestare attenzione
al rilevamento delle coperture (terreni colluviali, terreni detritici, terreni residuali, etc.), ed in particolare
degli spessori potenzialmente mobilizzabili. Per la valutazione degli spessori si può far riferimento, oltre che
alle osservazioni di superficie, ad eventuali sondaggi effettuati e ad altre indagini indirette (prove
penetrometriche, linee sismiche, geoelettriche, etc.).
Quando il rilevamento litotecnico affronta problematiche relative a fenomeni franosi mediamente profondi
e profondi, l'attenzione dovrà essere focalizzata alle rocce del substrato. In particolare, in affioramento,
dovranno essere rilevate: le caratteristiche litologico-stratigrafiche delle rocce (tessitura, mesostruttura;
decolorazione; stratificazione e/o scistosità); la presenza di strutture tettoniche ad alto o basso angolo; la
presenza di fasce o zone fratturate o di zone degradate e ridotte come consistenza a terreno (fault gouge),
associate alle strutture tettoniche; le condizioni generali di fratturazione degli ammassi; le caratteristiche
fisico-meccaniche (attraverso test qualitativi e/o semiquantitativi), la presenza di eventuali emergenze
idriche. Nello specifico, per caratterizzare in modo completo le discontinuità che interessano un ammasso
roccioso, sono necessari i dieci seguenti parametri: orientazione, spaziatura, continuità o persistenza,
scabrezza, resistenza delle superfici, apertura, riempimento, filtrazione, numero di sistemi o famiglie di
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discontinuità, dimensione dei blocchi. Sugli affioramenti si procede analizzando tutte le discontinuità che
intersecano uno stendimento (una linea materializzata sulla roccia), che può anche essere non rettilineo.
Non esiste un indice unico che permetta di caratterizzare in modo completo le discontinuità dell'ammasso
roccioso e la roccia intatta. Diversi parametri, di differente natura, concorrono a definire il comportamento
e la qualità dell'ammasso roccioso. In genere, tra questi vi è la resistenza a compressione monoassiale della
roccia, stimata in sito eventualmente attraverso la misura dell'indice di Franklin (point load strength index),
l'RQD (Rock Quality Designation, parametro che misura lo stato di fratturazione dei campioni di roccia
recuperati da un sondaggio), le caratteristiche geometriche e fisico-chimiche delle discontinuità, la natura
ed intensità della presenza dell'acqua, lo stato tensionale naturale presente in sito.
Tra le classificazioni geomeccaniche degli ammassi rocciosi sicuramente la più diffusa e la più utilizzata al
mondo è quella proposta da Bieniawski nel 1989. Essa prende in considerazione sei diversi parametri:
resistenza a compressione monoassiale della roccia intatta; RQD (Rock Quality Designation); spaziatura
delle discontinuità; condizioni delle discontinuità; condizioni dell'acqua di falda; orientazione delle
discontinuità. Per ognuno dei primi cinque parametri viene attribuito un punteggio, che è massimo per le
rocce di migliore qualità. I punteggi dei primi cinque parametri vengono, quindi, sommati per fornire
l'indice di classificazione RMR base dell'ammasso roccioso, che non tiene ancora conto dell'effetto prodotto
dall'orientazione delle discontinuità sul comportamento dell'ammasso roccioso. In relazione al valore
dell'RMR, l'ammasso roccioso viene inserito in una delle cinque classi di roccia previste (ognuna delle quali
abbraccia un campo di variabilità di 20 punti: classe I: RMR=80-100, classe II: RMR=60-80, classe III:
RMR=40-60, classe IV: RMR=20-40, classe V: RMR=0-20). All'RMR base viene poi sottratto un punteggio
relativo all'orientazione delle discontinuità, con riferimento al problema specifico.
Lo scopo del rilevamento litotecnico, come già precedentemente accennato, è quello di individuare e
cartografare i litotipi affioranti (ULT), sulla base delle loro caratteristiche fisico-meccaniche e di
differenziare, nell’ambito di un litotipo, zone a comportamento fisico-meccanico complessivamente
omogenee. Per la definizione delle ULT dovrà essere fatto riferimento, oltre che al rilievo e alla
caratterizzazione degli affioramenti, alle caratteristiche fisico-strutturali e a parametri geotecnici e geofisici,
indipendentemente dalla loro posizione stratigrafica e dai relativi rapporti geometrici.
Nel corso del rilevamento litotecnico, per le determinazioni ed i rilievi da effettuare sugli affioramenti, i
litotipi dovranno essere distinti in:
 litotipi lapidei, per i quali dovranno essere acquisite le informazioni relative alla litologia, alla
stratificazione, al grado di fratturazione e di alterazione, nonché tutti gli elementi, eventualmente
anche strutturali, che possono determinarne il comportamento geomeccanico, principalmente
mediante l’uso di prove manuali e, laddove esistenti, integrando tali dati con i risultati di prove
specifiche in sito e/o di laboratorio;
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 litotipi granulari e coesivi, per i quali dovranno essere acquisite informazioni circa lo spessore
(stimato su evidenze di campagna), le dimensioni e la forma dei frammenti, la presenza di frazione
fine (caratteristiche tessiturali) e il grado di cementazione e/o di consistenza/addensamento.
Nella carta litologico-tecnica dovrà essere individuato il tipo di substrato presente e la copertura,
evidenziandone la geometria tramite la ricostruzione delle isopache (linee di uguale spessore) della coltre.
A tal fine sarà utile ubicare nella carta litologico-tecnica, le eventuali indagini effettuate direttamente
sull'area o recuperate presso gli Uffici tecnici comunali, nonché dai liberi professionisti locali (sondaggi a
carotaggio, prove penetrometriche, prospezioni geofisiche, etc.).
Inoltre, nei contesti dove sono ampiamente diffuse in affioramento rocce cristalline, tipo la Calabria, risulta
di fondamentale importanza, il rilevo del grado di alterazione e la produzione di una carta del grado di
alterazione corredata di profili di alterazione. In tali contesti, infatti, la stabilità dei versanti, e più in
generale la dinamica evolutiva degli stessi, risulta fortemente condizionata dagli spessori di roccia
interessati dai processi di alterazione e dall’intensità raggiunta dagli stessi. Anche ad una sommaria analisi
del territorio, laddove sono presenti rocce cristalline, emerge, infatti, con chiarezza, l’elevata
concentrazione di fenomeni di instabilità (frane e DGPV) sia nelle coltri alteritiche sia più in profondità negli
ammassi alterati e degradati. La definizione di un particolare grado di alterazione consente, infatti, di
comprendere i fattori che hanno determinato l’alterazione stessa e di differenziare, nell’ambito di un
litotipo, zone a comportamento fisico-meccanico complessivamente omogenee.
La predisposizione di carte del grado di alterazione e la definizione di profili d’alterazione rappresentativi di
definiti settori risultano di estrema utilità, sia per la pianificazione del territorio sia per indirizzare più
efficacemente la ricerca, gli studi e le indagini, essenziali per definire ed affrontare le problematiche che
spesso interessano gli ammassi rocciosi.
Per il rilievo del grado di alterazione può essere assunta, come riferimento generale, una procedura
sviluppata e validata sulle situazioni che sono tipiche della Calabria, partendo dalle indicazioni disponibili
nella letteratura internazionale (Dearman, 1974; Dearman, 1976a e b; Irfan & Dearman, 1978; I.A.E.G
Commission, 1981; Geotechnical Control Office, 1984).
La procedura in menzione prevede, mediante osservazione di vari caratteri geologici (tessitura,
decolorazione, compattezza, granulometria) e attraverso la valutazione di semplici test, correlabili alla
resistenza meccanica della roccia (martello di Schmidt, immersione in acqua di campioni, ecc.), la
distinzione di sei classi di alterazione: classe VI (terreni residuali e/o colluviali), classe V (roccia
completamente alterata o saprolite), classe IV (roccia altamente alterata), classe III (roccia moderatamente
alterata), classe II (roccia debolmente alterata) e classe I (roccia fresca), (Geotechnical Control Office, 1984;
Cascini et al., 1992; GSE-GWPR, 1995; Gulla’ & Matano, 1994).
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Il rilievo del grado di alterazione degli ammassi rocciosi prevede vari livelli di indagine: analisi di foto aeree;
rilievo del grado di alterazione a scala areale; rilievi di dettaglio del grado di alterazione sui fronti.
In una prima fase, le zone a diverso grado di alterazione possono essere delimitate preliminarmente sulla
base dell’analisi di foto aeree e successivamente verificate e dettagliate attraverso controlli in campagna.
Gli elementi di classificazione da utilizzare nell’analisi fotointerpretativa possono essere: l’acclività e la
morfologia dei versanti e dei rilievi, in funzione della roccia d’origine segnalata; le caratteristiche della
copertura vegetale. L’analisi fotointerpretativa condotta a tal fine permette di individuare e cartografare
con buona affidabilità due macroclassi di alterazione: le zone riferibili indicativamente come
comportamento meccanico a roccia tenera e lapidea; le zone riferibili indicativamente come
comportamento meccanico a roccia sciolta (intesa come terreno residuale, saprolitico, colluviale e/o
detritico-colluviale).
Successivamente alla fase fotointerpretativa, anche al fine di verificare l’effettiva corrispondenza tra gli
elementi distintivi assunti (acclività, morfologia, vegetazione) e le classi di alterazione direttamente
riscontrate in affioramento, si procederà ad un dettagliato rilevamento di campagna del grado di
alterazione (utilizzando le tecniche classiche del rilevamento geologico), basato su un’attenta analisi dei
litotipi riscontrati in affioramento, attraverso l'utilizzo di criteri visivi e qualitativi.
I criteri visivi sono rappresentati da: tessitura e mesostruttura; decolorazione (rispetto alla roccia di
origine); compattezza; granulometria.
I criteri qualitativi (da eseguire con il martello da geologo), sono rappresentati da: suono della roccia colpita
con il martello da geologo (sordo, intermedio, squillante); effetto testa del martello da geologo (facilità,
difficoltà, grande difficoltà, assente); effetto punta del martello da geologo (in profondità, superficiale,
scalfitura); rottura con il martello da geologo (colpo leggerissimo, colpo leggero, colpo fermo, più colpi
fermi, assente); rottura con le mani (si sminuzza, si rompe, assente).
L’esame complessivo delle osservazioni e dei rilievi effettuati nella fase del rilevamento areale, riportati
sulla base cartografica di riferimento, consente la redazione della carta del grado di alterazione preliminare.
Sulla base della carta preliminare si passa all’individuazione, con il supporto della documentazione
fotografica acquisita, dei fronti (siti o stazioni di verifica) che meglio si prestano per effettuare le verifiche
puntuali (qualitative e semiquantitative) del grado di alterazione necessarie per la redazione della carta di
alterazione definitiva e la ricostruzione dei profili di alterazione rappresentativi (Gulla’ & Matano, 1994).
Tali siti sono generalmente costituiti da fronti, naturali e/o artificiali, in modo tale da permettere di trarre
indicazioni preliminari anche circa lo sviluppo dei profili di alterazione in profondità. Indicativamente i fronti
individuati devono presentare una lunghezza di almeno 10 m ed un’altezza minima dell’ordine di alcuni
metri.
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La procedura proposta da Gulla’ & Matano (1994) per lo studio di dettaglio sui fronti, prevede: una
caratterizzazione generale del fronte (ubicazione su carta, numero identificativo del fronte, quota,
inquadramento geologico e geomorfologico, ripresa fotografica); una caratterizzazione strutturale delle
discontinuità (tipo di discontinuità, immersione, persistenza, apertura, riempimento); una delimitazione
preliminare delle zone a diverso grado di alterazione attraverso i criteri visivi e qualitativi già utilizzati
precedentemente per il rilevamento areale. Successivamente, sul fronte individuato, si procederà ad una
verifica puntuale delle zone a diverso grado di alterazione ed all'attribuzione ad ognuna di esse del grado di
alterazione definitivo che le compete, attraverso test-semiquantitativi condotti con il martello di Schmidt
ed altre prove indici (Gulla’ & Matano, 1994). Il martello di Schmidt fornisce un valore “locale” della
resistenza dell’ammasso roccioso ed in particolare delle pareti delle discontinuità, in base alla misurazione
del rimbalzo di un pistoncino metallico che percuote la roccia. Il test consiste nell’esecuzione di 10 misure
nel punto in esame (punto di verifica), mantenendo il martello in posizione ortogonale rispetto alla
superficie della roccia, che, all’occorrenza, deve essere ripulita e resa regolare. Il valore medio del rimbalzo
in ogni punto deve essere ricavato dalla media di dieci valori di rimbalzo, scartando il valore più alto e
quello più basso. Per l’assegnazione del grado di alterazione definitivo ai punti, su cui sono state effettuate
le osservazioni e le misure, si può far riferimento agli intervalli di variazione e campi di valori di riferimento,
per le varie classi di alterazione, definiti da Gullà & Matano (1994).
Al termine delle operazioni previste dalla procedura è possibile suddividere il fronte in una serie di zone
omogenee dal punto di vista dell’alterazione delle rocce che presentano un comportamento fisicomeccanico complessivamente uniforme, definito dai parametri semiquantitativi rilevati. La delimitazione
delle zone a diverso grado di alterazione, riferendosi alla metodologia proposta da Gullà & Matano (1994),
permette inoltre di acquisire indicazioni preliminari circa lo sviluppo in profondità dell’alterazione.
Il quadro conoscitivo così delineato consente, inoltre, la definizione dei punti di prelievo di campioni
rappresentativi da utilizzare per la sperimentazione volta alla caratterizzazione geotecnica (granulometria,
proprietà indici, resistenza a rottura) e petrografica (indice di decomposizione ed indice micropetrografico)
dei geomateriali presenti sul fronte. In particolare, l’esame petrografico di campioni di rocce cristalline
eseguito mediante l’analisi modale al microscopio ottico su sezioni sottili, permette di evidenziare alla
microscala, la composizione mineralogica, la tessitura, lo stato di fratturazione ed il grado di alterazione. La
valutazione micropetrografica del grado di alterazione viene effettuata secondo le metodologie proposte
da Lumb (1962), Irfan & Derman (1978), Lee & De Freitas (1989), Critelli et al. (1991).
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2.2. Caratterizzazione mineralogico-petrografica
(Critelli S., Perri F.)
2.2.1. Introduzione
Negli ultimi decenni l’avvio di numerosi studi, inerenti i processi morfoevolutivi dei versanti, è stato
finalizzato principalmente alla comprensione dei fattori predisponenti, dei meccanismi d’innesco dei
movimenti in massa e alla riduzione dei rischi a questi strettamente relazionati. In particolare, nel caso di
movimenti che interessano sistemi di versante costituiti da rocce cristallino-metamorfiche esposte ad
intensi processi di alterazione, l’applicazione di metodologie multidisciplinari, finalizzate alla valutazione e
alla comprensione di tali processi (Cascini et al., 1992; Critelli et al., 1991), rappresenta una fase sostanziale
nell’analisi e nella comprensione dei movimenti in massa.
Lo studio della morfodinamica dei versanti naturali, associato alla valutazione dei rischi relativi ai fenomeni
di dissesto dei versanti, costituisce un argomento di enorme complessità soprattutto per i differenti aspetti
coinvolti, che vanno dall’assetto litologico-strutturale allo stato e tipo di attività di forme e processi, dalla
circolazione d’acqua superficiale e profonda, in attinenza alle condizioni climatiche, al comportamento
dell’ammasso roccioso e/o dei terreni coinvolti anche in relazione ai processi di alterazione (es. Summa et
al., 2010; De Santis et al., 2010). L’avvio di numerosi studi, in particolare sul massiccio dell’arco Calabro,
inerenti le interazioni tra i processi di alterazione e gli effetti a scala di ammasso e di versante è stato
finalizzato fondamentalmente alla comprensione dei fattori predisponenti e dei meccanismi d’innesco dei
movimenti di massa. L’interno Arco Calabro-Peloritano è caratterizzato da una franosità diffusa, legata
all’interazione di diversi fattori al contorno e soprattutto agli intensi e profondi processi di alterazione sia
del substrato cristallino-metamorfico che degli orizzonti più superficiali (es. Barrese et al., 2006; Gullà et al.,
2008).
Le relazioni esistenti tra i caratteri mineralogici, chimico-petrografici e le proprietà geotecniche dei terreni a
grana fina sono tra loro molto complesse, non solo per gli aspetti meccanici ma soprattutto per quelli di
carattere fisico-chimico legati alla natura molecolare e cristallografica delle parti fini e delle fasi cristalline a
contatto tra loro. È importante associare lo studio geochimico-mineralogico a quello petrografico, per
meglio caratterizzare la composizione dei sedimenti, per valutare il grado dei processi di alterazione
chimico-fisica, per stabilire la localizzazione e la natura delle aree sorgente, il regime geodinamico in cui i
bacini sedimentari si sono sviluppati e il regime termico e diagenetico a cui le rocce sono state soggette
durante tutta la loro storia evolutiva. I trend evolutivi composizionali, nel tempo e nello spazio, dei depositi
sedimentari sono inoltre usati per contribuire alle ricostruzioni paleogeografiche e paleotettoniche dei
sistemi aree sorgente/bacino deposizionale (es. Kretzschmar et al., 1997; Mongelli et al., 2006; Barrese et
al., 2006; Gullà et al., 2008; Perri et al., 2008; Critelli et al., 2008; Betard et al., 2009; Summa et al., 2010; De
Santis et al., 2010).
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La distribuzione degli elementi maggiori, e in tracce nelle rocce sedimentarie clastiche, dipende da diversi
fattori: a) caratteristiche delle rocce (aree) sorgenti; b) processi di alterazione chimica; c) processi di
frazionamento e classazione granulometrica legati al trasporto e alla sedimentazione; d) reazioni
diagenetiche post-deposizionali. Nelle analisi geochimiche dei sedimenti clastici fini, le distribuzioni di alcuni
elementi in tracce, come terre rare (rare earth elements, REE), Y, Sc, Th, Zr, Hf, Cr e Co sono ottimi
indicatori dei processi geologici, della provenienza e dell’ambiente tettonico-deposizionale. Queste
determinazioni sono basate sul fatto che questi elementi hanno un comportamento immobile, restando
nella frazione solida durante i processi di erosione e sedimentazione, al fine di preservare le caratteristiche
delle aree sorgenti (Taylor e McLennan, 1985; Bhatia e Crook, 1986; McLennan et al., 1993; Bauluz et al.,
2000). Tutto ciò è strettamente legato al comportamento e alla distribuzione dei minerali che ospitano gli
elementi; tra questi, i minerali argillosi rivestono un ruolo fondamentale nello studio dei sedimenti clastici
fini.
Per valutare quanto appena descritto nell’ambito del LOTTO 1 sono stati caratterizzati da un punto di vista
chimico, mineralogico e petrografico tutta una serie di terreni a grana fine e rocce litoidi presenti in
differenti contesti geologici significativi della Calabria.
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2.2.2. Metodi analitici
Nell’ambito delle discipline mineralogico-geochimiche, tra le moderne metodologie analitiche utilizzate per
caratterizzare la natura mineralogica e chimica del sedimento, vanno sicuramente considerate,
rispettivamente, le tecniche di diffrazione a raggi X e fluorescenza a raggi X.
Le suddette analisi sono state precedute dall’operazione di polverizzazione dei campioni studiati. Per la
polverizzazione è stato utilizzato un frantumatore meccanico a giare di agata che ha permesso di ridurre in
polvere i campioni successivamente analizzati; particolare attenzione è stata posta nella macinazione dei
campioni utilizzati nell’analisi dei minerali argillosi tramite diffrazione a raggi-X.
Gli strumenti sono stati inoltre accuratamente lavati al fine di evitare inquinamento.
Inoltre su alcuni frammenti di roccia metallizzati, è stato effettuato uno studio chimico-petrografico al
microscopio elettronico a scansione (SEM della Cambridge Stereoscan S360 con microanalisi EDS e ESEM
Philips Electronics QUANTA 200F con sorgente FEG – Field Emmission Gun – supportato da microanalisi EDS
GENESIS 4000 della EDAX), per dettagliare le analisi sulla mineralogia e sulla composizione dei granuli e,
soprattutto, osservare le variazioni morfologico-chimiche delle fasi cristalline presenti nella compagine
rocciosa dei sedimenti studiati.
La valutazione petrografica al SEM è fondamentale in quanto ci permette di osservare e valutare le
differenze e le variazioni in termini sia microstrutturali che chimico-mineralogici tra il campione ‘intatto’ e
quello ‘degradato e alterato’. In genere i campioni non degradati (‘freschi/intatti’) presentano una struttura
abbastanza compatta e omogenea, dove i minerali sono ben conservati e poco alterati, non mostrando
importanti segni di deformazione e/o distorsione e fenomeni di dissoluzione e/o corrosione. Al contrario, i
campioni ‘degradati e alterati’ risultano essere caratterizzati da microfratture, all’interno delle quali si
dispongono principalmente minerali fillosilicatici allungati ed alterati (‘miche aperte’). Le miche presentano
spesso superfici esfoliate ed espanse e anche deformate e piegate. Ciò è principalmente legato ai fenomeni
di physical e chemical weathering e ‘stress tettonico’. Morfologicamente le miche sono caratterizzate da
fessure aperte, a causa dell’alterazione e della degradazione, con presenza di minuti cristalli di minerali
argillosi che spesso ricoprono le miche (perlopiù biotite) alterate. Il processo di alterazione agisce anche sui
feldspati (principalmente sui plagioclasi e successivamente sui K-feldspati) producendo minuti cristalli di
minerali argillosi, i quali ricoprono tipo coating i granuli dei feldspati.
Per le analisi chimiche sono state preparare le pasticche utilizzando 3 g di polvere del campione su un
supporto di acido borico, successivamente pressate con una forza di 20 t tramite una pressa azionata
manualmente. Il contenuto elementare del campione totale è stato ottenuto per fluorescenza di raggi X;
questa analisi è stata preceduta dalla stima dei componenti volatili (LOI), che prevede il riscaldamento del
campione ad alte temperature (900 °C) e la relativa perdita di componente volatile sotto forma di H2O, CO2
e sostanza organica.
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Sono stati dosati gli elementi maggiori sotto forma di ossidi (SiO2, TiO2, Al2O3, Fe2O3, MnO, MgO, CaO, Na2O,
K2O, P2O5) ed alcuni elementi in tracce (V, Co, Cr, Ni, Zn, Cu, Rb, Sr, Y, Zr, Nb, Ba, La, Ce).
L’elaborazione dei dati ottenuti attraverso la fluorescenza a raggi X prevede la correzione degli effetti di
matrice. A tal proposito, per ciò che riguarda il calcolo delle concentrazioni degli elementi maggiori, sono
state utilizzate le correzioni proposte da Franzini et alii (1975), mentre per gli elementi in traccia, si è
ricorso ai coefficienti adottati da Franzini et alii (1975), Leoni e Saitta (1976) e Leoni et alii (1982).
L’accuratezza delle concentrazioni relative ai componenti maggiori determinati, ad eccezione dell’ossido di
magnesio, è confrontabile con quella che si ottiene con l’analisi chimica tradizionale. L’unica eccezione
osservata riguarda MgO, per il quale la
minore accuratezza è imputabile principalmente ad effetti
mineralogici, difficilmente eliminabili quando si utilizzano direttamente polveri di rocce (Franzini et al.,
1975).
In ultimo, va ricordato che l’analisi in fluorescenza a raggi X, in quanto analisi elementare, fornisce solo il
tenore totale in ferro di ciascun campione, che viene poi comunemente espresso come Fe2O3.
Al fine di valutare l’accuratezza delle analisi effettuate, oltre ai campioni in studio, sono stati analizzati
alcuni standard internazionali.
Su alcuni campioni è stata inoltre effettuata la calcimetria, che è un'analisi chimica per la determinazione
del carbonato di calcio (CaCO3); la prova calcimetrica viene effettuata facendo reagire con acido cloridrico il
materiale da analizzare. Lo strumento usato è il calcimetro (costituito essenzialmente da un contenitore in
vetro), nel quale viene inserita una quantità nota di campione finemente macinato. Si aggiunge quindi
l'acido cloridrico, il quale attaccando il carbonato di calcio eventualmente presente nel campione sprigiona
anidride carbonica. L'anidride carbonica formata si accumula nella parte alta del calcimetro (che è ben
sigillato), per cui la percentuale del carbonato di calcio nel campione può essere calcolata a partire dalla
misurazione della quantità di anidride carbonica (espressa in moli).
Per ciò che riguarda lo studio mineralogico, sono state analizzate le polveri relative al campione totale
nell’intervallo 2°-70° 2θ, essiccate in forno ad una temperatura di circa 40°C per almeno 24h e
successivamente macinate finemente in un mortaio di agata. Dal punto di vista operativo ci si accontenta
della granulometria nel momento in cui dal mortaio non si sente più il tipico rumore d’attrito e quando la
polvere risulta impalpabile al tatto. Con circa 0.5 g di polvere così ottenuta sono state formate delle
“pasticche” in appositi supporti successivamente inseriti ed analizzati nello strumento.
Le analisi diffrattometriche eseguite, hanno permesso di effettuare un dosaggio semiquantitativo delle
principali componenti mineralogiche presenti in ogni campione, sulla base delle intensità di alcuni picchi di
riferimento e per mezzo di un opportuno programma di calcolo. Il dosaggio è semiquantitativo poiché il
grado di accuratezza nella distinzione dei riflessi fornito dal diffrattometro usato è tale da non permettere
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l’uso di un singolo standard per tutti i fillosilicati. Le interpretazioni dei diffrattogrammi è stata effettuata
per confronto con le oltre 35.000 schede di sostanze cristalline di cui sono noti gli effetti di diffrazione, che
costituiscono l’archivio tenuto costantemente aggiornato da un apposito comitato (ICDD) dell’International
Centre for Diffraction Data.
Un’analisi più approfondita nei profili di alterazione può essere ottenuta dallo studio della frazione argillosa
(<2 µm) attraverso una separazione del materiale ‘ultrafine’ in laboratorio tramite centrifugazione o
sedimentazione. La frazione argillosa (<2 µm) ottenuta viene, dopo la saturazione con lo Sr (Eberl et al.,
1987), orientata attraverso un processo di evaporazione della sospensione acquosa contenente l’argilla, al
fine di ottenere una concentrazione pari a 5 mg/cm2. Le analisi in diffrazione a raggi-X vengono effettuate
su ogni campione trattato in tre differenti modi: uno essiccato all’aria (air-dried), uno glicolato a 60 °C per 8
ore, e uno riscaldato a 375 °C per 1 ora (Moore e Reynolds, 1997).
L’analisi mineralogica semiquantitativa è stata effettuata su polveri random misurando le aree dei picchi dei
vari minerali utilizzando il programma WINFIT (Krumm, 1996). Questo metodo considera i riflessi più intensi
di ogni minerale, tranne che per il quarzo dove viene utilizzato il riflesso a 4.26 Å invece che quello a 3.34 Å
a causa della sovrapposizione tra quarzo e minerali a 10 Å e minerali a strati misti di illite-smectite (I-S). La
quantità dei fillosilicati è stata stimata misurando l’area del picco a 4.5 Å. La percentuale dei fillosilicati
nella frazione ‘tal quale’ è stata suddivisa sul profilo di diffrazione delle polveri random, in base alle
seguenti aree dei picchi: 10–15 Å (strati misti illite-smectite), 10 Å (illite + miche), e 7 Å (caolinite + clorite)
(Cavalcante et al., 2003). La quantità di queste ultime fasi è stata stimata considerando rispettivamente
l’altezza del picco a 3.58 Å e di quello a 3.53 Å.
L’importanza delle analisi chimiche e mineralogiche è legata alle variazioni composizionali che si osservano
tra il campione ‘intatto’ e quello ‘degradato’. Attraverso queste variazioni è possibile stimare il grado di
alterazione e di degradazione dei campioni e tentare di individuare i processi che hanno determinato questi
cambiamenti. In genere, nella valutazione del grado di alterazione vengono prese come riferimento le
variazioni degli elementi mobili (Ca, Na, Mg e K) rispetto agli elementi immobili quali Al, Zr e Ti
(Chittleborough, 1991). In genere i minerali più alterabili sono le olivine, i pirosseni, gli anfiboli, la biotite, i
plagioclasi (prima anortite e poi albite), il K-feldspato, la muscovite e infine il quarzo. In particolare i
minerali mafici (Fe, Mg) come la biotite, mica più alterabile rispetto alla muscovite, e la clorite sono quelli
che si alterano con più facilità. Il processo di alterazione produce spesso un trend decrescente da parte dei
minerali più vulnerabili e alterabili (plagioclasi, K-feldspati e miche) e crescente per i prodotti di alterazione
(minerali argillosi) e più resistenti e residuali (quarzo). Di conseguenza gli elementi chimici che durante il
processo di alterazione e di degradazione vengono principalmente allontanati sono Mg, Fe, Ca, Na e K,
mentre l’Al e soprattutto il Si (e dunque il quarzo) sono fondamentalmente ‘immobili’. La maggiore mobilità
di tali elementi (Mg, Fe, Ca, Na e K) è dovuta al loro contenuto iniziale, alla composizione mineralogica della
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roccia madre, ai processi chimici verificatisi durante la loro petrogenesi e ai legami inter-intramolecolari.
Partendo da queste considerazioni è stato valutato il grado di alterazione dei campioni studiati in base ai
rapporti tra gli elementi ‘immobili’ e legati a minerali poco alterabili e/o residuali (Al e Si) rispetto a
elementi ‘mobili’ (Mg, Fe, Ca, Na e K). Tra gli elementi in tracce un ruolo fondamentale nella valutazione del
grado di lisciviazione degli elementi, legati ai processi di alterazione e di degradazione, è dato dal rapporto
Ba/Sr (Retallack, 2001), maggiore nei campioni più alterati, a causa del differente grado di solubilità tra
questi due elementi (Ba<Sr).
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2.3. Rilevamento geomorfologico delle frane
(Antronico L., Dramis F., Sorriso-Valvo M.)
2.3.1. Generalità
E’ ormai ampiamente diffusa la consapevolezza dell’importanza che assume il rilevamento geomorfologico
ai fini di una corretta valutazione della pericolosità da frana. Il rilevamento geomorfologico permette,
infatti, di acquisire una serie di informazioni, connesse all’instabilità, indispensabili per le analisi successive
(es. dimensioni, tipologia, stato di attività, spessori coinvolti, ecc.). Generalmente, il livello di dettaglio con
cui è effettuato il rilevamento geomorfologico è funzione del livello di approfondimento richiesto: a scala
del singolo versante o a vasta area. Alcune volte, però, è necessario, anche quando si effettuano studi a
scala del singolo versante, delineare un quadro completo delle condizioni di instabilità anche per un intorno
più ampio. Per esempio, le analisi a vasta area diventano necessarie soprattutto in presenza di fenomeni
franosi che ricado all’interno di movimenti in massa più vasti tipo Deformazioni Gravitative Profonde di
Versante (DGPV), o quando si ha difficoltà nell’individuare la geometria del corpo di frana, o ancora per
legare la causa del dissesto a particolari contesti geologico-geomorfologici.
Per quanto su esposto di seguito viene proposta la metodologia per lo studio dei fenomeni franosi sia su
vaste aree territoriali sia alla scala del singolo versante.
2.3.2. Studio di area vasta
La metodologia per lo studio dei fenomeni franosi su vaste aree territoriali si basa su una procedura, ormai
ampiamente consolidata, che prevede l’integrazione della aereofotointerpretazione e del rilievo di
campagna.
La fotointerpretazione rappresenta senza dubbio lo strumento di lavoro più utile e completo per effettuare
sistematiche indagini di tipo geomorfologico per studi sia di porzioni estese del territorio sia di dettaglio. In
particolare, l’aerofotointerpretazione consente di:
1. riconoscere i fenomeni e i tipi di deformazione in atto;
2. determinare con elevata precisione la posizione sul terreno dei limiti dei fenomeni che presentano
chiari elementi diagnostici;
3. individuare, sebbene con diverso grado di approssimazione, fenomeni la cui estensione areale è
troppo grande o troppo defilata per consentire una visione d’insieme da terra del fenomeno.
Soprattutto i fenomeni di deformazione gravitativa profonda di versante, rilevanti per diffusione in
Calabria (SORRISO-VALVO, 1988; SORRISO-VALVO e TANSI, 1996), sono individuabili tramite le foto
aeree meglio di quanto lo siano dal rilievo a terra;
4. riconoscere fenomeni il cui aspetto superficiale è stato fortemente modificato dalla morfogenesi
susseguente o la cui presenza è inusuale per le zone esaminate.
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La diagnostica da fotointerpretazione, la cui precisione dipende, a parità di altre condizioni, dal grado di
nettezza delle forme del terreno, consente di determinare anche lo stato di sviluppo dei fenomeni, la loro
possibile evoluzione e ulteriore estensione, i danni eventualmente arrecati. In alcuni casi, tuttavia, la sola
fotointerpretazione può portare a diagnosi erronee per diversi motivi, fra i quali prevale la convergenza
morfologica, cioè la similitudine di forme derivate da processi diversi. E’ quindi indispensabile effettuare
controlli sul terreno volti a verificare la natura e l’assetto dei materiali che costituiscono il corpo dei
fenomeni in esame, a stimarne meglio la profondità, a rilevare con maggiore precisione gli elementi che
servono a determinarne il grado di attività (SORRISO-VALVO, 2005).
Con l’integrazione dei due sistemi (foto area e rilievo di campagna) si raggiunge, nella grande maggioranza
dei casi, una soddisfacente precisione nell’individuazione e nella determinazione delle caratteristiche dei
fenomeni franosi.
L’elemento di maggiore indeterminatezza rimane, in ogni caso, la capacità del rilevatore. Ciò vale sia per la
fotointerpretazione, sia per il rilievo a terra.
Da quanto detto sopra appare chiaro che nell’ambito dei rilievi geomorfologici finalizzati allo studio dei
fenomeni franosi a vasta scala, il cui fine è la valutazione della distribuzione areale dei fenomeni, la prima
fase consiste nell’analisi di foto aeree. E’ opportuno, però, fare precedere questa prima fase da un’analisi
della letteratura disponibile sull’area oggetto di indagine (carte geologiche, topografiche, uso del suolo,
rapporti, ecc.) con lo scopo di elaborare una prima idea sulle condizioni reali dell’area investigata.
Le fotografie aeree da utilizzare devono essere di scala adeguata alla scala di rappresentazione (in questo
caso 1:25.000 o 1:50.000). E’ consigliato, perciò, utilizzare un volo d’alta quota (circa 1:33.0000) in quanto
fornisce immediatamente un quadro di insieme del territorio e delle sue problematiche. In particolare, un
volo ad alta quota permette di inquadrare bene i fenomeni franosi di grandi dimensioni (es. grandi frane e
deformazioni gravitative profonde).
Relativamente alla Calabria risulta di estrema utilità analizzare inizialmente le foto aeree dell’IGMI in B/N a
scala 1:33.000 del 1954/55. Tale indicazione è dettata dall’esperienza acquisita in precedenti studi da vari
Autori; le foto aeree del 1954/55 riescono a fornire un quadro delle condizioni del territorio pressoché
reale fino al quel periodo: molte forme, infatti, risultano successivamente obliterate e quindi non più
riconoscibili a causa, principalmente, delle modificazioni indotte dall’uomo.
Rimane in ogni caso indispensabile acquisire ulteriori informazioni analizzando e confrontando foto aeree
di epoche successive così da evidenziare l’evoluzione delle forme superficiali consentendo altresì un
costante aggiornamento dello stato del territorio. Per la Calabria è consigliabile l’analisi delle foto aeree in
B/N del 1980 (volo S.C.A.M.E.) a scala circa 1:25.000, delle foto aeree in B/N del 1990/91 a scala 1:33.000
(IGMI) e, infine, le foto aeree a colori a scala circa 1:15.000 del “Volo Calabria” del 2001.
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Vi sono alcuni elementi caratteristici distinguibili sulle foto aeree che risultano tipici di aree interessate da
fenomeni franosi o che presentano una certa propensione al franamento. Ad esempio, andamenti anomali
del reticolo di drenaggio, interruzioni delle linee di drenaggio, superfici montonate, anomalie nella
morfologia (concavità, convessità, aree in contropendenza), toni chiari nelle foto aeree che possono essere
ricondotti ad aree in cui la vegetazione ed il drenaggio non sono stati ristabiliti, toni scuri, sempre nelle foto
aeree, indicanti alti contenuti di umidità, cambiamenti nella vegetazione indicanti cambiamenti di umidità,
inclinazioni di alberi o spostamenti di muri, sono tutti elementi riscontrabili sulle foto aeree e associabili a
particolari condizioni del terreno collegabili, frequentemente, a fenomeni franosi (Keaton & Degraff, 1996).
Mediante l’analisi delle foto aeree è possibile, dunque: riconoscere e delimitare gli elementi morfologici
tipici dei corpi franosi (scarpata, corona, aree di accumulo, superfici montonate) e/o individuare altri
elementi geologici, geomorfologici e vegetazionali che sono dipendenti o sono la causa diretta del
fenomeno (anomalie del reticolo idrografico e dell’umidità del suolo, ristagni d’acqua, ecc.); definire la
tipologia del movimento in quanto ad ogni tipologia di frana è possibile associare determinate forme e
strutture (Rib & Liang, 1978). Relativamente allo stato di attività, è ovvio che questo viene riferito alla data
delle foto aeree utilizzate: si potrà decidere di distinguere il fenomeno franoso in: recente, cioè quando vi
sono evidenze di movimento “fresco” alla data delle foto aeree, e antico, nel caso contrario. Pertanto, con il
controllo in campagna che verrà effettuato nel secondo stadio sarà possibile aggiornare lo stato di attività
alle condizioni attuali, e sarà possibile suddividere il fenomeno in attivo, quiescente (inteso come non in
movimento all’epoca del rilevamento) e inattivo (non più attivabile) (Dramis & Bisci, 1998).
L’analisi che scaturisce dall’osservazione delle foto aeree deve essere direttamente riportata su basi
cartografiche tramite una legenda. Un altro importante fattore nell’ambito dei rilievi geomorfologici
finalizzati allo studio dei fenomeni franosi è rappresentato, infatti, dalla legenda. Nella legenda viene
descritta la simbologia adottata per il rilevamento e la cartografazione dei fenomeni franosi e degli
elementi ad essi collegati. Per quanto riguarda la simbologia da utilizzare per rappresentare i fenomeni
franosi, possono essere scelti differenti approcci che, in genere, dipendono dallo scopo della ricerca e dalla
scala del documento cartografico. Nell’ambito dei rilievi geomorfologici finalizzati allo studio dei fenomeni
franosi a vasta scala può essere utile riferirsi alla legenda proposta dal CNR-IRPI per la Carta degli elementi
morfologici finalizzata alla definizione delle aree a rischio da frana – attuazione del D.L. 180/98 e Leggi
successive in Calabria (Antronico, 2001) o alla legenda geomorfologica ad indirizzo applicativo proposta dal
Gruppo Nazionale Geografia Fisica e Geomorfologia. In particolare, il documento IRPI (quale? Antronico,
2001?)), redatto per l’attuazione del D.L. 180/98, deriva da decenni di esperienza a scala regionale in
Calabria e da migliaia di frane rilevate e cartografate per gli studi condotti in questa e in altre regioni d’Italia
e anche all’estero (Algeria, Stati Uniti). Essa inoltre è stata organizzata tenendo conto che la fase principale
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di rilevamento è quella fotointerpretativa. In ogni caso, la legenda che verrà utilizzata potrà essere adattata
alla realtà territoriale investigata.
Il dettaglio delle informazioni trasferibili dipende dalla base topografica utilizzata. Lo studio relativo a vaste
aree territoriali pone ovviamente un limite alla rappresentazione cartografica dei fenomeni franosi e delle
forme ad essi associate (unità minima cartografabile). Per questo motivo, per la scala 1:50.000 si conviene
di rappresentare i fenomeni franosi con almeno una dimensione (lunghezza o larghezza) non inferiore a 100
m, per la scala 1:25.000 i fenomeni franosi con almeno una dimensione (lunghezza o larghezza) non
inferiore a 50 m, ovvero 2 mm su entrambe le basi topografiche. Quanto detto non esclude che frane di
minori dimensioni possano essere comunque cartografate utilizzando una simbologia puntuale.
La seconda fase consiste in rilievi di campagna finalizzati alla verifica ed al confronto di quanto cartografato
dalla foto interpretazione con quanto osservabile direttamente sul terreno. Questa fase, molto importante
e necessaria, permette di chiarire casi dubbi, di delimitare in modo più preciso l’area in frana, di individuare
il grado di attività dei fenomeni. La ricognizione in campagna permette cioè di tarare ovvero di “precisare”
la reale corrispondenza tra quanto interpretato con certe modalità dalle foto aeree rispetto a quanto
osservabile direttamente sul terreno (Servizio Geologico Nazionale, 2005). Nell’ambito dei rilievi
geomorfologici finalizzati allo studio dei fenomeni franosi a vasta scala il rilevamento di campagna deve
essere, necessariamente, effettuato a campione in quanto un controllo a tappeto risulterebbe troppo
oneroso da un punto di vista economico e del tempo.
2.3.3. Studio alla scala del singolo versante
La metodologia relativa al rilevamento geomorfologico per lo studio di frane alla scala del singolo versante
si basa sulla stessa procedura illustrata nel paragrafo precedente (studio di aree vaste territoriali):
aereofotointerpretazione e rilievo di campagna. Quindi, i concetti di base rimangono sostanzialmente gli
stessi, come rimangono invariate le fasi che occorre eseguire nello svolgimento del lavoro. E’ ovvio che
cambiando la scala dello studio dovrà essere previsto un dettaglio maggiore utilizzando foto aeree e
cartografia adeguata.
Anche nell’ambito dei rilievi geomorfologici finalizzati allo studio dei fenomeni franosi alla scala del singolo
versante (scala di dettaglio) la prima fase consiste nell’analisi di foto aeree. E’ opportuno, anche in questo
caso, fare precedere questa prima fase da un’analisi della letteratura disponibile (carte geologiche,
topografiche, uso del suolo, rapporti, indagini di dettaglio, ecc.) con lo scopo di elaborare una prima idea
sulle condizioni reali, non solo del versante oggetto dell’indagine, ma anche delle aree limitrofe che in
qualche misura interferiscono con quella di studio.
Le fotografie aeree da utilizzare devono essere di scala adeguata a quella di rappresentazione (in questo
caso 1:5.000 o 1:10.000). E’ consigliato, comunque, utilizzare prima una copertura aerofotografica d’alta
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quota (scala circa 1:33.0000) e successivamente coperture di maggiore dettaglio. Relativamente alla
Calabria risulta di estrema utilità analizzare inizialmente le foto aeree dell’IGMI in B/N a scala 1:33.000 del
1954/55 che forniscono un quadro di insieme del contesto geologico e geomorfologico in cui è inserito il
singolo versante. Le foto aeree di maggiore dettaglio, soprattutto quelle a colori, permetteranno
successivamente di inquadrare meglio i fenomeni franosi investigati, di dettagliarne con maggior precisione
i limiti e di individuare le caratteristiche geometriche e strutturali delle masse dislocate, nonché di rilevare
dettagli importanti relativi alla geologia del substrato roccioso, alle caratteristiche delle coperture
superficiali e all’uso del suolo (Keaton & Degraff, 1996).
Rimane in ogni caso indispensabile acquisire ulteriori informazioni confrontando foto aeree di epoche
successive (multi temporali). Inoltre, l’osservazione di foto aeree scattate (alla stessa scala) per una stessa
area, in un intervallo di tempo conveniente, si è mostrata estremamente utile per la ricostruzione
dell’evoluzione spaziale di fenomeni franosi nonché per aiutare a comprenderne le cause di innesco.
L’analisi che scaturisce dall’osservazione delle foto aeree deve essere direttamente riportata su basi
cartografiche tramite una legenda. Anche per gli studi a scala di versante può essere utile riferirsi alla
legenda proposta dal CNR-IRPI per la Carta degli elementi morfologici finalizzata alla definizione delle aree
a rischio da frana – attuazione del D.L. 180/98 e Leggi successive in Calabria (Antronico, 2001) o alla
legenda geomorfologica ad indirizzo applicativo proposta dal Gruppo Nazionale Geografia Fisica e
Geomorfologia. In ogni caso, la legenda che verrà utilizzata potrà essere adattata alla realtà territoriale
investigata.
Il dettaglio delle informazioni trasferibili è quello riproducibile sulle basi topografiche a scala di dettaglio
1:5.000 e 1:10.000. Per questo motivo, convenzionalmente per la scala 1:5.000 si è convenuto di
rappresentare i fenomeni franosi con almeno una dimensione (lunghezza o larghezza) non inferiore a 10 m;
e per la scala 1:10.000, i fenomeni franosi con almeno una dimensione (lunghezza o larghezza) non
inferiore a 20 m, ovvero 2 mm su entrambe le basi topografiche. Quanto detto non esclude che frane o
elementi morfologici ad esse collegati di minori dimensioni possano essere comunque cartografate
utilizzando una simbologia puntuale.
La fotorestituzione comporta in ogni caso un errore che può avere diverse origini.
Studi specifici confortano l’esperienza di chi scrive, circa la variabilità e l’attendibilità degli elaborati.
Secondo alcuni Autori (Carrara et al.,1995; Fookes et al., 1991; van Westen, 1993), l’errore nel cartografare
fenomeni franosi da foto aeree può variare tra il 50% e l’80%, con il massimo valore ottenuto quando si
adottano metodi differenti. Il metodo di confronto riguarda le differenze tra due elaborati, non la
differenza tra elaborato e la realtà. Pertanto, la valutazione di errore rimane sovrastimata (Sorriso-Valvo,
2005).
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In effetti, comparazioni effettuate nell’ambito di attività dell’IRPI di Cosenza, riferiti a situazioni poi
verificate, portano ad una percentuale di circa il 25-30% di differenza. Questo valore scende ancora se gli
operatori appartengono allo stesso gruppo di lavoro da almeno due anni e se alla fotointerpretazione si
aggiunge il rilievo di campagna.
In definitiva, diversi operatori di abilità comparabile raggiungono risultati che possono divergere
sostanzialmente se ci si basa solo sulla fotointerpretazione e se si usano tecniche diverse (scala e tipo dei
fotogrammi, importanza del controllo di campagna). Gli errori sono dovuti ai casi dubbi, in cui il corpo della
frana risulta poco evidente o obliterato da vegetazione fitta o da attività antropica, mentre i fenomeni
conclamati vengono cartografati ed individuati con precisione. Dato che lo scopo del lavoro è soprattutto
l’individuazione delle aree a pericolosità elevata, i fenomeni poco evidenti sono, nella stragrande
maggioranza dei casi, quiescenti o del tutto inattivi, quindi presentano livelli di pericolo meno elevati.
L'imprecisione può essere in parte corretta sia mediante la successiva seconda fase di rilievo di campagna,
sia mediante ulteriore interpretazione di nuove levate aeree.
La seconda fase consiste in dettagliati rilievi di campagna finalizzati alla verifica ed al confronto di quanto
cartografato dalla foto interpretazione con quanto osservabile direttamente sul terreno. L’importanza di
tale fase è data dal fatto che alcune evidenze di movimenti franosi non possono essere identificati alla scala
delle foto aeree, anche se di grande dettaglio, ma solo con il rilevamento di campagna. Questa fase serve
sia a verificare la natura e l’assetto del materiale che compone il corpo dei fenomeni d’interesse, sia a
stimarne meglio la profondità, sia a rilevarne con maggiore precisione gli elementi che servono a
determinare il grado di attività. Infatti, tramite l’interpretazione di foto aeree si possono ottenere
informazioni relative al grado di freschezza delle forme, che a parità di età può variare da caso a caso, per
cui ci si può imbattere in un fenomeno attivo con forme apparentemente antiche, o in un fenomeno antico
che ha conservato forme molto pronunciate, ma può essere sia attivo sia inattivo.
Il rilevamento di campagna a scala di versante, come detto, riveste una grande importanza e deve essere
effettuato da rilevatori esperti. Vi sono alcune “evidenze” (elementi) sul terreno o su manufatti che sono
direttamente collegabili a fenomeni franosi o ad aree interessate da fenomeni incipienti. Cedimenti o
rigonfiamenti del manto stradale, caduta di materiale dal versante sulla strada, rottura di tubazioni lesioni a
manufatti e viabilità, fratture e scarpate arcuate o rettilinee, fratture “en enchelon”, emergenze e/o
ristagni di acqua, danno indicazione di fenomeni in atto o di movimenti già avvenuti. Vi sono, inoltre, altre
“evidenze” che consentono la determinazione della tipologia di movimento. Infatti, è importante sapere
cogliere quegli elementi che consentono di attribuire il movimento ad una definita tipologia franosa. Per
esempio, i crolli ed i ribaltamenti sono riconoscibili dall’accumulo di materiale, nella maggior parte dei casi
blocchi di roccia o detrito, alla base dei versanti, ed il cui stato di attività può essere desunto dalla presenza
o meno di vegetazione sull’accumulo e sul versante (Rib & Liang, 1978). Gli scorrimenti presentano una
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serie di caratteri diagnostici che dipendono dal tipo di materiale coinvolto e dal tipo e direzione di
movimento; solo per citarne alcuni, negli scorrimenti rotazionali la zona di distacco è caratterizzata da una
ripida scarpata (priva di vegetazione se il materiale è recente) e da una serie di fratture di tensione
concentrica e parallela alla scarpata principale, da una zona depressa e inclinata verso monte; negli
scorrimenti traslazionali la zona di distacco è marcata, invece, da ampie dislocazioni orizzontali di entità
uniforme, e da fratture verticali che presentano piccoli spostamenti verticali e dalla presenza di depressioni
tipo graben (Dikau et al., 1996).
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2.4. Modello geologico del pendio
(Critelli S., Borrelli L., Muto F.)
Il modello geologico del pendio è una ricostruzione concettuale dell’assetto geometrico bidimensionale (o
tridimensionale) e della successione temporale e spaziale degli eventi geologici che caratterizzano una
determinata porzione del sottosuolo. Esso è un costrutto logico che deriva dai dati oggettivi di superficie
disponibili al momento in cui viene formulato (modello geologico preliminare). Esso è però anche
soggettivo, in quanto deriva dall’interpretazione del geologo che lo formula. Il modello è soggetto ad
evolvere nel tempo in funzione dei nuovi dati (derivanti da indagini dirette ed indirette) che via via si
rendono disponibili dopo la sua formulazione. I nuovi dati possono integrarsi in modo coerente o
giustificare una revisione fino ad arrivare ad una sua vera e propria riformulazione (modello geologico
definitivo).
La definizione del modello geologico del versante avviene, dunque, attraverso vari livelli di
approfondimento, che si esplicano in almeno tre fasi principali:
 ricostruzione del modello geologico preliminare;
 programmazione e realizzazione del piano di indagini (dirette ed indirette);
 definizione del modello geologico definitivo.
La ricostruzione del modello geologico preliminare richiede l’utilizzo delle nozioni fondamentali di
discipline, spesso specialistiche, che afferiscono esclusivamente alle Scienze della Terra. La necessità di
valutare la pericolosità di un fenomeno franoso comporta la congrua caratterizzazione del modello
geologico del versante e la valutazione della sua vulnerabilità ed esposizione alle azioni che ne possano
modificare caratteri e comportamenti.
Il modello geologico del versante contempla l’acquisizione dei seguenti elementi conoscitivi:

contesto geologico-geomorfologico-climatico evolutivo;

sequenze litologiche con i relativi comportamenti geomeccanici;

elementi strutturali (fratture, faglie, pieghe, sovrascorrimenti, etc.);

caratteri geometrici e cinematici del fenomeno di instabilità oggetto di studio;

andamento del flusso idrico sotterraneo sia in condizioni ordinarie che in relazione al eventi
climatici estremi, o di rilevante importanza.
La procedura iterativa di analisi preliminare, come meglio specificato nei paragrafi precedenti, prevede:

ricerca delle fonti storiche e bibliografiche;

rilievo di dettaglio di tipo geologico, litotecnico, e geomorfologico di superficie dell’intero versante,
e comunque esteso per un intorno significativo dell’area oggetto di studio, integrato da attività di
fotointerpretazione;

sintesi preliminare dei dati acquisiti.
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L'insieme dei dati e delle informazioni acquisite nel corso del rilevamento geologico di campagna e
trasferite nella carta geologica (o litotecnica), risultano essenziali per la ricostruzione del modello geologico
preliminare. La quantità e la qualità delle informazioni contenute nella carta risultano di fondamentale
importanza per la ricostruzione di una o più sezioni geologiche che siano rappresentative della situazione
reale del sottosuolo.
Una sezione geologica rappresenta l'intersezione di un piano verticale con la superficie topografica, e
costituisce una rappresentazione grafica bidimensionale dell'assetto geologico del territorio stesso. In essa
sono rappresentati:

il profilo topografico del versante, derivato dalla cartografia disponibile alla scala più opportuna;

le unità litostratigrafiche e il loro andamento nel sottosuolo, rappresentati mediante colori e
simboli convenzionali, nel rispetto dei dati di giacitura disponibili dagli affioramenti;

gli elementi strutturali (fratture, faglie, thrust, sovrascorrimenti, pieghe, etc.).
La sezione geologica costituisce quindi l'estrapolazione e la proiezione della geologia di superficie lungo un
piano per fini interpretativi. I dati per la costruzione di un modello geologico preliminare vengono derivati,
solitamente, esclusivamente dalla carta geologica. Trasferire queste informazioni dalla carta alla sezione è
la parte più difficile nella costruzione di una sezione geologica. Per fare questo vi sono alcune regole
geometriche da seguire che sono proprie del bagaglio culturale del geologo (Cremonini, 1973; Buttler &
Bell, 1991) E’ comunque da ricordare che il rilevamento geologico di per se può essere affetto da errori di
valutazione e di misura o da mancanza di evidenze geologiche di superficie legate alla presenza di
coperture di varia natura. Questo deficit di dati può riprodursi sulle sezioni geologiche e di conseguenza sul
modello geologico che si va a costruire.
In ogni caso la metodologia geologica e geomorfologica consente di avere e di formulare un primo modello
geologico che chiameremo preliminare, al quale andranno aggiunte le informazioni non ricavabili dalla
superficie o che non seguono le regole geometriche del rilevamento. Le sezioni geologiche conterranno
tutti i dati geologici ottenuti dal rilevamento di superficie e, nel caso di versanti interessati da frane,
conterrà le informazioni ricavate anche dal rilevamento geomorfologico. Lungo la sezione vanno
rappresentate, distinguendo le pendenze apparenti dalle pendenze reali dei piani, le strutture geologiche
per come sono riportate sulla carta. Sebbene la sezione rappresenta un modello geologico preliminare e
quindi previsionale, in essa devono essere riportati gli eventuali piani tettonici rispettando la cronologia che
tali strutture mostrano sulla carta. Questi ultimi possono essere rappresentati da faglie ad alto angolo, da
piani di faglia a basso angolo, thrust o faglie dirette. Qualora si è in presenza di faglie o rami di faglie di
estensione significativa, in sezione può essere riportata l’eventuale fascia di deformazione cataclastica che
si è opportunamente caratterizzata nel corso del rilevamento. I limiti tettonici e la loro disposizione rispetto
al versante, rivestono particolare importanza nel formulare un modello geologico preliminare. Le frane
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profonde e le DGPV, infatti, sono fortemente condizionate dall'assetto tettonico. In particolare, giocano un
ruolo determinante i piani di thrust, quando disposti a franapoggio, con angolo inferiore a quello del
pendio, lungo i quali sono spesso presenti spessori, più o meno consistenti e continui, di roccia
completamente degradata e ridotta come consistenza a terreno. Inoltre, molto frequentemente le faglie
delimitano i fianchi e/o le zone di scarpata delle frane profonde.
La verifica dell’ipotesi di modello geologico preliminare avviene attraverso un appropriato programma di
indagini geologiche ausiliarie (geognostiche e geofisiche) che il geologo stabilisce in funzione delle
caratteristiche e dalla complessità del modello del sito e della pericolosità del contesto geoambientale.
Le indagini di approfondimento devono essere guidate dal modello geologico preliminare e devono essere
programmate ed ubicate nella maniera più corretta, per acquisire dati che consentano di restringere il
campo delle interpretazioni possibili. E’ illusorio pensare che all’inizio delle attività sia possibile definire un
unico definitivo programma di indagini; tale programma deve essere flessibile sia nella tipologia, sia nelle
dimensioni, sia nella durata e deve generalmente prevedere una o più fasi di approfondimento. L’area da
indagare deve essere intesa come quell'area all'interno della quale la realizzazione di indagini risulta utile
alla formulazione del modello geologico definitivo. In questo senso essa può essere anche molto più estesa
di quella del sito interessato dal fenomeno di instabilità.
Le carte geologiche e geomorfologiche di dettaglio, redatte alla scala di versante, costituiscono la base di
riferimento per la programmazione delle indagini dirette ed indirette. E' quindi proprio nella fase della
programmazione delle indagini che l'intervento del geologo è insostituibile in quanto rappresenta l'unica
figura professionale in grado di ricostruire in maniera attendibile il quadro litostratigrafico locale e la
prevedibile evoluzione morfogenetica del versante di interesse. Il volume significativo da investigare va
individuato sulla base del modello geologico preliminare. Nello specifico, le indagini devono essere sempre
commisurate alla complessità della situazione stratigrafica e strutturale del sito di interesse ed alle
dimensioni, tipologia e profondità del fenomeno di instabilità oggetto di studio.
Ovviamente sulla frana oggetto di studio, le indagini verranno effettuate in corrispondenza di sezioni,
diversamente orientate, preliminarmente individuate come rappresentative per la comprensione e la
ricostruzione 2d e 3d del fenomeno stesso. Le indagini dovranno essere concentrate, in particolare, lungo
una sezione di riferimento (sezione principale), la quale dovrà essere orientata l'ungo l'asse centrale del
corpo di frana, secondo la direzione di massima pendenza e tenendo anche in considerazione la direzione di
movimento preferenziale (stimata da osservazioni di superficie).
La sezione di riferimento verrà utilizzata per la ricostruzione del modello geologico definitivo da cui verrà
ricavato successivamente il modello geotecnico del versante instabile.
Generalmente, per la ricostruzione del modello geologico definitivo dovranno essere effettuate, in prima
battuta, le indagini indirette, in modo da ottenere modelli sismostratigrafici e/o modelli di resistività che
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tarati, dal punto di vista litologico, sul modello geologico preliminare, consentano di calibrare
correttamente l'ubicazione ed il numero di indagini dirette da effettuare.
È evidente che le indagini geognostiche e geofisiche non possiedono tutte la stessa affidabilità nella
ricostruzione del modello geologico e devono essere scelte in funzione della situazione geologica
caratteristica del sito specifico. Pertanto, si suggerisce la scelta delle stesse sulla base della loro efficacia nel
fornire informazioni certe. Qui di seguito è riportato un esempio di tipologie di indagini (dirette ed
indirette), ordinate da quelle che forniscono una affidabilità migliore, a quelle che offrono dati meno certi
e, conseguentemente, una minore affidabilità del modello che su di esse si basa.
I sondaggi a carotaggio continuo (indagini dirette), rappresentano la tipologia di indagine geognostica più
indicata per ottenere un'ottima ricostruzione del modello geologico, in quanto consentono di identificare in
modo diretto la successione lito-stratigrafica del sottosuolo, le caratteristiche geotecniche dei terreni e di
monitorare, se necessario, l’escursione della falda idrica (monitoraggio piezometrico) o condizioni di
instabilità di versante (monitoraggio inclinometrico). Le perforazioni permettono di estrarre carote e
campioni indisturbati di terre e rocce da sottoporre a prove geotecniche di laboratorio e di attrezzare i fori
di sondaggio per attività di monitoraggio e per prove sismiche. La stratigrafia letta dalle carote deve essere
integrata con l’interpretazione geologica del materiale estratto. I sondaggi a carotaggio continuo
rappresentano il mezzo di indagine più efficace per validare o correggere il modello geologico preliminare;
l'unico svantaggio che presentano è quello di essere costosi e puntuali.
Molto utili nella ricostruzione del modello geologico, risultano essere le indagini geofisiche (indagini
indirette), in particolare quando tarate sui sondaggi a carotaggio. Esse hanno due scopi principali:
 la ricostruzione della geometria delle unità costituenti il versante oggetto d’indagine (la definizione
degli spessori delle coperture e delle principali unità litotecniche);
 la ricostruzione delle geometrie degli eventuali corpi/volumi interessati da fenomeni gravitativi.
In particolare, le indagini sismiche in sito permettono di determinare direttamente la velocità di
propagazione, all’interno del mezzo in esame, delle onde di compressione (onde P), di taglio (onde S) e/o
delle onde di superficie (onde di Rayleigh, Love) e indirettamente, utilizzando i valori delle velocità acquisiti,
alcune proprietà meccaniche delle litologie investigate.
La sismica a riflessione rappresenta la più importante metodologia geofisica, la quale consente, se vi sono
le corrette condizioni di applicabilità, la miglior descrizione indiretta delle caratteristiche litologiche e
geometriche delle rocce che costituiscono il sottosuolo. Tale metodologia, seppur largamente utilizzata per
l’esplorazione geologica del sottosuolo (ad esempio nella ricerca petrolifera), solo nell'ultimo decennio ha
avuto un crescente utilizzo anche nell'ambito delle indagini geologiche nei terreni superficiali (sismica a
riflessione ad alta risoluzione). Lo scopo dell'indagine sismica a riflessione consiste nel determinare con un
grande dettaglio le geometrie del sottosuolo. Essa infatti offre la possibilità di evidenziare lo sviluppo e
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l'andamento delle strutture geologiche del sottosuolo quali: la giacitura della stratificazione; i limiti di
sequenza; le variazioni litologiche; le strutture tettoniche. La sismica a riflessione, inoltre, trova utilizzo
nello studio e nella caratterizzazione dei versanti interessati da frane profonde e DGPV. Dal punto di vista
applicativo la tecnica della sismica a riflessione offre numerosi vantaggi di carattere tecnico in quanto
consente di acquisire un quadro conoscitivo, relativamente alle geometrie del sottosuolo migliore rispetto a
quello ottenibile dalle perforazioni ed inoltre può direttamente concorrere ad un utilizzo più oculato di
metodologie di indagine geognostica, notevolmente più costose. Gli svantaggi sono inerenti soprattutto al
costo relativamente alto rispetto alle altre prospezioni di superficie; ciò è dovuto alla necessità di effettuare
un processing piuttosto lungo e complesso.
Altro tipo di indagine indiretta utile per la ricostruzione del modello geologico è rappresentato dalla sismica
a rifrazione. Lo scopo della prova consiste nel determinare il profilo di rigidezza del sito tramite la misura
diretta della velocità di propagazione delle onde di compressione (VP), secondo fasi di acquisizione
differenti e determinare le geometrie sepolte (spessori e superfici di contatto) dei sismostrati individuati.
Tale prova trova un’ottima applicabilità con profondità delle coperture da esplorare inferiore ai 30-40 m.
Come è noto, si suppone che, nell’ambito della porzione di sottosuolo indagata, la distribuzione delle
velocità sismiche sia crescente con la profondità. Altrimenti, si potrà incorrere nel fenomeno cosiddetto
dell’"orizzonte muto", ovvero nell’impossibilità di poter distinguere e individuare strati con velocità di
propagazione delle onde sismiche inferiori rispetto ai livelli sovrastanti, che, nel caso di un versante
interessato da una frana, potrebbero risultare di fondamentale importanza per la comprensione del
fenomeno. Il passaggio dal dato sismostratigrafico alla sezione litostratigrafica e quindi al modello
geologico, dovrà essere realizzato a cura di un geologo, in grado di seguire, alla luce delle sue conoscenze
specifiche, l’interpretazione del dato geofisico in funzione della natura geologico-tecnica dei terreni
indagati, presunta dalla realizzazione dei rilievi di superficie. Malgrado le limitazioni intrinseche nella
metodologia e il grado di dettaglio sicuramente inferiore rispetto alla sismica a riflessione, l’indagine a
rifrazione consente di acquisire informazioni distribuite in un contesto bidimensionale, in maniera rapida e
con costi complessivi d’esecuzione contenuti.
Altre tipologie di indagini geofisiche, quali ad esempio prospezioni geoelettriche, pur non fornendo
indicazioni sul parametro velocità delle onde sismiche, possono all’occasione integrare le metodologie
sismiche per una migliore definizione delle morfologie sepolte, dei rapporti tra coperture e substrato, di
eventuali discontinuità (faglie, fratture). La prospezione geoelettrica trova il suo fondamento sul fatto che
le rocce sono in grado di condurre corrente; tale capacità viene espressa dalla conducibilità elettrica o dal
suo inverso la resistività (ρ) espressa in ohm∙m. Lo scopo della prova consiste quindi nel caratterizzare dal
punto di vista elettrico, tramite la misura della resistività, le unità litologiche presenti nel sito di indagine e
la ricostruzione delle loro geometrie nel sottosuolo (profondità e spessori). La prospezione geoelettrica,
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eseguita con tecniche pseudotomografiche, trova applicazione nella ricostruzione di successioni
stratigrafiche in cui siano presenti terreni molto differenti con contrasti di resistività elevati (ghiaie – argille;
argilliti – calcari; copertura sciolta - basamento cristallino; ecc.), oltre che venire utilizzata nello studio delle
frane. In particolare, la tomografia geoelettrica consente di definire lo spessore di terreno interessato dal
fenomeno di instabilità e di ipotizzare preliminarmente la posizione e l'andamento della superficie di
scorrimento del volume in frana; ciò permette, dunque, di calibrare correttamente l'ubicazione ed il
numero di indagini dirette da effettuare.
Una caratteristica generale di tutte le metodologie di prospezione indiretta del sottosuolo e di quelle
geofisiche in particolare, è di essere comunque condizionate sia dai limiti propri di ciascuna tecnica, sia
dalle caratteristiche del contesto geologico in cui si opera. Non è pertanto raro e infrequente ottenere,
successivamente all’elaborazione di dati geofisici, molteplici soluzioni, ovvero differenti modelli
litostratigrafici, corretti sotto il profilo del processo matematico-fisico utilizzato, ma talvolta scarsamente
coerenti con le situazioni reali. Da qui la necessità che i risultati delle indagini geofisiche vengano tarati e
verificati, attraverso il confronto con le indagini dirette, nell’ambito di campagne multidisciplinari di
esplorazione del sottosuolo, finalizzate alla ricostruzione del modello geologico definitivo, rappresentativo
del versante in esame.
In conclusione, i nuovi dati acquisiti con la campagna di indagini appositamente effettuata, possono
integrarsi in modo coerente o giustificare una revisione del modello geologico preliminare (ottenuto solo
dai dati superficie), fino ad arrivare ad una sua vera e propria riformulazione attraverso la redazione del
modello geologico definitivo.
Il modello geologico definitivo del versante, inoltre, risulta elemento fondamentale ed imprescindibile per
un’approfondita valutazione del livello di pericolosità dell’area oggetto di studio, e per la definizione del
modello geotecnico essenziale per la progettazione degli interventi di mitigazione e riduzione del rischio.
E' comunque utile ricordare che i modelli geologici e geotecnici, in genere, sono validi unicamente per uno
specifico sito e non godono pertanto delle virtù di estensibilità ad altre situazioni.
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Bibliografia
2.4.
B. C. M. Buttler & J. D. Bell (1991) – Lettura e interpretazione delle carte geologiche; Ed. Zanichelli, pp. 307.
G. Cremonini (1973) – Rilevamento geologico; Pitagora Editrice Bologna, pp. 399.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
3. RICERCA STORICA
(Petrucci O.)
3.1. Introduzione
L’inadeguata conoscenza delle aree esposte a pericolo di frane genera incertezze nella scelta degli
interventi prioritari di sistemazione e difesa del suolo, nella pianificazione territoriale e nell’impostazione
dei piani di protezione civile.
La conoscenza degli eventi del passato, l’analisi delle loro cause e degli effetti sul territorio costituiscono gli
elementi portanti che devono guidare le ipotesi di crescita territoriale. Interpretare e utilizzare a fini
previsionali e pianificatori le conoscenze acquisite mediante lo studio degli eventi pregressi, conservando la
memoria storica dei luoghi già in passato vulnerati, può evitare di commettere gli stessi errori che in
passato hanno causato danni e vittime (Petrucci et al., 2008; Petrucci & Polemio, 2009).
In particolare, l’individuazione delle aree che in passato sono state più frequentemente e intensamente
colpite da Fenomeni Franosi (FF) consente sia di selezionare i punti che necessitano di prioritari interventi di
messa in sicurezza che di stabilire destinazioni d’uso compatibili con i processi geomorfici che
caratterizzano i vari settori territoriali, costituendo uno strumento di supporto operativo utile come guida
nelle scelte di pianificazione e gestione del territorio.
Per ogni territorio esistono delle caratteristiche intrinseche che predispongono l’innesco di FF e altre che ne
costituiscono la causa innescante. Una delle più frequenti cause innescanti è rappresentata dalle piogge che
determinano l’insorgenza simultanea di dissesti, sia lungo la rete idrografica che sui versanti, nell’ambito di
vere e proprie crisi territoriali indicate, nel lessico comune, come eventi alluvionali.
Per un determinato settore territoriale, disporre della serie storica delle attivazioni dei FF verificatesi in un
intervallo temporale sufficientemente ampio consente di valutare la ricorrenza delle attivazioni e
confrontarla con le caratteristiche di fattori innescanti, quali ad esempio le piogge o i sismi, al fine di
estrapolare relazioni predittive utilizzabili nella previsione dell’innesco franoso.
In Italia non esiste alcun ente preposto alla raccolta di dati sui FF storici, malgrado sia noto che disporre di
una serie continua ed omogenea di tali dati consentirebbe di formulare ipotesi ragionevoli circa l’entità
degli eventi da temere, la loro ricorrenza e le piogge in grado di innescarli.
In questo compito i ricercatori operanti presso le varie sedi dell’Istituto di Ricerca per la Protezione
Idrogeologica hanno portato alla luce una rilevante mole di dati, predisponendo gli standard metodologici
per la ricerca storica, l’estrazione delle informazioni e la loro elaborazione.
Scendendo a scala regionale, la Calabria è una delle regioni che più necessita di una complessiva
organizzazione del patrimonio informativo riguardante i dissesti storici, principalmente a causa della
ripetitività e dell’elevato impatto socioeconomico che caratterizza i FF che interessano il territorio
regionale.
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Nel seguito si illustra un percorso metodologico di raccolta ed elaborazione di dati storici inerenti i FF nello
specifico contesto calabrese. Lo scopo è di fornire indicazioni circostanziate per effettuare una indagine
storica su fenomeni franosi pregressi che, reiterandosi, potrebbero pregiudicare la sicurezza di beni e
persone.
Il percorso si sviluppa a tre differenti livelli di dettaglio che definiremo come scala regionale, scala locale e
scala di versante.
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3.2. Indicazioni generali
Il primo passo da compiere per effettuate una ricerca storica - a ciascuna delle tre scale di dettaglio previste
- consiste nella individuazione delle fonti di informazione utilizzabili. Avendo un quadro chiaro delle fonti
consultabili, della tipologia di materiale disponibile e del formato in cui tale materiale si presenta, risulta
anche più facile stimare i tempi necessari all’acquisizione dei dati e alla loro successiva catalogazione.
In ogni caso, è necessario tenere presente che la ricerca non può mai considerarsi conclusa, sia perché
svariati fattori accidentali possono causare perdite di documenti dagli archivi sia per il fatto che possono
esistere fonti di informazione alle quali, per varie ragioni, non è consentito l’accesso.
In particolare, per una ricerca sul territorio dell’intera Calabria o su specifici settori di esso, le principali
fonti consultabili e le relative limitazioni sono descritte nel seguito, in funzione della scala di dettaglio alla
quale si intende operare.
La consultazione delle fonti di informazione dovrebbe in genere prevedere una acquisizione in formato
cartaceo del documento in cui ogni dato è stato reperito. Nel caso in cui ciò non sia possibile, e comunque
per le fasi successive del lavoro, è necessario predisporre un format per l’acquisizione dei dati, che può
essere realizzato mediante una semplice tabella in Excell, le cui colonne abbiano le intestazioni elencate nel
seguito.
1)
Anno. Indica l’anno in cui un determinato fenomeno franoso ha mostrato un’attivazione. Non
sempre è specificato: è possibile, infatti, che in alcuni tipi di fonte venga indicata una generica ripetitività di
un dato fenomeno senza fornire date precise della sua attivazione. Occorre inoltre notare che la data del
documento non coincide in genere con la data dell’evento, ed è proprio quest’ultima che presenta
interesse per i nostri scopi.
2)
Mese. Anche questo campo può a volte non essere compilabile, per i motivi indicati al punto
precedente, o perché viene riportato un generico periodo di attivazione (es: autunno, autunno–inverno),
specialmente nel caso di fenomeni franosi mediamente profondi o profondi che nel corso di una stagione
invernale possono subire mobilizzazioni successive distribuite su un arco temporale ampio.
3)
Giorno. E’ riportato in vari tipi di fonte di informazione, specialmente quando il fenomeno franoso
sia caratterizzato da una fase parossistica ben delimitabile nel tempo.
4)
Provincia. A scala regionale, è necessario inserire questo campo per facilitare l’estrazione dei dati
filtrandoli in base alla provincia di appartenenza, mentre non è necessario inserirlo se si procede a scala
locale o di versante.
5)
Comune. Anche in questo caso è necessario riportare questo dato a scala regionale o locale, per
consentire una estrazione mirata di dati di interesse, ma si può omettere nel caso si operi a scala di
versante.
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6)
Località. Purtroppo non sempre le fonti di informazione contengono questo tipo di indicazione, ma
è importante individuare e trascrivere in questo campo tutti gli eventuali toponimi che indicano la zona
colpita da un fenomeno franoso, sia per indagini a scala regionale, che locale o di versante.
7)
Trascrizione. In questo campo occorre trascrivere, il più integralmente possibile, quanto riportato
dalla fonte di informazione in merito all’attivazione franosa descritta. Ciò è fondamentale nel caso in cui
per qualche motivo non sia consentita l’acquisizione in formato cartaceo del dato: ogni eventuale dubbio in
fase di elaborazione resterebbe in questo caso insoluto.
8)
Fonte d’informazione. Rappresenta il documento cartaceo da cui si estrae il dato: esso deve essere
univocamente identificato, nel caso in cui sia necessario reperirlo nuovamente per ulteriori verifiche.
Nella tabella così predisposta, ogni riga rappresenterà un evento franoso, ovvero una mobilizzazione di uno
o più fenomeni franosi verificatisi in un dato comune in una certa data.
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3.3. Studi a carattere regionale
3.3.1. Database on-line
Per gli studi a carattere regionale è possibile reperire dati in formato digitale inseriti in alcune banche dati
disponibili in rete.
Il Sistema Informativo sulle Catastrofi Idrogeologiche (SICI), ideato e gestito dal Gruppo Nazionale per la
Difesa dalla Catastrofi Idrogeologiche (GNDCI) del CNR, è accessibile al sito http://sici.irpi.cnr.it/. In tale sito
convergono i dati del Progetto AVI (Aree Vulnerate in Italia), e del progetto GIANO, rappresentati da
informazioni relative ai fenomeni franosi verificatisi dalla fine dell’800 fino al 2000-2001. Gran parte dei dati
AVI relativi alla regione Calabria è stata estratta da quotidiani a tiratura nazionale; pertanto essi presentano
un livello di dettaglio a volte piuttosto basso, specialmente per gli eventi più antichi.
La
banca
dati
ASICal
(Aree
Storicamente
Inondate
in
Calabria),
accessibile
al
sito:
http://www.camilab.unical.it, realizzata nell’ambito di una collaborazione fra il CNR-IRPI ed il Dipartimento
di Difesa del Suolo dell’Università della Calabria, contiene dati relativi a fenomeni franosi verificatisi
esclusivamente sul territorio calabrese negli ultimi secoli. La struttura è attualmente in fase di
aggiornamento, data la notevole acquisizione di dati effettuata negli ultimi anni presso una serie di
strutture tecniche regionali.
Dati relativi a fenomeni franosi esclusivamente attivati da scuotimento sismico possono essere infine
reperite nei documenti allegati al Catalogo dei Forti Terremoti in Italia dal 461 a.C. al 1980 (Boschi et al.,
1995).
3.3.2. Stampa a diffusione nazionale o regionale
Oltre a queste fonti, per uno studio a carattere regionale, è possibile reperire informazioni su FF pregressi
nei quotidiani a tiratura nazionale o regionale. I quotidiani hanno un carattere descrittivo e spesso enfatico;
tuttavia, con la loro sistematicità, assicurano un flusso continuo di informazioni anche relative ad eventi di
entità minore.
I quotidiani nazionali sono caratterizzati da buona continuità temporale e basso livello di dettaglio,
specialmente per gli eventi più remoti. Non è comunque conveniente consultarli per il periodo 1900-2001,
in quanto per tale intervallo sono stati già analizzati dal progetto AVI e sono estraibili sotto forma di schede
dal SICI.
I quotidiani regionali, al contrario, presentano un maggior livello di dettaglio descrittivo e una maggiore
affidabilità in termini di localizzazione dei fenomeni. In Calabria, il quotidiano regionale caratterizzato dal
più ampio periodo di pubblicazione è “La Gazzetta del Sud”. Tale testata è disponibile a partire dal 1952,
mentre per il periodo antecedente non esistono quotidiani caratterizzati da una continuità tale da poter
essere utilizzati per i nostri scopi. Copie in formato cartaceo di questo quotidiano sono disponibili presso le
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
sedi di Messina e Cosenza, anche se non esiste un vero e proprio servizio di consultazione aperto al
pubblico.
Per il periodo dal 1998 ad oggi, invece, è disponibile l’archivio dei files PDF degli articoli de “La Gazzetta del
Sud” relativi alle 5 edizioni regionali, nell’ambito di un servizio on-line in abbonamento. Solo per
quest’ultimo periodo (dal 1998 ad oggi), effettuando una ricerca per parole chiave (frana, maltempo,
piogge, crolli ecc.) è possibile estrarre numerosi dati già in formato digitale.
A partire dal 1995, è inoltre disponibile un’altra testata regionale continua, rappresentata da “Il Quotidiano
della Calabria”, con le sue edizioni provinciali, il cui archivio in formato pdf è disponibile in abbonamento.
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3.3.3. Raccolte di dati a carattere regionale o nazionale
Sono sostanzialmente rappresentate da un numero limitato di pubblicazioni che sono state realizzate
mediante indagini mirate su determinati periodi temporali, riguardanti la regione Calabria.
Fanno parte di questo gruppo alcune pubblicazioni realizzate presso l’IRPI di Cosenza che analizzano i
fenomeni di dissesto idrogeologico verificatisi in determinati intervalli temporali (Lanzafame e Mercuri,
1975; Caloiero e Mercuri, 1980; Petrucci et al., 1996). Dati a scala regionale sono inoltre reperibili in lavori
storici come quelli di Almagià (1910), Montanari (1939; 1940) o più recenti come Catenacci (1992). Anche
gli Annali Idrologici, disponibili a partire dal 1916, riservano una sezione speciale ad eventi alluvionali gravi
verificatisi nel corso dell’anno trattato e possono dare indicazioni su fenomeni franosi attivatisi nel corso di
tali eventi.
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3.4. Studi a carattere locale
Scendendo ad una scala di maggior dettaglio, ad un livello sub-regionale, oltre al materiale consultato nella
fase precedente, è necessario reperire ulteriori dati in altre fonti di informazione. A tal fine occorre
individuare esattamente in quali comuni ricade il territorio di interesse per poter procedere alla
individuazione dei documenti contenenti informazioni utili, che per alcune tipologie, di carattere
amministrativo, possono essere catalogati per comune.
3.4.1. Fonti storiche
Individuati i comuni di interesse si possono consultare, qualora disponibili, le storiografie dei singoli
comuni, visionabili, in genere, presso le biblioteche civiche. Sono testi redatti da autori locali che possono
riservare anche interi capitoli alle calamità naturali che hanno colpito l’area in intervalli temporali più o
meno estesi. È necessario tener presente che si tratta di testimonianze redatte con finalità diverse, basate
sulla memoria e la sensibilità degli Autori. La massima attendibilità è da attribuire alle notizie inerenti
fenomeni occorsi nell’arco temporale della vita dell’autore, mentre occorre vagliare con attenzione le
notizie, riprese da fonti più antiche, effettuando controlli incrociati sulla loro veridicità.
3.4.2. Fonti tecnico-scientifiche
Visionabili presso biblioteche specialistiche, esse si moltiplicano a partire dal ‘900, ma la quantità ed il
livello di dettaglio dei dati contenuti è variabile. Ai nostri giorni, le monografie o gli articoli pubblicati su
riviste specialistiche nazionali o internazionali, anche disponibili on-line, presentano spesso un’indagine
retrospettiva, volta a verificare se i fenomeni studiati, o altri di natura analoga, si siano già manifestati in
passato.
Per la Calabria, la più nutrita bibliografia è costituita dalla produzione scientifica e tecnico-scientifica del
CNR-IRPI di Cosenza, visionabile presso la biblioteca dell’Istituto, in Via Cavour, 4-6 (Rende). Sin dalla sua
costituzione, agli inizi degli anni ’70, l’Istituto si è occupato dei fenomeni di dissesto idrogeologico calabresi,
e più in particolare dei fenomeni franosi in senso stretto, pubblicando lavori scientifici e rapporti di
sopralluogo in merito a specifiche aree o fenomeni, e ricerche storiche approfondite sui dissesti occorsi in
determinati settori regionali.
Per i comuni della provincia di Cosenza sono disponibili delle raccolte dettagliate di dati sui FF franosi
verificatisi fra la fine dell’800 e il 1960 (Petrucci e Versace, 2005; 2007; Petrucci et al., 2009) realizzate
mediante una ricerca nella documentazione prodotta dall’ufficio del Genio Civile di Cosenza.
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3.5. Studi a scala di versante
Gli studi di maggior dettaglio prevedono l’esecuzione dei passi descritti nei punti precedenti ed ulteriori
approfondimenti mediante indagini di maggior dettaglio da realizzare in una serie di fonti inedite, la cui
consultazione può essere piuttosto laboriosa. Anche in questo caso è necessario partire da una precisa
delimitazione dell’area di indagine e dell’individuazione su una carta topografica in scala 1:10.000 dei
toponimi ricadenti nell’area indagata. Ciò è importante al fine di discriminare, nell’ambito dei diversi
documenti relativi ad un dato comune, quelli che descrivono fenomeni franosi verificatisi nella nostra area
di interesse da quelli occorsi in altri settori comunali.
Importante in questa fase è anche tener presente che alcuni toponimi possono indicare zone instabili a
volte in modo esplicito (La frana, Frana, Lama, Calanchi, Pietre molli, ecc.) e a volte mediante termini
dialettali (Sciolle, Petrara, Petrarizzo, Dirupata, ecc.).
Dopo aver delimitato l’area di interesse, è possibile effettuare ricerche storiche in tre principali tipologie di
archivi descritte nel seguito
3.5.1. Archivi di stato
Si rinvengono dati sull’occorrenza di FF in numerosi fondi, particolarmente in quelli concernenti l’attività
amministrativa e finanziaria di Enti pubblici, ricostruibile dall’analisi delle corrispondenze fra sedi centrali e
sedi locali. In una prima fase, è conveniente consultare i cataloghi dei Fondi inventariati, per selezionare i
faldoni da visionare. Occorre tener presente che si tratta di un lavoro piuttosto lungo e laborioso, poiché i
documenti prodotti fino agli anni ’50 del secolo scorso sono in gran parte manoscritti, e spesso il grado di
conservazione non ne consente un’agevole consultazione.
Fornendo una chiave di ricerca circostanziata ma non restrittiva, il personale degli Archivi di Stato calabresi
è in grado di indirizzare la ricerca. Ad esempio, volendo indagare su un determinato fenomeno franoso,
sarà necessario ampliare l’area di indagine visionando tutto il materiale relativo al comune in cui esso
ricade. Se si intende verificare l’attivazione di un fenomeno in un dato periodo per il quale si hanno indizi, si
può circoscrivere la ricerca anche temporalmente, selezionando documenti da fondi relativi al periodo di
interesse. I fondi utilizzabili variano in funzione del periodo storico. Per la prima metà dell’800 sono
disponibili i fondi Intendenza di Calabria e Corpo degli Ingegneri di Acque e Strade, mentre, per epoche più
recenti, si può visionare il “Fondo del Genio Civile”, che soprattutto nella serie Danni Alluvionali, raccoglie i
progetti per la costruzione o la riparazione di opere danneggiate da FF.
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3.5.2. Archivi comunali
In Calabria, il più elevato livello di variabilità nell’organizzazione e nelle modalità di accesso si riscontra negli
archivi comunali. L’archivio del comune di appartenenza di una data area di indagine rappresenta una
tappa obbligatoria per qualunque ricerca storica. Il maggior ostacolo alla consultazione del materiale
contenuto è il livello di disorganizzazione che può caratterizzare l’archivio e l’assenza di una figura di
riferimento cui rivolgersi per la consultazione.
Superati questi ostacoli si può avere accesso a documentazioni di grande interesse come delibere comunali,
ordinanze sindacali di sgombero per fabbricati esposti a pericolo di frana o di inondazione, progetti di opere
di difesa e richieste di sussidi da parte di cittadini le cui proprietà siano state danneggiate da FF.
3.5.3. Altri archivi
Gli archivi di enti pubblici provinciali con competenze nel settore dei FF sono diversi ma nella pratica
nessuno di essi ha un archivio aperto al pubblico. L’ingente documentazione da essi prodotta giunge spesso
a saturare i locali destinati ad archivio e ciò costringe ad allocare il materiale anche in edifici esterni, con il
risultato che, per assenza di figure esplicitamente responsabili della custodia e della eventuale fruibilità,
tale documentazione risulta praticamente inaccessibile ed è spesso inesorabilmente destinata a “perdersi”.
Non è possibile effettuare una generalizzazione in merito alle altre categorie di archivi pubblici e privati
calabresi per la estrema variabilità che caratterizza le modalità di accesso e la disponibilità di materiale di
interesse.
Variabilità del livello di organizzazione e delle modalità di accesso caratterizzano gli archivi vescovili che,
laddove fruibili ed organizzati, possono contenere dati di interesse.
Quanto agli archivi privati calabresi, essi presentano un livello di completezza ed accessibilità
estremamente variabile da caso a caso, che va valutato a secondo della situazione. In pratica, per ogni area
di indagine è necessario verificare l’eventuale presenza di archivi locali e l’eventuale disponibilità di
materiale di interesse.
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3.6 L’analisi storica nello studio delle relazioni piogge-frane
Come richiamato nell’introduzione, è ormai ampiamente riconosciuto che una delle più frequenti cause di
innesco dei fenomeni franosi è rappresentata da piogge di elevata intensità e/o durata.
Una delle più frequenti utilizzazioni dell’indagine storica sulle attivazioni franose consiste proprio
nell’analisi delle relazioni fra le frane innescatesi in passato e le quantità di pioggia che hanno preceduto
tali inneschi.
In pratica, la serie storica delle attivazioni franose viene comparata, con metodi caratterizzati da vari livelli
di difficoltà e sofisticazione, con la serie storica delle piogge di differenti durate, al fine di individuare una
cosiddetta soglia di innesco, ovvero una quantità minima di pioggia in grado di innescare un determinato
tipo di fenomeno in un dato contesto climatico.
Il semplice confronto fra queste due serie storiche non è una operazione immediata, nel senso che è
necessario tenere presente una serie di punti nel seguito descritti:
1) le descrizioni riportate nei documenti che descrivono i fenomeni storici devono essere
attentamente vagliate al fine di selezionare solo i casi in cui i fenomeni franosi siano descritti come
effettivamente innescati dalle piogge; è infatti possibile reperire dati relativi ad attivazioni di frane
causate da sismi o da interventi antropici: sebbene, per completezza, tali frane vadano comunque
incluse nella serie storica, esse devono essere escluse dal confronto con le piogge, proprio perché
non correlate ad esse;
2) quando si analizza una serie storica, in uno studio a carattere puntuale (singolo versante o singolo
fenomeno) è necessario capire se le date di innesco reperite dall’indagine si riferiscono sempre allo
stesso fenomeno o a fenomeni differenti; questo passaggio non è banale, poiché a volte i
documenti storici possono descrivere attivazioni franose senza fornire toponimi che consentano di
circostanziare le aree interessate; in questo caso, quando cioè non si ha la certezza che il dato si
riferisca sempre allo stesso fenomeno, è possibile utilizzare la data considerandola come di “bassa
attendibilità”;
3) il confronto piogge frane deve essere effettuato per piogge di differente durata; è infatti ormai
risaputo che, in particolari condizioni geologico-geomorfologiche, la quantità e l’intensità della
pioggia determinano differenti effetti: piogge intense sono in grado di innescare piccoli fenomeni di
profondità trascurabile ma spesso caratterizzati da una elevatissima frequenza areale, mentre
piogge prolungate sono in grado di penetrare in profondità nel terreno, indebolendo gli orizzonti
più profondi e determinando la mobilizzazione di movimenti in massa di dimensioni medie e grandi.
Per questo motivo, specialmente se il livello di dettaglio dei dati storici non è tale da consentire di
capire se i fenomeni innescati siano classificabili come superficiali o profondi, è necessario
effettuare una indagine dettagliata, valutando i totali di piogge cumulate per varie durate (Petrucci
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e Pasqua; 2008): in pratica, si tratta di valutare, nell’ambito di varie finestre temporali di estensione
variabile che iniziano nel giorno/i in cui sono segnalati i fenomeni franosi e si spingono all’indietro
fino a durate che in genere arrivano a 180 giorni, l’entità delle piogge cumulate al fine valutarne
l’eccezionalità in termini di tempi di ritorno o di superamento dei valori medi. In tal modo si cerca
di valutare non solo l’effetto delle piogge cadute immediatamente prima dell’innesco franoso ma
anche quelle che nei giorni precedenti hanno saturato il terreno, consentendo magari a piogge
giornaliere di piccola entità di rappresentare il contributo determinante al raggiungimento della
condizione di collasso;
4) può a volte accadere che, analizzando la serie storica delle piogge, emergano dei valori elevati di
pioggia giornaliera e/o cumulata senza che a tali giorni nella serie storica delle frane corrispondano
attivazioni franose; ciò può essere legato a due fattori: a) può darsi che la pioggia abbia realmente
innescato un movimento franoso di cui, per una lacuna nella serie storica, non si ha alcuna traccia;
b) si è effettivamente innescata una frana ma l’area all’epoca non era popolata, per cui non
registrandosi alcun danno non è rimasta alcuna traccia storica del fenomeno, poiché, come
ribadito, i documenti storici sono prevalentemente relativi all’attivazione di fenomeni che generano
danni;
5) al contrario, può accadere che alle date in cui nella serie storica vi sono segnalazioni di fenomeni
franosi non corrispondano valori delle piogge particolarmente consistenti per nessuna delle
aggregazioni temporali per cui sono state valutate le piogge cumulate; in tal caso è probabile che la
stazione pluviometrica di cui si stanno analizzando i dati non sia rappresentativa della pioggia nel
punto e nel momento in cui la frana si è innescata; ciò può essere realistico sia se la stazione è
distante dal fenomeno franoso o a una quota molto diversa, sia nel caso in cui l’evento piovoso
determinante per l’instabilità, almeno nei punti in cui l’intensità è stata massima, sia stato molto
circoscritto.
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Bibliografia
3.
Almagià R. (1910) - Studi geografici sulle frane in Italia: Appennino Centrale e Meridionale. Memorie della
Società Geografica Italiana, XIV, Roma.
Boschi, E., G. Ferrari, P. Gasperini, E. Guidoboni, G. Smriglio e G. Valensise (eds) (1995). Catalogo dei Forti
Terremoti in Italia dal 461 a.C. al 1980 (ING, Roma - SGA, Bologna), pp. 973, con database su CD-ROM.
Montanari G. (1939) - Studio sui movimenti franosi in provincia di Reggio Calabria. Annali LL.PP., 77, 165185.
Montanari G. (1940) - Studio generale sui movimenti franosi in provincia di Catanzaro. Annali LL.PP., 78,
124-141.
Montanari G. (1941) - Nota alla carta delle frane della provincia di Cosenza. Annali LL.PP., 79, 1-27.
Petrucci O. & Versace P. (2005) – Frane e alluvioni in provincia di Cosenza agli inizi del ‘900: ricerche
storiche nella documentazione del Genio Civile – Editoriale Bios, Cosenza.
Petrucci O. & Versace P. (2007) – Frane e alluvioni in provincia di Cosenza tra il 1930 e il 1950: ricerche
storiche nella documentazione del Genio Civile – Pubbl. CNR-GNDCI n. 2913, Nuova Bios, Cosenza.
Lanzafame, G. and Mercuri, T.: Interruzioni ferroviarie in Calabria conseguenti a fenomeni naturali (1950–
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4. CARATTERIZZAZIONE IDROLOGICA
(Coscarelli R., Caloiero T.)
4.1.Generalità
Nella caratterizzazione idrologica di un’area per lo studio della stabilità di un pendio emerge una serie di
problematiche connesse sia alla scelta del pluviometro rappresentativo per il sito oggetto di studio sia alla
qualità della banca dati della stazione stessa. Le vicissitudini che hanno coinvolto la rete dell’ex Servizio
Idrografico hanno infatti condotto a diverse variazioni del numero degli strumenti e della loro tipologia, che
inevitabilmente hanno generato problemi di disomogeneità della banca dati e di “buchi” nelle serie
storiche.
Un’analisi idrologica, che sia sufficientemente attendibile, non può prescindere da detti problemi e deve
quindi prevedere l’applicazione di opportune tecniche e di metodi idonei per ridurre gli effetti negativi che
detti problemi di qualità possono determinare sui risultati.
Nella presente sezione, vengono presentate alcune delle problematiche citate in riferimento alla rete
pluviometrica della Calabria, con particolare riguardo alla omogeneità delle serie storiche, presentando
altresì una metodologia per omogeneizzare una serie. Quindi viene tratteggiato lo schema dei contenuti di
un classico inquadramento idrologico, che verrà poi applicato nei casi di studio oggetto del presente
progetto, riportando alcune considerazioni relative alle differenze che possono aversi nei risultati, a
seconda delle scelte intraprese.
Gli ultimi due paragrafi, invece, concernono due metodologie per lo studio dei legami fra precipitazioni ed
eventi franosi, che saranno applicati ad alcuni dei casi di studio. In particolare, viene presentato il modello
FL.A.I.R., che è un modello idrologico di tipo empirico realizzato per l’analisi dei movimenti franosi innescati
dalle piogge. Come tutti i modelli appartenenti a questa categoria, il modello FLaIR ha l’obiettivo di
identificare il legame diretto tra l'entità delle precipitazioni ed il manifestarsi degli eventi di mobilizzazione
dei terreni. In particolare, si propone di individuare valori di soglia delle precipitazioni, o più precisamente
di una grandezza indice, al di sopra dei quali può innescarsi il movimento di terreno.
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4.2. Analisi idrologiche di base
4.2.1. Data base
In Italia, come in altri paesi, l’attività di rilevamento, validazione, archiviazione e pubblicazione delle
grandezze meteoclimatiche è stata gestita, da quasi un secolo, dal Servizio Idrografico. Il sistema di
rilevazione sistematica dei dati idrologici nacque in Italia all’inizio del XX secolo con l’istituzione dell’Ufficio
Idrografico del Magistrato delle acque di Venezia nel 1907 e dell’Ufficio Idrografico del Po nel 1912.
Successivamente, nel 1917, furono creati gli altri Uffici Compartimentali come sezioni autonome del Genio
Civile e nel 1919 un Ufficio Idrografico centrale. Nel 1970 gli Uffici Compartimentali delle regioni a statuto
speciale vennero trasferiti alle Regioni. Successivamente nel 1991 il Servizio Idrografico venne trasferito dal
Ministero dei Lavori Pubblici alla Presidenza del Consiglio, all’interno del Dipartimento dei Servizi Tecnici
Nazionali. Tale trasferimento sembrava rispondere al mutato ruolo del Servizio Idrografico che da struttura
di supporto nella rilevazione di dati finalizzati alla progettazione di opere pubbliche (da cui la collocazione
nel Ministero dei Lavori Pubblici) diventava un servizio tecnico afferente alla Presidenza del Consiglio a
supporto di vari settori (dall’ambiente, ai lavori pubblici, alla protezione civile ecc.). Dopo poco più di un
decennio dal suo trasferimento nella Presidenza del Consiglio, il Servizio Idrografico Nazionale fu di fatto
smantellato in quanto nel 2002 la competenza, in conseguenza del decentramento amministrativo
introdotto con la legge 59/97 ed il D. L.vo 112/98, passò alle Regioni e come struttura nazionale rimase solo
un servizio dell’Agenzia per la protezione dell’Ambiente (APAT- oggi ISPRA) incaricato di raccordare a livello
nazionale le attività dei servizi regionali. Il trasferimento alle Regioni, che era già avvenuto nel 1970 per le
regioni a statuto speciale, ha creato realtà notevolmente diverse sia nell’individuazione delle strutture
regionali incaricate di gestire il servizio idrografico, sia nei livelli di efficienza del servizio. L’attività di
coordinamento da parte dell’ISPRA, non essendo sancita in maniera chiara dalla legge, non ha avuto modo
di tradursi in maniera operativa, per cui, oggi, esistono realtà notevolmente diverse nelle varie Regioni. Per
quanto riguarda in particolare la Calabria, il suo territorio ricade interamente nel territorio dell’ex
Compartimento Idrografico di Catanzaro, che gestiva il territorio di tutti i bacini idrografici compresi tra il
Bradano ed il Noce, comprendenti oltre che l’intera Calabria anche buona parte della Basilicata ed una
piccolissima parte della Puglia. Al trasferimento delle competenze dallo Stato alle Regioni, la struttura
dell’ex Ufficio Compartimentale di Catanzaro fu trasferita alla Regione Calabria, mentre le stazioni di
monitoraggio ed i dati (cartacei ed elettronici) relativi al territorio lucano, nonché la sezione staccata di
Potenza dell’Ufficio Compartimentale, furono trasferiti alla Regione Basilicata. La Regione Calabria ha
assegnato la competenza del Servizio Idrografico all’Agenzia Regionale per la Protezione dell’Ambiente
(ARPACAL). Le mutazioni normative e di collocazione istituzionale del Servizio Idrografico derivano anche
dall’evoluzione tecnologica che ha notevolmente cambiato le natura del Servizio Idrografico rispetto
all’inizio del secolo scorso, quando fu istituito. A partire dai primi anni ’80, infatti, l’introduzione di stazioni
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di rilevamento automatiche rese possibile l’acquisizione di nuove tipologie di dati, l’aumento delle
frequenze di rilevazione dei dati e soprattutto la loro rilevazione in tempo reale. In particolare, quest’ultimo
aspetto, ossia la disponibilità immediata del dato, ha trasformato sempre di più la natura del Servizio
Idrografico da un servizio dedito alla raccolta di dati, con fini di studio, verso un servizio di supporto alle
strutture di protezione civile nella gestione dell’allertamento per possibili fenomeni di dissesto
idrogeologico. La consapevolezza dell’importanza della creazione di strutture operative capaci di
interpretare i dati rilevati in tempo reale (e non solo di rilevarli) apparve a tutti chiara dopo le tragedie di
Sarno (SA) del 5 maggio 1998 e di Soverato (CZ) del 10 settembre 2000. Questi tragici eventi diedero il via
ad una serie di provvedimenti organizzativi e normativi (tra cui l’Ordinanza di Protezione Civile n. 3081 del
12 settembre 2000 che istituì il Centro Funzionale Meteoidrologico per la Regione Calabria) che si
completarono con l’emissione della Direttiva del Presidente del Consiglio del 27 febbraio 2004, che assegna
il compito a tutte le Regioni italiane di attivare i propri centri funzionali.
Attualmente il sistema di rilevamento del Centro Funzionale Meteoidrologico per la Regione Calabria è
costituito da 123 pluviometri collegati in telemisura ad un’unità centrale che, acquisendo il dato in tempo
reale, consente il monitoraggio dell’evento meteorico.
La Figura 4.2.1-1 evidenzia la diminuzione del numero di stazioni al crescere degli anni di osservazione:
sono circa 200 le stazioni aventi un numero di anni pari a 40 e si riduce a circa 50 il numero con 80 anni di
osservazione.
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350
300
N° stazioni
250
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
Anni di osservazione
60
70
80
Fig. 4.2.1-1 – Anni di osservazione e il relativo numero di stazioni.
90
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
4.2.2. Omogeneizzazione delle serie storiche
La maggior parte delle serie temporali delle variabili meteoclimatiche è affetta da disomogeneità causate,
per esempio, da cambiamenti nella strumentazione, spostamento delle stazioni di misura, modifiche
nell’ambiente circostante alla stazione, introduzione di nuove tecniche di misura (Karl & Williams, 1987;
Peterson & Easterling, 1994; Jones, 1995): una serie climatologica, infatti, è definita omogenea se le sue
variazioni sono attribuibili unicamente alla variabilità climatica.
Negli ultimi decenni la comunità scientifica ha preso sempre più coscienza di questo problema e ha
dedicato numerosi sforzi alla sviluppo di metodi per l’individuazione delle disomogeneità e la correzione
delle serie climatiche (Alexandersson, 1986; Karl & Williams, 1987; Peterson & Easterling, 1994; Jones,
1995; Brunetti et al., 2006).
I metodi utilizzati per omogeneizzare i dati possono essere classificati, in estrema sintesi, in metodi diretti e
metodi indiretti. I metodi diretti normalmente si basano su metadati, ossia su informazioni solitamente
ricavate da studi di carattere storico, mentre i metodi indiretti si avvalgono di tecniche statistiche,
generalmente basate sul confronto con altre serie storiche.
L’equilibrio tra i metodi diretti e quelli indiretti è attualmente oggetto di ampie discussioni, tanto che
gruppi diversi di ricercatori adottano filosofie di omogeneizzazione differenti. L’approccio qui adottato
consiste nel far uso dei metodi indiretti, valutando tuttavia molto criticamente i risultati alla luce di tutte le
informazioni storiche disponibili. In pratica, la metodologia adottata riprende quella proposta da Auer et al.
(1999), che si basa sul test di Craddock (1979) per l’individuazione delle disomogeneità e su metodi
statistici per la loro rimozione.
4.2.3. Test di Craddock
Questo test, sviluppato da Craddock (1979), richiede una serie di riferimento omogenea, anche se alcune
volte è sufficiente un sotto-periodo omogeneo sufficientemente lungo. Il test di Craddock accumula le
differenze normalizzate tra la serie da testare e quella di riferimento secondo la formula
(
)
s i = s i−1 + R i T R − Ti
dove R e la serie di riferimento omogenea, T è la serie da testare, R e T sono le rispettive medie
sull’intero periodo.
Graficando la serie si ottiene una curva che, nel caso di serie omogenea, oscilla attorno allo zero, con un
rumore casuale, mentre presenta una brusca variazione di pendenza in corrispondenza dell’istante in cui si
è verificata una disomogeneità.
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4.2.4. Calcolo dei coefficienti di correzione
I metodi di correzione delle disomogeneità dipendono sia dal tipo di variabile climatica, sia dal tipo di
disomogeneità. La correzione può essere una costante additiva, una costante moltiplicativa oppure una
quantità variabile nel tempo.
Coefficienti di correzione moltiplicativi sono tipici delle disomogeneità presenti nelle serie pluviometriche.
Un pluviometro, che viene sostituito perché malfunzionante, solitamente fornisce misure incomplete, che
danno una frazione della pioggia totale realmente caduta: in questo caso, la correzione che ripristina il
corretto valore della variabile deve essere moltiplicativa. Il coefficiente correttivo si calcola utilizzando il
seguente rapporto:
∆=
dove
Tdx R dx
Tsx R sx
Tdx e Tsx sono i valori medi della serie disomogenea in un sottoperiodo a destra e a sinistra della
disomogeneità rispettivamente e
R dx e R sx sono i valori medi della serie omogenea di riferimento sui
medesimi periodi.
4.2.5. Descrizione della procedura di omogeneizzazione
Uno dei principi fondamentali su cui si basa la procedura di omogeneizzazione utilizzata consiste nel
considerare ogni serie come potenzialmente affetta da disomogeneità, ovvero si parte dal presupposto che
non esista alcuna serie che può essere assunta omogenea a priori. Per questo motivo, il test di Craddock
viene applicato in modo ricorsivo, testando ogni serie rispetto a tutte le altre, in sotto-gruppi costituiti da
10 serie. Si ottiene così un fascio di curve di Craddock, ognuna delle quali è il risultato dell’applicazione del
test sulla serie da valutare rispetto a una delle restanti nove serie del sottogruppo. L’assegnazione della
disomogeneità viene effettuata in base alla probabilità: ovvero se tutte le curve del fascio (o la maggior
parte di esse) mostrano un segnale nel medesimo anno, con elevata probabilità la disomogeneità
appartiene alla serie in esame. Al contrario, se solo una curva del fascio mostra un segnale in un certo anno
e tutte le altre indicano che la serie in esame non ha disomogeneità in quel punto, la serie ad avere
problemi in quell’anno non sarà quella in esame ma probabilmente l’unica tra quelle di riferimento ad aver
evidenziato l’anomalia.
Queste decisioni vengono supportate dai metadata, quando sono disponibili.
Una volta individuata una disomogeneità in una serie, essa viene corretta utilizzando alcune delle serie
vicine che sono risultate essere omogenee in un sottoperiodo centrato sulla disomogeneità. L’utilizzo di più
serie per il calcolo dei coefficienti di correzione garantisce una maggiore stabilità dei valori e permette di
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evitare che alcuni errori singoli, non individuati (outliers) nelle serie di riferimento, possano portare ad una
correzione sbagliata. Inoltre, accade spesso che i sottoperiodi omogenei tra due disomogeneità successive
siano così corti (pochi anni di dati) che il rapporto segnale/rumore nei coefficienti correttivi ottenuti da una
sola serie di riferimento sia troppo basso. L’utilizzo di più serie permette di correggere un gran numero di
brevi periodi che, altrimenti, dovrebbero essere lasciati invariati.
I coefficienti di correzione rispetto ad ogni serie di riferimento selezionata sono calcolati su base mensile,
dopo di che vengono interpolati con una funzione trigonometrica per ridurre il rumore ed estrarre
solamente il segnale fisico (solitamente i coefficienti correttivi seguono un certo ciclo annuale). Il vantaggio
dell’utilizzo di coefficienti filtrati è maggiormente evidente nell’omogeneizzazione di variabili climatiche
caratterizzate da una elevata variabilità (come le precipitazioni, ad esempio), nel cui caso i fattori correttivi
spesso mostrano un andamento annuale molto irregolare, provocando una inaccettabile alterazione del
ciclo annuale della serie corretta. Il set finale di coefficienti correttivi è infine calcolato mediando tutti i cicli
annuali, escludendo dal calcolo quelle stazioni i cui coefficienti mostrano un comportamento incoerente
rispetto agli altri.
Quando non è evidente un chiaro ciclo annuale, i fattori di correzione utilizzati per correggere i dati mensili
vengono considerati costanti lungo l’arco dell’anno e calcolati come media pesata, dove i pesi sono ricavati
dal rapporto tra il valore medio mensile e il totale annuale.
Il metodo utilizzato per l’individuazione delle disomogeneità permette di aggirare il fondamentale
problema della scelta di una serie di riferimento che sia a priori omogenea. Persiste, tuttavia, un margine di
soggettività nell’individuazione dei break, soprattutto quando le discontinuità non sono elevate. In questi
casi, il segnale nei test di omogeneità non è chiaro e, poiché al momento non esiste un approccio universale
nell’utilizzo di metodi indiretti di omogeneizzazione, la scelta sull’opportunità o meno di omogeneizzare è
strettamente legata alla “filosofia” di scelta del singolo ricercatore.
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4.2.6. Serie di riferimento
Alla luce di quanto esposto nei paragrafi precedenti, nelle Figure 4.2.6-1 e 4.2.6-2 viene illustrato in sintesi il
quadro di riferimento, per le elaborazioni oggetto del presente progetto, concernenti la rete pluviometrica
calabrese. Nelle figure sono anche riportati i topoieti ricostruiti con i classici metodi di letteratura.
In particolare la Figura 4.2.6-1 riporta i topoieti relativi alle 123 stazioni attualmente funzionanti (stazioni
dell’elenco “F”), di queste, nella Figura 4.2.6-2, sono invece indicate le 57 stazioni con serie storiche
omogenee (stazioni dell’elenco “FO”).
Di queste 57 serie storiche, 36 sono state considerate omogenee (“omogenee di primo livello”), 15 serie
storiche sono state rese omogenee (“omogeneizzate”) e 6 serie storiche sono state considerate omogenee
(“omogenee di secondo livello”) dopo la riapplicazione del test di Craddock utilizzando come serie di
riferimento le serie “omogeneizzate”.
Sulla base del quadro evidenziato, per ognuno dei comuni calabresi è stata individuata la stazione di
riferimento per entrambi i database. Nello specifico, ad ogni comune è stata assegnata una stazione
dell’elenco “F” ed una stazione dell’elenco “FO”, seguendo il criterio di verificare in quale topoieto
ricadesse il centro abitato principale del comune.
Come si può vedere in Tabella 4.2.6-1, il più delle volte occorre considerare per uno stesso comune due
stazioni diverse.
In caso di centro abitato al confine tra più topoieti, il comune è stato considerato attribuito alla stazione
con il topoieto contenente la maggior parte del centro abitato.
Il database contenente i dati ottenuti dalle stazioni dell’elenco “F” verrà adoperato per l’analisi degli eventi
pluviometrici recenti (accaduti dal 2000 in poi). Per un’analisi storica, che richiede almeno 30 anni di
osservazione, verrà invece adoperato il database contenente i dati omogenei dell’elenco “FO”.
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Fig. 4.2.6-1 - Topoieti relativi alle 123 stazioni attualmente funzionanti (elenco “F”).
Figura 4.2.6-2 Topoieti relativi alle 57 stazioni attualmente funzionanti con serie storiche
omogenee (elenco “FO”).
Tab. 4.2.6-1 - Comuni della Calabria e relative stazioni di riferimento, sia per l’elenco “F” (stazioni
attualmente funzionanti) sia per l’elenco “FO” (stazioni attualmente funzionanti con serie omogenee).
COMUNE
ACQUAFORMOSA
ACQUAPPESA
ACQUARO
ACRI
AFRICO
AGNANA CALABRA
AIELLO CALABRO
AIETA
ALBI
ALBIDONA
ALESSANDRIA DEL CARRETTO
ALTILIA
ALTOMONTE
AMANTEA
AMARONI
AMATO
AMENDOLARA
ANDALI
ANOIA
ANTONIMINA
APRIGLIANO
ARDORE
ARENA
ARGUSTO
BADOLATO
BAGALADI
BAGNARA CALABRA
BELCASTRO
BELMONTE CALABRO
BELSITO
BELVEDERE DI SPINELLO
BELVEDERE MARITTIMO
BENESTARE
BIANCHI
BIANCO
BISIGNANO
BIVONGI
BOCCHIGLIERO
BONIFATI
BORGIA
BOTRICELLO
BOVA
BOVA MARINA
BOVALINO
BRANCALEONE
BRIATICO
BROGNATURO
BRUZZANO ZEFFIRIO
BUONVICINO
STAZIONI ELENCO “F”
1195 Lungro
3090 Cetraro Superiore
2670 Arena
1120 Acri
2270 Sant'Agata del Bianco
2200 Antonimina
3040 Amantea
3161 Tortora
1830 Albi
900 Albidona
900 Albidona
3 10 Martirano
1195 Lungro
3040 Amantea
1940 Palermiti
2890 Tiriolo
865 Roseto Capo Spulico
1735 Petronà
2690 Feroleto della Chiesa
2200 Antonimina
3000 Rogliano
2210 Ardore Superiore
2670 Arena
1960 Chiaravalle Centrale
2025 Santa Caterina dello Ionio
2380 Montebello Ionico
2520 Bagnara Calabra
1735 Petronà
3040 Amantea
3000 Rogliano
1580 Cerenzia
3100 Belvedere Marittimo
2210 Ardore Superiore
2990 Parenti
2270 Sant'Agata del Bianco
1130 Torano Scalo
2072 Stignano
1380 Cropalati
3100 Belvedere Marittimo
1865 Borgia - Roccelletta
1760 Botricello
2320 Bova Superiore
2320 Bova Superiore
2220 Bovalino Marina
2310 Capo Spartivento
2804 Vibo Marina
1980 Serra San Bruno
2290 Staiti
3100 Belvedere Marittimo
STAZIONI ELENCO “FO”
1180 Castrovillari
3090 Cetraro Superiore
1980 Serra San Bruno
1120 Acri
2270 Sant'Agata del Bianco
2200 Antonimina
1000 Domanico
3150 Laino Borgo
2890 Tiriolo
900 Albidona
900 Albidona
3000 Rogliano
1180 Castrovillari
1000 Domanico
1940 Palermiti
2890 Tiriolo
900 Albidona
1850 Catanzaro
2690 Feroleto della Chiesa
2200 Antonimina
3000 Rogliano
2210 Ardore Superiore
1980 Serra San Bruno
1960 Chiaravalle Centrale
2040 Monasterace - Punta Stilo
2340 Roccaforte del Greco
2560 Sinopoli
1850 Catanzaro
1000 Domanico
3000 Rogliano
1580 Cerenzia
3100 Belvedere Marittimo
2210 Ardore Superiore
2990 Parenti
2270 Sant'Agata del Bianco
1130 Torano Scalo
2040 Monasterace - Punta Stilo
1380 Cropalati
3100 Belvedere Marittimo
1940 Palermiti
1850 Catanzaro
2320 Bova Superiore
2320 Bova Superiore
2220 Bovalino Marina
2310 Capo Spartivento
2800 Vibo Valentia
1980 Serra San Bruno
2290 Staiti
3100 Belvedere Marittimo
CACCURI
CALANNA
CALOPEZZATI
CALOVETO
CAMINI
CAMPANA
CAMPO CALABRO
CANDIDONI
CANNA
CANOLO
CAPISTRANO
CARAFFA DEL BIANCO
CARAFFA DI CATANZARO
CARDETO
CARDINALE
CARERI
CARFIZZI
CARIATI
CARLOPOLI
CAROLEI
CARPANZANO
CASABONA
CASIGNANA
CASOLE BRUZIO
CASSANO ALLO JONIO
CASTELSILANO
CASTIGLIONE COSENTINO
CASTROLIBERO
CASTROREGIO
CASTROVILLARI
CATANZARO
CAULONIA
CELICO
CELLARA
CENADI
CENTRACHE
CERCHIARA DI CALABRIA
CERENZIA
CERISANO
CERVA
CERVICATI
CERZETO
CESSANITI
CETRARO
CHIARAVALLE CENTRALE
CICALA
CIMINA'
CINQUEFRONDI
CIRO'
CIRO' MARINA
CITTANOVA
CIVITA
CLETO
1580
2466
1380
1380
2072
1570
2495
2690
870
2710
2820
2270
2924
2465
1960
2210
1640
1410
1825
1000
3000
1640
2270
1010
970
1580
1030
1010
870
1180
1850
2130
1030
3000
1940
1940
924
1580
1000
1735
1135
1135
2780
3090
1960
2890
2200
2700
1455
1455
2600
970
3040
Cerenzia
Sant'Alessio in Aspromonte
Cropalati
Cropalati
Stignano
Savelli
Reggio Calabria - Catona
Feroleto della Chiesa
Oriolo
Mammola - Limina C.C.
Monterosso Calabro
Sant'Agata del Bianco
Cortale
Cardeto
Chiaravalle Centrale
Ardore Superiore
San Nicola dell'Alto
Cariati Marina
Taverna - Ciricilla
Domanico
Rogliano
San Nicola dell'Alto
Sant'Agata del Bianco
Cosenza
Cassano allo Ionio
Cerenzia
San Pietro in Guarano
Cosenza
Oriolo
Castrovillari
Catanzaro
Roccella Ionica
San Pietro in Guarano
Rogliano
Palermiti
Palermiti
Cerchiara di Calabria
Cerenzia
Domanico
Petronà
Fitterizzi
Fitterizzi
Zungri
Cetraro Superiore
Chiaravalle Centrale
Tiriolo
Antonimina
Giffone
Ciro' Marina - Punta Alice
Ciro' Marina - Punta Alice
Cittanova
Cassano allo Ionio
Amantea
1580
2460
1380
1380
2040
1570
2510
2690
900
2200
2830
2270
2890
2460
1960
2210
1570
1410
2990
1000
3000
1580
2270
1010
970
1580
1030
1010
900
1180
1850
2130
1030
3000
1940
1940
970
1580
1000
1850
1130
1130
2800
3090
1960
2890
2200
2690
1410
1410
2600
970
1000
Cerenzia
Reggio Calabria - Arasi'
Cropalati
Cropalati
Monasterace - Punta Stilo
Savelli
Scilla
Feroleto della Chiesa
Albidona
Antonimina
Filadelfia
Sant'Agata del Bianco
Tiriolo
Reggio Calabria - Arasi'
Chiaravalle Centrale
Ardore Superiore
Savelli
Cariati Marina
Parenti
Domanico
Rogliano
Cerenzia
Sant'Agata del Bianco
Cosenza
Cassano allo Ionio
Cerenzia
San Pietro in Guarano
Cosenza
Albidona
Castrovillari
Catanzaro
Roccella Ionica
San Pietro in Guarano
Rogliano
Palermiti
Palermiti
Cassano allo Ionio
Cerenzia
Domanico
Catanzaro
Torano Scalo
Torano Scalo
Vibo Valentia
Cetraro Superiore
Chiaravalle Centrale
Tiriolo
Antonimina
Feroleto della Chiesa
Cariati Marina
Cariati Marina
Cittanova
Cassano allo Ionio
Domanico
COLOSIMI
CONDOFURI
CONFLENTI
CORIGLIANO CALABRO
CORTALE
COSENZA
COSOLETO
COTRONEI
CROPALATI
CROPANI
CROSIA
CROTONE
CRUCOLI
CURINGA
CUTRO
DASA'
DAVOLI
DECOLLATURA
DELIANUOVA
DIAMANTE
DINAMI
DIPIGNANO
DOMANICO
DRAPIA
FABRIZIA
FAGNANO CASTELLO
FALCONARA ALBANESE
FALERNA
FEROLETO ANTICO
FEROLETO DELLA CHIESA
FERRUZZANO
FIGLINE VEGLIATURO
FILADELFIA
FILANDARI
FILOGASO
FIRMO
FIUMARA
FIUMEFREDDO BRUZIO
FOSSATO SERRALTA
FRANCAVILLA ANGITOLA
FRANCAVILLA MARITTIMA
FRANCICA
FRASCINETO
FUSCALDO
GAGLIATO
GALATRO
GASPERINA
GERACE
GEROCARNE
GIFFONE
GIMIGLIANO
GIOIA TAURO
GIOIOSA JONICA
2990
2340
3010
1324
2924
1010
2540
1724
1380
1780
1380
1680
1410
2830
1670
2670
1970
3010
2560
3100
2665
1000
1000
2780
2090
1135
3060
2940
2940
2690
2290
3000
2830
2730
2820
1195
2512
3040
1830
2830
924
2730
970
3060
1960
2690
1940
2200
2670
2700
2890
2544
2160
Parenti
Roccaforte del Greco
Martirano
Corigliano Calabro
Cortale
Cosenza
Santa Cristina d'Aspromonte
Cotronei
Cropalati
Cropani
Cropalati
Crotone
Cariati Marina
Filadelfia
Cutro
Arena
Soverato Marina
Martirano
Sinopoli
Belvedere Marittimo
Dinami - San Pietro di Caridà
Domanico
Domanico
Zungri
Fabrizia
Fitterizzi
Paola
Nicastro - Bella
Nicastro - Bella
Feroleto della Chiesa
Staiti
Rogliano
Filadelfia
Mileto
Monterosso Calabro
Lungro
Scilla - Villaggio del Pino
Amantea
Albi
Filadelfia
Cerchiara di Calabria
Mileto
Cassano allo Ionio
Paola
Chiaravalle Centrale
Feroleto della Chiesa
Palermiti
Antonimina
Arena
Giffone
Tiriolo
Rizziconi - Ponte Vecchio
Gioiosa Ionica
2990
2340
3000
1120
1940
1010
2540
1580
1380
1850
1380
1580
1410
2830
1580
1980
1970
2990
2560
3100
2690
1000
1000
2760
2090
3090
3060
1000
2890
2690
2290
3000
2830
2800
2800
1180
2510
1000
2890
2830
970
2800
970
3060
1960
2690
1940
2200
1980
2690
2890
2610
2160
Parenti
Roccaforte del Greco
Rogliano
Acri
Palermiti
Cosenza
Santa Cristina d'Aspromonte
Cerenzia
Cropalati
Catanzaro
Cropalati
Cerenzia
Cariati Marina
Filadelfia
Cerenzia
Serra San Bruno
Soverato Marina
Parenti
Sinopoli
Belvedere Marittimo
Feroleto della Chiesa
Domanico
Domanico
Joppolo
Fabrizia
Cetraro Superiore
Paola
Domanico
Tiriolo
Feroleto della Chiesa
Staiti
Rogliano
Filadelfia
Vibo Valentia
Vibo Valentia
Castrovillari
Scilla
Domanico
Tiriolo
Filadelfia
Cassano allo Ionio
Vibo Valentia
Cassano allo Ionio
Paola
Chiaravalle Centrale
Feroleto della Chiesa
Palermiti
Antonimina
Serra San Bruno
Feroleto della Chiesa
Tiriolo
Rizziconi
Gioiosa Ionica
GIRIFALCO
GIZZERIA
GRIMALDI
GRISOLIA
GROTTERIA
GUARDAVALLE
GUARDIA PIEMONTESE
IONADI
IOPPOLO
ISCA SULLO IONIO
ISOLA CAPO RIZZUTO
JACURSO
LAGANADI
LAGO
LAINO BORGO
LAINO CASTELLO
LAMETIA TERME
LAPPANO
LATTARICO
LAUREANA DI BORRELLO
LIMBADI
LOCRI
LONGOBARDI
LONGOBUCCO
LUNGRO
LUZZI
MAGISANO
MAIDA
MAIERA'
MAIERATO
MALITO
MALVITO
MAMMOLA
MANDATORICCIO
MANGONE
MARANO MARCHESATO
MARANO PRINCIPATO
MARCEDUSA
MARCELLINARA
MARINA DI GIOIOSA IONICA
MAROPATI
MARTIRANO
MARTIRANO LOMBARDO
MARTONE
MARZI
MELICUCCÀ
MELICUCCO
MELISSA
MELITO PORTO SALVO
MENDICINO
MESORACA
MIGLIERINA
MILETO
2924
2940
3010
3100
2710
2025
3090
2730
2760
2025
1695
2924
2466
1000
3150
3150
2940
1030
1060
2690
2740
2200
3040
1360
1195
1130
1830
2924
3100
2804
3000
1230
2710
1380
3000
1010
1010
1733
2890
2160
2690
3010
3010
2160
3000
2560
2690
1640
2380
1000
1735
2890
2730
Cortale
Nicastro - Bella
Martirano
Belvedere Marittimo
Mammola - Limina C.C.
Santa Caterina dello Ionio
Cetraro Superiore
Mileto
Joppolo
Santa Caterina dello Ionio
Crotone - Salica
Cortale
Sant'Alessio in Aspromonte
Domanico
Laino Borgo
Laino Borgo
Nicastro - Bella
San Pietro in Guarano
Montalto Uffugo
Feroleto della Chiesa
Rosarno
Antonimina
Amantea
Longobucco
Lungro
Torano Scalo
Albi
Cortale
Belvedere Marittimo
Vibo Marina
Rogliano
San Sosti
Mammola - Limina C.C.
Cropalati
Rogliano
Cosenza
Cosenza
Roccabernarda -Serrarossa
Tiriolo
Gioiosa Ionica
Feroleto della Chiesa
Martirano
Martirano
Gioiosa Ionica
Rogliano
Sinopoli
Feroleto della Chiesa
San Nicola dell'Alto
Montebello Ionico
Domanico
Petronà
Tiriolo
Mileto
1940
2830
1000
3100
2160
2040
3090
2800
2760
1970
1580
2830
2460
1000
3150
3150
2890
1030
1130
2690
2740
2200
1000
1360
1180
1130
1850
2830
3100
2800
3000
3090
2160
1410
3000
1010
1010
1580
2890
2160
2690
3000
3000
2160
3000
2560
2690
1570
2380
1000
1580
2890
2800
Palermiti
Filadelfia
Domanico
Belvedere Marittimo
Gioiosa Ionica
Monasterace - Punta Stilo
Cetraro Superiore
Vibo Valentia
Joppolo
Soverato Marina
Cerenzia
Filadelfia
Reggio Calabria - Arasi'
Domanico
Laino Borgo
Laino Borgo
Tiriolo
San Pietro in Guarano
Torano Scalo
Feroleto della Chiesa
Rosarno
Antonimina
Domanico
Longobucco
Castrovillari
Torano Scalo
Catanzaro
Filadelfia
Belvedere Marittimo
Vibo Valentia
Rogliano
Cetraro Superiore
Gioiosa Ionica
Cariati Marina
Rogliano
Cosenza
Cosenza
Cerenzia
Tiriolo
Gioiosa Ionica
Feroleto della Chiesa
Rogliano
Rogliano
Gioiosa Ionica
Rogliano
Sinopoli
Feroleto della Chiesa
Savelli
Montebello Ionico
Domanico
Cerenzia
Tiriolo
Vibo Valentia
MOLOCHIO
MONASTERACE
MONGIANA
MONGRASSANO
MONTALTO UFFUGO
MONTAURO
MONTEBELLO IONICO
MONTEGIORDANO
MONTEPAONE
MONTEROSSO CALABRO
MORANO CALABRO
MORMANNO
MOTTA S. GIOVANNI
MOTTA S. LUCIA
MOTTAFOLLONE
NARDODIPACE
NICOTERA
NOCARA
NOCERA TIRINESE
OLIVADI
OPPIDO MAMERTINA
ORIOLO CALABRO
ORSOMARSO
PALERMITI
PALIZZI
PALLAGORIO
PALMI
PALUDI
PANETTIERI
PAOLA
PAPASIDERO
PARENTI
PARGHELIA
PATERNO CALABRO
PAZZANO
PEDACE
PEDIVIGLIANO
PENTONE
PETILIA POLICASTRO
PETRIZZI
PETRONA'
PIANE CRATI
PIANOPOLI
PIETRAFITTA
PIETRAPAOLA
PIZZO
PIZZONI
PLACANICA
PLATACI
PLATANIA
PLATÌ
POLIA
POLISTENA
2580
2040
2086
1135
1060
1940
2380
870
1940
2820
3160
3150
2380
3010
1230
2090
2760
870
3010
1940
2540
870
3180
1940
2290
1640
2530
1380
1825
3060
3180
2990
2780
1000
2072
1010
3010
1830
1755
1940
1735
3000
2940
1010
1380
2804
2650
2072
900
2940
2230
2820
2600
Molochio
Monasterace - Punta Stilo
Mongiana
Fitterizzi
Montalto Uffugo
Palermiti
Montebello Ionico
Oriolo
Palermiti
Monterosso Calabro
Campotenese
Laino Borgo
Montebello Ionico
Martirano
San Sosti
Fabrizia
Joppolo
Oriolo
Martirano
Palermiti
Santa Cristina d'Aspromonte
Oriolo
Papasidero
Palermiti
Staiti
San Nicola dell'Alto
Palmi
Cropalati
Taverna - Ciricilla
Paola
Papasidero
Parenti
Zungri
Domanico
Stignano
Cosenza
Martirano
Albi
Petilia Policastro - Pagliarelle
Palermiti
Petronà
Rogliano
Nicastro - Bella
Cosenza
Cropalati
Vibo Marina
Pizzoni
Stignano
Albidona
Nicastro - Bella
Plati'
Monterosso Calabro
Cittanova
2600
2040
2090
1130
3060
1940
2380
900
1940
2830
3160
3160
2380
3000
3090
2090
2760
900
1000
1940
2540
900
3160
1940
2290
1570
2530
1380
2990
3060
3150
2990
2760
1000
2040
1010
3000
2890
1580
1940
1850
3000
2890
1010
1380
2800
1980
2040
900
2890
2230
2830
2600
Cittanova
Monasterace - Punta Stilo
Fabrizia
Torano Scalo
Paola
Palermiti
Montebello Ionico
Albidona
Palermiti
Filadelfia
Campotenese
Campotenese
Montebello Ionico
Rogliano
Cetraro Superiore
Fabrizia
Joppolo
Albidona
Domanico
Palermiti
Santa Cristina d'Aspromonte
Albidona
Campotenese
Palermiti
Staiti
Savelli
Palmi
Cropalati
Parenti
Paola
Laino Borgo
Parenti
Joppolo
Domanico
Monasterace - Punta Stilo
Cosenza
Rogliano
Tiriolo
Cerenzia
Palermiti
Catanzaro
Rogliano
Tiriolo
Cosenza
Cropalati
Vibo Valentia
Serra San Bruno
Monasterace - Punta Stilo
Albidona
Tiriolo
Plati'
Filadelfia
Cittanova
PORTIGLIOLA
PRAIA A MARE
REGGIO CALABRIA
RENDE
RIACE
RICADI
RIZZICONI
ROCCA DI NETO
ROCCA IMPERIALE
ROCCABERNARDA
ROCCAFORTE DEL GRECO
ROCCELLA JONICA
ROGGIANO GRAVINA
ROGHUDI
ROGLIANO
ROMBIOLO
ROSARNO
ROSE
ROSETO CAPO SPULICO
ROSSANO
ROTA GRECA
ROVITO
S. AGATA DEL BIANCO
S. AGATA D'ESARO
S. ALESSIO IN ASPROMONTE
S. ANDREA APOSTOLO DELLO IONIO
S. BASILE
S. BENEDETTO ULLANO
S. CALOGERO
S. CATERINA ALBANESE
S. CATERINA DELLO IONIO
S. COSMO ALBANESE
S. COSTANTINO CALABRO
S. CRISTINA D'ASPROMONTE
S. DEMETRIO CORONE
S. DOMENICA TALAO
S. DONATO DI NINEA
S. EUFEMIA D'ASPROMONTE
S. FERDINANDO
S. FILI
S. FLORO
S. GIORGIO ALBANESE
S. GIORGIO MORGETO
S. GIOVANNI DI GERACE
S. GIOVANNI IN FIORE
S. GREGORIO D'IPPONA
S. ILARIO DELLO IONIO
S. LORENZO
S. LORENZO BELLIZZI
S. LORENZO DEL VALLO
S. LUCA
S. LUCIDO
S. MANGO D'AQUINO
2200
3161
2450
1010
2072
2815
2610
1740
870
1740
2340
2130
1140
2340
3000
2730
2740
1030
865
1380
1135
1030
2270
1230
2466
1970
1195
1060
2730
1135
2025
1324
2730
2540
1140
3180
1230
2560
2740
1060
1865
1324
2600
2710
1580
2800
2210
2340
924
1140
2260
3060
3010
Antonimina
Tortora
Reggio Calabria
Cosenza
Stignano
Capo Vaticano
Rizziconi
San Mauro Marchesato
Oriolo
San Mauro Marchesato
Roccaforte del Greco
Roccella Ionica
Tarsia
Roccaforte del Greco
Rogliano
Mileto
Rosarno
San Pietro in Guarano
Roseto Capo Spulico
Cropalati
Fitterizzi
San Pietro in Guarano
Sant'Agata del Bianco
San Sosti
Sant'Alessio in Aspromonte
Soverato Marina
Lungro
Montalto Uffugo
Mileto
Fitterizzi
Santa Caterina dello Ionio
Corigliano Calabro
Mileto
Santa Cristina d'Aspromonte
Tarsia
Papasidero
San Sosti
Sinopoli
Rosarno
Montalto Uffugo
Borgia - Roccelletta
Corigliano Calabro
Cittanova
Mammola - Limina C.C.
Cerenzia
Vibo Valentia
Ardore Superiore
Roccaforte del Greco
Cerchiara di Calabria
Tarsia
San Luca
Paola
Martirano
2200
3150
2450
1010
2040
2760
2610
1580
900
1580
2340
2130
1140
2340
3000
2760
2740
1030
900
1380
1130
1030
2270
3090
2460
1970
1180
3060
2740
3090
2040
1120
2800
2540
1140
3150
3160
2560
2740
3060
1850
1120
2600
2160
1580
2800
2210
2340
970
1140
2260
3060
1000
Antonimina
Laino Borgo
Reggio Calabria
Cosenza
Monasterace - Punta Stilo
Joppolo
Rizziconi
Cerenzia
Albidona
Cerenzia
Roccaforte del Greco
Roccella Ionica
Tarsia
Roccaforte del Greco
Rogliano
Joppolo
Rosarno
San Pietro in Guarano
Albidona
Cropalati
Torano Scalo
San Pietro in Guarano
Sant'Agata del Bianco
Cetraro Superiore
Reggio Calabria - Arasi'
Soverato Marina
Castrovillari
Paola
Rosarno
Cetraro Superiore
Monasterace - Punta Stilo
Acri
Vibo Valentia
Santa Cristina d'Aspromonte
Tarsia
Laino Borgo
Campotenese
Sinopoli
Rosarno
Paola
Catanzaro
Acri
Cittanova
Gioiosa Ionica
Cerenzia
Vibo Valentia
Ardore Superiore
Roccaforte del Greco
Cassano allo Ionio
Tarsia
San Luca
Paola
Domanico
S. MARCO ARGENTANO
S. MARIA DEL CEDRO
S. MARTINO DI FINITA
S. MAURO MARCHESATO
S. NICOLA ARCELLA
S. NICOLA DA CRISSA
S. NICOLA DELL'ALTO
S. ONOFRIO
S. PIETRO A MAIDA
S. PIETRO APOSTOLO
S. PIETRO DI CARIDÀ
S. PIETRO IN AMANTEA
S. PIETRO IN GUARANO
S. PROCOPIO
S. ROBERTO
S. SEVERINA
S. SOFIA D'EPIRO
S. SOSTENE
S. SOSTI
S. STEFANO DI ROGLIANO
S. STEFANO IN ASPROMONTE
S. VINCENZO LA COSTA
S. VITO SULLO IONIO
SAMO
SANGINETO
SARACENA
SATRIANO
SAVELLI
SCALA COELI
SCALEA
SCANDALE
SCIDO
SCIGLIANO
SCILLA
SELLIA
SELLIA MARINA
SEMINARA
SERRA D'AIELLO
SERRA PEDACE
SERRA S. BRUNO
SERRASTRETTA
SERRATA
SERSALE
SETTINGIANO
SIDERNO
SIMBARIO
SIMERI CRICHI
SINOPOLI
SORBO S. BASILE
SORIANELLO
SORIANO CALABRO
SOVERATO
SOVERIA MANNELLI
1135
3100
1135
1740
3161
2650
1640
2802
2924
2890
2665
3040
1030
2560
2512
1740
1120
1970
1230
3000
2466
1060
1960
2270
3100
1195
1970
1570
1410
3180
1740
2540
3000
2510
1820
1820
2530
3040
1010
1980
2890
2665
1735
2890
2160
1980
1820
2560
1830
2650
2650
1970
3010
Fitterizzi
Belvedere Marittimo
Fitterizzi
San Mauro Marchesato
Tortora
Pizzoni
San Nicola dell'Alto
Vibo Valentia - Longobardi
Cortale
Tiriolo
Dinami - San Pietro di Caridà
Amantea
San Pietro in Guarano
Sinopoli
Scilla - Villaggio del Pino
San Mauro Marchesato
Acri
Soverato Marina
San Sosti
Rogliano
Sant'Alessio in Aspromonte
Montalto Uffugo
Chiaravalle Centrale
Sant'Agata del Bianco
Belvedere Marittimo
Lungro
Soverato Marina
Savelli
Cariati Marina
Papasidero
San Mauro Marchesato
Santa Cristina d'Aspromonte
Rogliano
Scilla
Soveria Simeri
Soveria Simeri
Palmi
Amantea
Cosenza
Serra San Bruno
Tiriolo
Dinami - San Pietro di Caridà
Petronà
Tiriolo
Gioiosa Ionica
Serra San Bruno
Soveria Simeri
Sinopoli
Albi
Pizzoni
Pizzoni
Soverato Marina
Martirano
1130
3100
1130
1580
3150
1960
1580
2800
2830
2890
2690
1000
1030
2560
2510
1580
1120
1960
3090
3000
2460
3060
1960
2270
3100
1180
1970
1570
1410
3100
1580
2540
3000
2510
1850
1850
2530
1000
1010
1980
2890
2690
1850
2890
2160
1980
1850
2560
2890
1980
1980
1970
2990
Torano Scalo
Belvedere Marittimo
Torano Scalo
Cerenzia
Laino Borgo
Chiaravalle Centrale
Cerenzia
Vibo Valentia
Filadelfia
Tiriolo
Feroleto della Chiesa
Domanico
San Pietro in Guarano
Sinopoli
Scilla
Cerenzia
Acri
Chiaravalle Centrale
Cetraro Superiore
Rogliano
Reggio Calabria - Arasi'
Paola
Chiaravalle Centrale
Sant'Agata del Bianco
Belvedere Marittimo
Castrovillari
Soverato Marina
Savelli
Cariati Marina
Belvedere Marittimo
Cerenzia
Santa Cristina d'Aspromonte
Rogliano
Scilla
Catanzaro
Catanzaro
Palmi
Domanico
Cosenza
Serra San Bruno
Tiriolo
Feroleto della Chiesa
Catanzaro
Tiriolo
Gioiosa Ionica
Serra San Bruno
Catanzaro
Sinopoli
Tiriolo
Serra San Bruno
Serra San Bruno
Soverato Marina
Parenti
SOVERIA SIMERI
SPADOLA
SPEZZANO ALBANESE
SPEZZANO DELLA SILA
SPEZZANO PICCOLO
SPILINGA
SQUILLACE
STAITI
STALETTI'
STEFANACONI
STIGNANO
STILO
STRONGOLI
TARSIA
TAURIANOVA
TAVERNA
TERRANOVA DA SIBARI
TERRANOVA SAPPO MINULIO
TERRAVECCHIA
TIRIOLO
TORANO CASTELLO
TORRE DI RUGGIERO
TORTORA
TREBISACCE
TRENTA
TROPEA
UMBRIATICO
VACCARIZZO ALBANESE
VALLEFIORITA
VALLELONGA
VARAPODIO
VAZZANO
VERBICARO
VERZINO
VIBO VALENTIA
VILLA S. GIOVANNI
VILLAPIANA
ZACCANOPOLI
ZAGARISE
ZAMBRONE
ZUMPANO
ZUNGRI
1820
1980
1140
1030
1030
2760
1940
2290
1940
2800
2072
2072
1640
1140
2580
1830
1140
2580
1410
2890
1135
1960
3161
900
1010
2815
1640
1324
1940
2650
2580
2650
3180
1570
2800
2495
930
2780
1820
2780
1010
2780
Soveria Simeri
Serra San Bruno
Tarsia
San Pietro in Guarano
San Pietro in Guarano
Joppolo
Palermiti
Staiti
Palermiti
Vibo Valentia
Stignano
Stignano
San Nicola dell'Alto
Tarsia
Molochio
Albi
Tarsia
Molochio
Cariati Marina
Tiriolo
Fitterizzi
Chiaravalle Centrale
Tortora
Albidona
Cosenza
Capo Vaticano
San Nicola dell'Alto
Corigliano Calabro
Palermiti
Pizzoni
Molochio
Pizzoni
Papasidero
Savelli
Vibo Valentia
Reggio Calabria - Catona
Villapiana Scalo
Zungri
Soveria Simeri
Zungri
Cosenza
Zungri
1850
1980
1140
1030
1030
2760
1940
2290
1940
2800
2040
2040
1580
1140
2600
2890
1140
2600
1410
2890
1130
1960
3150
900
1010
2760
1570
1120
1940
1980
2540
1980
3100
1570
2800
2510
930
2760
1850
2800
1010
2760
Catanzaro
Serra San Bruno
Tarsia
San Pietro in Guarano
San Pietro in Guarano
Joppolo
Palermiti
Staiti
Palermiti
Vibo Valentia
Monasterace - Punta Stilo
Monasterace - Punta Stilo
Cerenzia
Tarsia
Cittanova
Tiriolo
Tarsia
Cittanova
Cariati Marina
Tiriolo
Torano Scalo
Chiaravalle Centrale
Laino Borgo
Albidona
Cosenza
Joppolo
Savelli
Acri
Palermiti
Serra San Bruno
Santa Cristina d'Aspromonte
Serra San Bruno
Belvedere Marittimo
Savelli
Vibo Valentia
Scilla
Villapiana Scalo
Joppolo
Catanzaro
Vibo Valentia
Cosenza
Joppolo
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
4.2.7. Procedura per l’analisi idrologica di base di un generico caso di studio
Facendo riferimento ad una scala di tipo comunale, al fine di verificare se uno o più fenomeni di instabilità
accaduti su un dato territorio possono avere come causa innescante le precipitazioni verificatesi nei
giorni/settimane antecedenti, occorre effettuare un confronto fra i dati pluviometrici e le informazioni circa
le date di mobilizzazione.
Il primo passo da effettuare è quello di vedere quale pluviometro occorre prendere in considerazione
nell’analisi delle precipitazioni che hanno potuto verosimilmente innescare la/le mobilizzazioni di cui si
conosce presumibilmente la/le data/e.
La relativa analisi idrologica, come riportato nei casi di studio oggetto del presente progetto, ha perciò
inizio con la scelta della stazione di riferimento, fra quelle dell’elenco “F” e quelle dell’elenco “FO”. Se si
tratta di analisi storica, nel caso si dovesse verificare il caso di avere, per lo stesso comune, stazioni
differenti relative ai due elenchi, la scelta ovviamente ricade su quella inclusa nell’elenco “FO”.
Individuata la stazione, vengono indicate le sue caratteristiche (quota sul livello medio del mare; tipologia
di strumento; data di inzio del funzionamento) e, sulla base delle indicazioni della fig. 4.2.6-2, la tipologia di
omogeneità della serie storica (omogeneizzata, omogenea di 1°, omogenea di 2° livello).
Quindi, si indicano i dati statistici principali della serie: media annua, anno più piovoso, anno più secco,
numero medio di giorni piovosi in un anno, massimo e minimo assoluti di giorni piovosi con i relativi anni.
L’analisi si sposta, poi, sulle piogge giornaliere, riportando il massimo registrato nella serie storica e la data
in cui lo stesso è stato misurato. Detta analisi viene supportata anche da una figura riportante l’andamento
cronologico delle piogge giornaliere, da cui si evidenziano i massimi registrati nella serie e le relative date.
Per le finalità del presente progetto, risulta interessante, nell’ambito dell’analisi idrologica, rilevare nella
serie storica gli eventi di pioggia, considerando per “evento di pioggia” un numero consecutivo di giorni
caratterizzati da valori di pioggia giornaliera diversi da zero. Gli eventi vengono ordinati considerando come
parametro di riferimento e la pioggia cumulata d’evento e la pioggia giornaliera media d’evento, derivante
dal rapporto fra pioggia cumulata d’evento (in mm) e durata dell’evento stesso (in giorni). In apposite
tabelle si riportano, considerando l’uno e l’altro parametro, i primi 10 eventi, indicando anche la durata in
giorni dell’evento e la massima pioggia giornaliera registrata nell’evento, con la relativa data. Dalle tabelle
si può quindi avere un primo riscontro su quali siano stati i maggiori eventi pluviometrici e l’eventuale
corrispondenza con le date di segnalazione di dissesto, riportate in altra sezione.
Questo confronto viene effettuato in modo più dettagliato per i due casi di studio (loc. Fria nel Comune di
Bisignano e loc. Abbazzata del Comune di San Mango d’Aquino), che rappresentano le applicazioni delle
metodologie proposte per lo studio definitivo.
Per questi casi, infatti, si riportano le figure con gli andamenti cronologici delle precipitazioni cumulate con
diverse finestre temporali: intervalli brevi di cumulazione (10-15 gg.), intervalli medi (60-120 gg.), intervalli
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
lunghi (18 mesi). Sulle stesse figure vengono indicate anche le date delle segnalazioni di dissesto rilevate
per le citate località, in modo da avere una prima idea se il dissesto possa essere stato causato da
precipitazioni di breve cumulazione o innescato da piogge distribuite su un arco di tempo più lungo.
L’analisi così impostata permette di effettuare un inquadramento idrologico di base necessario sia per la
conoscenza delle possibili cause innescanti il fenomeno sia per l’applicazione di modelli più complessi che
permettono di analizzare in maggior dettaglio i possibili legami fra l’evento franoso e la precipitazione
verificatasi nei periodi temporali antecedenti.
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Figura 4.2.6-2 Topoieti relativi alle 57 stazioni attualmente funzionanti con serie storiche
omogenee (elenco “FO”).
Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
4.2.8. Alcune considerazioni sulla scelta delle serie storiche di pioggia
Nella scelta del pluviometro di riferimento per un dato comune può sorgere una differenza fra ciò che
indica il Centro MeteoIdrologico della Regione Calabria, che ha utilizzato come criterio di scelta del
pluviometro quello il cui poligono di influenza comprende la maggior parte del territorio comunale, e
quanto può derivare dall’applicazione di criteri diversi, come quello adottato nel presente progetto, che
individua come pluviometro rappresentativo del comune quello il cui poligono di influenza comprende il
centro abitato del comune stesso.
A titolo di esempio, vengono qui proposti i confronti fra le notizie di mobilizzazione relative al territorio del
Comune di Altomonte e le piogge (giornaliere e cumulate con diverse finestre temporali di aggregazione)
utilizzando sia la serie storica del pluviometro di Lungro, indicata dal Centro MeteoIdrologico della Regione
Calabria, sia la serie storica del pluviometro di Castrovillari utilizzata nell’ambito del presente progetto per
effettuare l’inquadramento idrologico del territorio comunale. Il confronto è limitato solo al periodo in cui
entrambi i pluviometri risultavano funzionanti e cioè dal 19/12/2001, in quanto solo da detta data
l’apparecchio di Lungro è in funzione. Nelle tabelle 4.2.8-1 e 4.2.8-2, per ogni data in cui si è registrata una
notizia di mobilizzazione, vengono riportati i ranghi delle precipitazioni relativamente alla stessa data, sia
giornaliera sia per diversi giorni/settimane/mesi di cumulazione, suddivisi per fasce di range, con
riferimento alla serie di Lungro (4.2.8-1) e alla serie di Castrovillari (4.2.8-2).
Il confronto fra le due tabelle, a parte quei dati non confrontabili perché una delle due stazioni ha dati
mancanti, evidenzia la presenza di differenze anche di un certo rilievo. Si veda, ad esempio, il caso della
mobilizzazione del 21/12/2006, per la quale il pluviometro di Lungro registra piogge cumulate (fino a 10
gg.) con ranghi molto bassi (fino alla 10.a posizione) e il pluviometro di Castrovillari, invece, registra piogge
con ranghi notevolmente più elevati (500-1000). Analogo discorso può farsi per la data del 26/03/2007;
mentre per la data del 02/02/2009 le piogge registrate su entrambi i pluviometri evidenziano ranghi bassi,
comunque confrontabili.
Un altro tipo di problematica è quello legato alla omogeneità delle serie storiche che si vanno ad utilizzare.
Nelle elaborazioni relative all’inquadramento idrologico delle aree di studio, come riportato nel par. 4.2.7.,
si è fatto riferimento esclusivamente a serie omogenee o rese tali con le procedure indicate. Questa è
sicuramente la procedura più giusta da seguire, ma non sempre ciò è possibile, con il rischio quindi di
effettuare errori di valutazione nelle analisi di confronto fra notizie di mobilizzazione e precipitazioni
(giornaliere o cumulate).
Vengono, infatti, qui proposti i confronti fra notizie di mobilizzazione e piogge utilizzando sia la serie storica
omogeneizzata, sia la serie storica originaria sempre relativa allo stesso pluviometro. Il caso di studio è
quello di San Mango d’Aquino per il quale il pluviometro di riferimento è quello di Domanico, la cui seria
storica è stata omogeneizzata. Le tabelle 4.2.8-3 e 4.2.8-4 forniscono la stessa tipologia di informazione di
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
cui alle tabelle 4.2.8-1 e 4.2.8-2: la tabella 4.2.8-3 fa riferimento alla serie omogeneizzata, la tabella 4.2.8-4
alla serie grezza.
Il confronto fra le due tabelle evidenzia alcune differenze anche di un certo rilievo, come ad esempio per le
piogge riferite alla notizia di mobilizzazione del 24/11/1998. Mentre la serie originaria, per detta data,
fornisce dati di pioggia, di uno o più giorni di cumulazione, che si collocano in posizioni superiori a 1000, la
serie omogeneizzata, invece, per gli stessi intervalli di cumulazione, segnala ranghi nettamente inferiori: la
pioggia cumulata di 3 e 5 giorni, infatti, risulta rispettivamente al 100° e all’83° posto. Differenze di
posizione, anche se non così rilevanti, si registrano anche per le notizie di mobilizzazione relative alle date
04/01/1980, 18/01/1985, 18/03/1985, 19/02/1986, 13/04/1987. Dette differenze riguardano piogge per un
numero limitato di giorni di cumulazione, che per la serie omogeneizzata risultano di ranghi inferiori
rispetto alla serie originaria.
Se si dovesse, invece, operare un confronto su una scala di maggior dettaglio rispetto a quella comunale,
concentrando cioè l’attenzione su un versante o una zona di un territorio oggetto di uno o più
mobilizzazioni, allora può operarsi una scelta diversa fra quelle fin qui esaminate. Si può, cioè, decidere di
non considerare le serie storiche del pluviometro di riferimento a scala comunale, ma, con la ricostruzione
dei poligoni di Thiessen, verificare se la località ricade nel poligono relativo ad un altro pluviometro,
oppure, ancora, ricostruire una serie sintetica di dati di pioggia in cui ogni dato è media dei dati dei
pluviometri vicini, pesati rispetto alla distanza degli stessi dalla località oggetto di indagine.
Viene qui proposto, ad esempio, fra i casi oggetto di studio del presente progetto, il confronto delle piogge
con la notizia di mobilizzazione del 09/02/2010, relativa a contrada Fria del Comune di Bisignano, il cui
pluviometro di riferimento risulta quello di Torano Scalo (cod. 1130). Come si vede dalla fig. 4.2.8-1,
tracciando i poligoni di Thiessen si rileva che contrada Fria ricade nel poligono relativo al pluviometro di
Tarsia (cod. 1140).
La tab. 4.2.8-5 riporta l’analisi, come per gli esempi precedenti, effettuata utilizzando la serie storica del
pluviometro di Torano Scalo (omogenea di primo livello), che è quello di riferimento per il comune di
Bisignano. La tab. 4.2.8-6 presenta analoga analisi utilizzando la serie del pluviometro di Tarsia (serie
omogeneizzata), il cui poligono comprende località Fria.
Il confronto fra le due tabelle evidenzia alcune differenze, anche se non molto evidenti. In particolare, si
evince che l’utilizzo, in questo caso, della stazione considerata rappresentativa per il comune conduce a
valutazioni delle piogge per larghe finestre temporali (da 18 a 33 mesi) che non è possibile effettuare con la
stazione di Tarsia, per problemi di non funzionamento della stazione.
Un altro tipo di approccio che può essere adottato in questo tipo di analisi è quello di considerare, al posto
delle piogge (giornaliere o cumulate), gli eventi di pioggia, valutando i ranghi della massima pioggia
giornaliera d’evento, della sua pioggia giornaliera media, della pioggia cumulata d’evento. L’inconveniente
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
in questo tipo di analisi sta nel fatto che la data della possibile segnalazione può cadere all’inizio o
comunque all’interno dell’intero evento pluviometrico, per cui nell’analisi di confronto entrerebbero in
gioco valori di pioggia che in fondo non hanno niente a che vedere con l’innesco del fenomeno di
mobilizzazione.
In ogni caso, in questo tipo di analisi, non può dedursi una regola generale valida per tutti i casi. Ogni caso
deve essere analizzato singolarmente cercando di valutare qual’è la stazione pluviometrica più idonea per
effettuare gli opportuni confronti. Può capitare, ad esempio che in corrispondenza di una data non siano
state registrate piogge (giornaliere o cumulate) significative, né per il pluviometro di riferimento per quel
dato comune, né per i pluviometri limitrofi. A questo punto, allora, l’approccio critico va rivolto verso la
data segnalata di mobilizzazione, cercando di investigare se la fonte dell’informazione è attendibile e se
nella stessa data si sono verificate altre mobilizzazioni significative nei comuni limitrofi. Solo un approccio
critico, quindi, ottenibile con l’esame di ogni singola segnalazione e delle relative piogge che possono aver
causato il dissesto, può condurre a deduzioni di una certa significatività circa i possibili scenari di innesco
pluviometrico di eventi franosi.
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Tab. 4.2.8-1 - Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza delle segnalazioni per il
caso di Altomonte (serie storica di Lungro, rappresentativa per il Centro MeteoIdrografico – Regione
Calabria - del territorio comunale di Altomonte).
Data Segnalazione Rango 1g Rango 3gg Rango 5gg Rango 10gg Rango 15gg Rango 30gg Rango 60gg Rango 90ggRango 120ggRango 6mmRango 9mmRango 18mmRango 21mmRango 24mmRango 30mmRango 33mm
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Tab. 4.2.8-2 Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza delle segnalazioni per il
caso di Altomonte (serie storica di Castrovillari, rappresentativa nell’ambito del presente progetto del
territorio comunale di Altomonte).
Data
Segnalazione
Rango 1g
Rango
3gg
Rango
5gg
Rango
10gg
Rango
15gg
Rango
30gg
Rango
60gg
Rango
90gg
Rango
120gg
Rango
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Rango
9mm
Rango
18mm
Rango
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Rango
24mm
Rango
30mm
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Tab. 4.2.8-3 Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza delle segnalazioni per il caso di San Mango d’Aquino (serie storica di
Domanico omogeneizzata).
Data Segnalazione Rango 1g Rango 3gg Rango 5gg Rango 10gg Rango 15gg Rango 30gg Rango 60gg Rango 90gg Rango 120gg Rango 6mm Rango 9mm Rango 18mm Rango 21mm Rango 24mm Rango 30mm Rango 33mm
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Tab. 4.2.8-4 Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza delle segnalazioni per il caso di San Mango d’Aquino (serie storica di
Domanico originaria, non omogenea).
Data Segnalazione Rango 1g Rango 3gg Rango 5gg Rango 10gg Rango 15gg Rango 30gg Rango 60gg Rango 90gg Rango 120gg Rango 6mm Rango 9mm Rango 18mm Rango 21mm Rango 24mm Rango 30mm Rango 33mm
28/11/1944
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10/11/1953
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23/11/1959
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04/01/1980
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12/01/1982
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18/01/1985
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18/03/1985
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19/02/1986
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13/04/1987
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05/01/1988
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10/03/1988
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11/05/1988
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24/11/1988
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29/01/1993
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06/10/1996
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11/09/1999
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18/02/2001
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22/09/2005
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03/02/2009
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Fig. 4.2.8-1 – Ubicazione della località Fria (pallino nero) del Comune di Bisignano, in relazione ai topoieti
delle stazioni di Acri (1120), Torano (1130) e Tarsia (1140), in cui la stessa località ricade.
Fig. 4.2.8-5 Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza della segnalazione del 09/02/2010 per il caso di Bisignano contrada Fria (serie
storica di Torano - omogenea).
Data Segnalazione Rango 1g Rango 3gg Rango 5gg Rango 10gg Rango 15gg Rango 30gg Rango 60gg Rango 90gg Rango 120gg Rango 6mm Rango 9mm Rango 18mm Rango 21mm Rango 24mm Rango 30mm Rango 33mm
09/02/2010
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Tab. 4.2.8-6 Ranghi delle precipitazioni giornaliere e cumulate in corrispondenza della segnalazione del 09/02/2010 per il caso di Bisignano contrada Fria (serie
storica di Tarsia - omogeneizzata).
Data Segnalazione Rango 1g Rango 3gg Rango 5gg Rango 10gg Rango 15gg Rango 30gg Rango 60gg Rango 90gg Rango 120gg Rango 6mm Rango 9mm Rango 18mm Rango 21mm Rango 24mm Rango 30mm Rango 33mm
09/02/2010
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
POR Calabria 2000-2006 – Misura 1.4 Sistemi Insediativi
LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Bibliografia
4.2.2.
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Consiglio Nazionale delle Ricerche – Istituto di Ricerca per la Protezione Idrogeologica – Istituto di Scienze dell’Atmosfera e del Clima,
Università della Calabria - Dipartimento di Difesa del Suolo - Dipartimento di Scienze della Terra,
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
4.3. Soglie di innesco pluviometrico con il modello FLaIR
(Versace P., Capparelli G.)
4.3.1. Introduzione
Le calamità naturali quali i terremoti, le alluvioni, le eruzioni vulcaniche ed i fenomeni franosi sono causa di
dissesto idrogeologico sul quale, negli ultimi anni, si è andata sempre più sensibilizzando l’attenzione tanto
dell’opinione pubblica quanto del mondo scientifico.
Fra i diversi fenomeni connessi al dissesto idrogeologico, oggetto di interesse della relazione sono i
movimenti franosi la cui attivazione sia imputabile alle piogge.
In particolare, l’attenzione è rivolta alla modellazione matematica della fase d’innesco, indispensabile per
l’identificazione delle condizioni critiche o delle soglie pluviometriche di innesco, al cui raggiungimento è
associata una condizione di elevato rischio.
La possibilità di modellare le relazioni piogge-frane è di grande utilità in molti casi applicativi, perché
fornisce gli elementi informativi necessari per attivare opportuni interventi sia di tipo strutturale, per il
consolidamento e la stabilizzazione del versante, che di tipo non strutturale, quali i sistemi di preannuncio.
L’argomento è di chiaro stampo interdisciplinare ed abbraccia le competenze del geologo, dell’idrologo,
dell’idraulico, del geotecnico.
La letteratura fornisce numerosi esempi di modelli che, dall’analisi dei dati riguardanti i movimenti franosi
osservati, forniscono relazioni tra le precipitazioni meteoriche e le frane da esse innescate.
Analizzando questi modelli, appare subito evidente come essi risultino molto diversi tra loro, in primo
luogo, perché differenti sono i meccanismi attraverso i quali le piogge incidono sulla stabilità dei versanti.
Per fornire un esempio di ciò, è utile rifarsi ad una sintesi proposta da Cascini e Versace (1986), dove
vengono discusi alcuni esempi di instabilità di versante in relazione alle caratteristiche delle piogge
innescanti
Per le formazioni rocciose gli eventi pluviometrici in grado di innescare il movimento sono diversi, secondo
le caratteristiche dell’ammasso roccioso.
Piogge brevi e intense nel caso di formazioni sostanzialmente integre, che si mobilitano in seguito al
riempimento delle fratture, piogge prolungate, invece, nel caso di formazioni molto fratturate, nelle quali
l’innalzamento della falda procede molto lentamente.
Per i terreni residuali e colluviali, la cui stabilità è assicurata da pressioni neutre negative presenti al di
sopra della falda (Brand, 1984), le instabilità possono essere causate da precipitazioni atmosferiche
estremamente intense e brevi, anche della durata massima di qualche decina di minuti, per il repentino
annullamento delle pressioni neutre negative.
Diverso è il comportamento di coltri superficiali di spessore anche molto ridotto che, attivandosi per
l’aumento di pressioni neutre positive, richiedono piogge relativamente più persistenti, anche di minore
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
intensità (Govi et al., 1984; Cancelli e Nova, 1985). In simili casi il fenomeno può essere fortemente
influenzato anche delle condizioni stratigrafiche locali.
L’influenza della stratigrafia sulla relazione tra eventi pluviometrici e movimenti franosi può assumere
notevole rilevanza anche nei movimenti franosi profondi, specie quando l’andamento del fenomeno è
strettamente subordinato al regime delle pressioni neutre, che dipende non solo dall’acquifero avente sede
nel corpo frana ma anche dalla circolazione delle acque sotterranee nell’intero complesso geologico.
Altri elementi che contribuiscono a differenziare i modelli di analisi sono:
 la qualità e la quantità di dati idrologici, idraulici e geotecnici disponibili, da cui dipende il livello di
accuratezza;
 le scale spaziali di indagine, che possono comprendere tanto aree geografiche estese a livello di
un’intera regione, quanto aree più limitate, caratterizzate da una relativa omogeneità morfologica
e litologica.
La diversità fra i modelli nasce anche dalle metodologie adottate.
Come riportato in un lavoro di Rosso (2002), per valutare la pericolosità dei fenomeni franosi si possono
adottare diverse impostazioni. Infatti, è possibile identificare la suscettibilità di siti potenzialmente
pericolosi dall’indagine di campagna (Neely e Rice,1990); proiettare scenari di instabilità in base
all’inventario delle frane osservate (De Graff e Canuti,1988); analizzare i fattori che caratterizzano
l’instabilità dei pendii con tecniche di statistica multivariata (Carrara, 1983; Castellani e Castelli,1996);
gerarchizzare la stabilità dei pendii sulla base di criteri topografici, litologici, geomorfologici e geostrutturali
(Montgomery e Dietrich, 1994; Wu e Sidle, 1995; Pack et al.,1998); individuare i meccanismi di interazione
tra meccanica del terreno e dinamica dell’infiltrazione (Iverson, 2000; Cascini et al, 2003); introdurre soglie
pluviali di innesco sulla base dei dissesti osservati (Sirangelo et al., 1996).
Con il loro specifico contributo tutte queste impostazioni arricchiscono la conoscenza sulla complessa
fenomenologia e si adattano a diversi e specifici scopi applicativi.
Per quanto riguarda la modellistica descrittiva dell’attivazione pluviometrica dei movimenti franosi, i
modelli matematici considerati sono quelli idrologici.
Questi modelli si propongono di individuare valori soglia delle precipitazioni, o, più in generale, di
grandezze indice, dalle precipitazione derivate, al di sopra dei quali può innescarsi il movimento di terreno.
Questo approccio non richiede la complessa analisi degli aspetti più strettamente idraulici, geotecnici e
geologici connessi al processo di innesco della mobilizzazione, ma si limita ad individuare relazioni di
carattere semi-empirico capaci di descrivere efficacemente il legame tra causa ed effetto osservato.
Negli schemi più semplici l’evento di mobilizzazione del terreno è posto in relazione con le piogge
immediatamente precedenti l'evento o con le piogge cumulate su un più lungo periodo antecedente. Altri
modelli più articolati, invece, tendono ad individuare una trasformata della serie delle altezze di pioggia in
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ingresso i cui parametri vengono tarati in modo che essa attinga i valori massimi in occasione degli eventi
storici di movimento dei terreni.
Il modello idrologico FLaIR.
FLaIR è un modello idrologico di tipo empirico realizzato per l’analisi dei movimenti franosi innescati dalle
piogge.
Come tutti i modelli appartenenti a questa categoria, il modello FLaIR ha l’obiettivo di identificare il legame
diretto tra l'entità delle precipitazioni ed il manifestarsi degli eventi di mobilizzazione dei terreni. In
particolare, si propone di individuare valori di soglia delle precipitazioni, o, più precisamente, di una
grandezze indice al di sopra dei quali può innescarsi il movimento di terreno.
È importante osservare che lo studio dei movimenti franosi, secondo un approccio idrologico, non richiede
l’analisi degli aspetti più strettamente idraulici, geotecnici e geologici connessi al processo di innesco, ma
mira ad individuare significative relazioni di carattere semi-empirico, in grado di descrivere efficacemente il
legame tra la causa ed l’effetto osservato.
Il modello FLaIR, così come tutti i modelli idrologici, necessita di una fase di taratura e presuppone la
disponibilità di informazioni storiche relative ai fenomeni di movimento dei terreni.
In particolare, sono indispensabili due informazioni:
•
il tempo di inizio del movimento o dei movimenti franosi che si sono verificati nel passato;
•
l’andamento X (t ) delle intensità di pioggia espresse, ad esempio,. in mm/ora o mm/giorno in
un periodo di osservazione sufficientemente ampio e che contenga uno o più eventi di
mobilizzazione.
Negli schemi più semplici dei modelli idrologici, l’evento di mobilizzazione del terreno è posto in relazione
con le piogge immediatamente precedenti l'evento o con le piogge cumulate su un più lungo periodo
antecedente.
Nei modelli più articolati, come nel caso del modello FLaIR, si tende ad individuare una trasformata della
serie delle altezze di pioggia in ingresso, i cui parametri vengono tarati in modo che essa attinga i valori
massimi in occasione degli eventi storici di movimento franoso.
L’ipotesi fondamentale è l’esistenza di una funzione delle piogge Y (t ) = f [X (τ ),τ ≤ t ] legata in qualche
modo all’innesco del movimento franoso.
Tale funzione definisce la variabile idrologica di riferimento.
In particolare si cerca di associare:
•
la probabilità P[Et ] che si verifichi un evento franoso Et all’istante t,
•
ed una funzione Y (t ) che dipende dalle precipitazioni verificatesi prima dell’istante t.
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Il legame più semplice e largamente usato è quello a soglia, per cui definito con Ys il valore soglia si ha:
0 se Y (t ) ≤ Ys

P[Et ] = 
1 se Y (t ) > Y
s

(1)
che ipotizza una probabilità nulla (evento impossibile) per valori di Y (t ) non superiori ad Ys ed una
probabilità pari ad 1 (evento certo) per valori superiori.
Alla legge di trasformazione vengono, in genere, attribuite una o più d'una forma analitica, sempre di
natura molto generale, al fine di garantire la massima flessibilità al modello.
La scelte della struttura analitica è il risultato di una concettualizzazione del processo fisico.
L’uso del modello offre tanti vantaggi; per esempio:
•
la possibilità di effettuare un'analisi del fenomeno senza ricorrere a dettagliate conoscenze
circa i processi fisici in gioco,
•
l’implementazione sulla base di un limitato ammontare di dati (serie storiche delle piogge,
ubicazione e data degli eventi di mobilizzazione storici);
o, particolarmente importante,
•
l’ utilizzabilità anche in sede di previsione o di pianificazione degli interventi.
A tal proposito, si ricordano il sistema di preannuncio realizzato a Sarno e negli altri Comuni campani colpiti
dagli eventi del maggio 1998 (Versace et al., 1998) ed il sistema di previsione realizzato, in via sperimentale,
in Piemonte per il monitoraggio di alcuni movimenti franosi ricadenti nelle aree delle Langhe e delle Valli di
Lanzo (Capparelli et al., 2004).
Questi citati sono appunto esempi di sistemi di monitoraggio e di previsione implementati sulla base delle
risposte e delle procedure proposte dal modello FLaIR.
Allo stesso tempo non si possono nascondere alcuni svantaggi tra i quali:
•
la trasferibilità del modello da sottoporre sempre a verifica, essendo essi spesso legati a
particolari tipologie di mobilizzazioni (frane, debris-flow, mud-flow, ecc.) o, a particolari
tipologia di suoli;
•
il significato fisico dei parametri non sempre conseguibile, essendo questi usualmente ottenuti
attraverso processi di ottimizzazione e dunque di determinazione indiretta;
•
la limitata utilità nella descrizione dei reali processi fisici in gioco;
•
la difficoltà nel simulare l’effetto di interventi antropici.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Di sicuro, però, la semplicità delle procedure analitiche e la possibilità di sviluppare uno studio senza
ricorrere all’uso di onerose e complicate prove di sperimentazione in sito, rende il modello idrologico FLaIR
molto competitivo ed utilizzabile in contesti applicativi anche molto diversi fra loro.
4.3.2. La funzione di mobilizzazione e di trasferimento
L’analisi idrologica prevista dal modello FLaIR si applica ad una singola frana e si basa sull’identificazione
della funzione Y (t ) , indicata come funzione di mobilizzazione.
Tale funzione dipende, in ogni istante di tempo t, dalla quantità d'acqua infiltratasi nel sottosuolo prima
dell'istante stesso:
Y (t ) = f [I (u )]
−∞ < u ≤ t
(2)
essendo I (u ) l’intensità dell'infiltrazione al tempo u .
La funzione di mobilizzazione rappresenta un indicatore sintetico del rischio di mobilizzazione indotto dalle
piogge cadute in precedenza sul versante e viene definita analiticamente in modo da assumere solo valori
non negativi.
Trattandosi, inoltre, di un indicatore non è importante la conoscenza del suo valore assoluto, essendo il suo
impiego legato al rapporto tra i valori assunti in diversi istanti.
Ne consegue che la funzione Y (t ) può essere definita a meno di inessenziali costanti moltiplicative.
Il modello FlaIR assume come relazione tra la funzione di mobilizzazione Y (t ) e l’intensità dell’infiltrazione
I (u ) un legame di tipo convolutivo:
t
Y (t ) = c ∫ ψ (t − u )I (u )du
(3)
0
dove ψ (.) è la funzione di trasferimento (o filtro), e c è l’inessenziale costante moltiplicativa citata in
precedenza.
La funzione di trasferimento tiene conto in modo sintetico delle relazioni che intercorrono tra la stabilità
del pendio e le precipitazioni meteoriche.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Si possono adottare varie espressioni per la funzione di trasferimento, assicurando così al modello FLaIR
grande flessibilità e, quindi, la capacità di modellare situazioni caratterizzate da meccanismi di innesco
anche molto diversi tra loro.
Nel seguito, sono riportate le strutture analitiche che, dagli studi condotti, sono risultate essere più adatte
per una corretta e precisa identificazione della funzione Y (t ) .
Forma rettangolare, che rappresenta la più semplice struttura attribuibile alla funzione di
trasferimento
1 t 0
0
ψ (t ) = 
per 0 < t ≤ t 0
altrove
(4)
E’ facile verificare che, a meno dell’inessenziale fattore c, l’impiego dalla forma (4) assegna alla funzione di
mobilizzazione il valore dell’infiltrazione cumulata sull’intervallo di durata t 0 antecedente l’istante t . La
funzione uniforme è caratterizzata dall'unico parametro t 0 avente le dimensioni di un tempo. Essa dà luogo
a una funzione di mobilizzazione dal significato immediatamente comprensibile, ma numerose applicazioni
hanno mostrato che nella gran parte dei casi non è capace di riprodurre, neppure in modo approssimato, il
reale legame tra I (.) e Y (.) .
Forma esponenziale, altra struttura particolarmente semplice definita dalla seguente espressione:
ψ (t ) =
1 −t k
e
k
t ≥ 0; k > 0
(5)
che dà luogo ad un modello del tutto analogo al modello di trasformazione afflussi-deflussi del serbatoio
lineare. Anche la funzione esponenziale è caratterizzata dall'unico parametro k , avente le dimensioni di un
tempo. Come è immediatamente rilevabile, al contrario di quanto avviene con la funzione uniforme,
l’impiego di una funzione di trasferimento di tipo esponenziale comporta l’attribuzione di un peso via via
decrescente ai valori di I (u ) più remoti.
Forma gamma, definita dalla seguente espressione:
b a a−1 −bt
ψ (t ) =
t e
t ≥ 0; a > 0, b > 0
Γ( a )
(6)
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dove Γ(.) è la funzione gamma completa. Essa è caratterizzata da due parametri, a e b , il primo
adimensionale e il secondo avente le dimensioni del reciproco di un tempo. Per a = 1 viene riprodotta la
forma esponenziale, con b ≡ 1 / k .
La legge gamma è dotata di un sufficiente grado di flessibilità che si rivela particolarmente utile al fine di
riprodurre i diversi legami che possono intercorrere tra le quantità d’acqua infiltratesi e la mobilizzazione
del corpo franoso.
Forma beta caratterizzata dalla seguente espressione:
 (s − r )1− p − q

(t − r )p −1 (s − t )q −1
ψ (t ) =  B( p, q )
0
per r ≤ t ≤ s
altrove
p ≥ 1,q ≥ 1,r > 0,s > r
(7)
dove B(.) è la funzione beta completa (Abramowitz e Stegun, 1968). E’ caratterizzata da quattro parametri
p, q, r ed s, con i primi due adimensionali. I restanti due parametri, aventi le dimensioni di un tempo, sono
deputati a definire l'estensione dell'intervallo di efficacia dei contributi I (u ) e consentono di analizzare
situazioni in cui è efficace soltanto l’infiltrazione verificatisi in un intervallo di tempo limitato. Per p = q = 1
ed r = 0 viene riprodotta la forma rettangolare, con s ≡ t0 .
Forma miscela di due esponenziali definita da una miscele di due esponenziali come segue:
ψ (t ) = ωb1 exp (− b1t ) + (1 − ω )b2 exp (− b2t )
t ≥ 0; b1 > 0, b2 > 0, 0 ≤ ω ≤ 1
(8)
Due dei tre parametri caratterizzanti tale forma, b1 e b2 hanno le dimensioni del reciproco di un tempo,
mentre il terzo,
ω , è adimensionale. Per ω = 0 ( ω = 1) viene riprodotta la forma esponenziale, con
b2 = 1 / k ( b1 = 1 / k ). Questa struttura della funzione di trasferimento è particolarmente utile nella
descrizione di condizioni in cui la mobilizzazione del corpo franoso è legata all’azione di due diversi processi
caratterizzati da diverse scale temporali. In tali circostanze i parametri b1 e b2 descrivono le scale temporali
dei due processi, mentre
ω esprime il loro peso relativo.
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4.3.3. Piogge totali e infiltrazione
Per applicare il modello FlaIR occorre fissare la relazione tra la pioggia totale, misurata al singolo
pluviometro, e l’intensità di infiltrazione I (.) che compare nella definizione della funzione di
mobilizzazione.
La disponibilità di valori misurati di I (.) è, come noto, tutt’altro che usuale.
Di tale grandezza, infatti, non esistono serie storiche di misurazioni, per cui essa non può che essere
dedotta sulla base dei dati pluviometrici.
Nella letteratura specialistica esistono diversi modelli di trasformazione pioggia-infiltrazione ma, per la
problematica qui in esame, poiché nella quasi totalità dei casi si dispone di un’informazione pluviometrica a
scala giornaliera e, qualche volta, a scala oraria, non appare né adeguato né coerente l’impiego di modelli
di dettaglio tesi, cioè, a riprodurre le caratteristiche del fenomeno dell’infiltrazione sulle scale temporali
brevi.
Invero, può essere sufficiente adottare un modello di trasformazione molto semplice, modulato sulla base
dei dati di precipitazione disponibili che, come detto, sono in genere serie storiche di piogge giornaliere.
Si può allora assumere che l’intensità media di infiltrazione I (τ ) in un intervallo ∆τ , in genere uguale ad 1
giorno, sia proporzionale all’intensità media di pioggia nello stesso intervallo, P(τ ) , fintanto che la
precipitazione complessiva nell’intervallo ∆τ risulti inferiore ad un valore P0 ∆(τ ) .
Allorquando tale valore viene superato, si assumerà che l’intensità media di infiltrazione rimane costante e
pari al valore corrispondente all’intensità media di pioggia P0 . Analiticamente lo schema può essere
espresso come segue :
I (τ ) = c0 P* (τ )
con
P(τ )
P* (τ ) = 
 P0
se P(τ ) ≤ P0
se P(τ ) > P0
(9)
L’introduzione nell’equazione (3) di tale schematizzazione introduce due ulteriori parametri nel modello, c 0
e P0 , che vanno ad aggiungersi ai parametri propri della funzione di trasferimento. In realtà il parametro
c 0 non è altro che un fattore di proporzionalità che può essere portato all’esterno dell’integrale di
convoluzione che compare nell’equazione (3).
Esso, dunque, è conglobabile nell’inessenziale costante moltiplicativa che caratterizza, come già discusso, la
definizione della funzione di mobilizzazione. Pertanto lo schema di trasformazione precipitazioneinfiltrazione comporta l’introduzione del solo parametro aggiuntivo P0 .
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Un tipo di schema ancora più semplice del precedente consiste nell’assumere che non vi sia una valore
limite di infiltrazione, ossia che precipitazione ed infiltrazione si mantengano tra di loro proporzionali per
qualunque valore dell’intensità di precipitazione.
Tale schema, che può essere visto come un caso particolare del precedente, quando P0 tenda ad infinito,
non comporta la presenza di parametri aggiuntivi rispetto a quelli propri della funzione di trasferimento.
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4.3.4. Identificazione del modello
Indicato, così, lo schema matematico che supporta l’analisi idrologica prevista dal modello FLaIR, è
necessario, a questo punto, illustrare come viene individuata la struttura dell’integrale di convoluzione che
esplicita la funzione Y (t ) e, quindi, come viene identificata la funzione di trasferimento più rappresentativa
della frana oggetto di studio.
Per l’identificazione i dati a disposizione sono la data, o le date, di mobilizzazione ed i valori di pioggia
giornaliera, (si sottolinea che le variabili necessarie all’implementazione del modello saranno discusse con
dettaglio in seguito). I metodi realizzati dagli Autori per l’identiifcaizone del modello sono due, denominati
criterio “ranking” e “crossing”. Per questa applicazione, sarà utilizzato il primo dei due criteri, esposto qui di
seguito.
Il Criterio “Ranking”
Tale criterio impone che i parametri inducano la funzione di mobilizzazione ad assumere, in corrispondenza
delle k mobilizzazioni storiche, valori che si posizionino nei primi k posti del suo ranking o, in altre parole,
che si situino nelle prime k posizioni della sequenza dei valori della funzione di mobilizzazione riordinati in
senso decrescente (in corrispondenza delle k date in cui è avvenuta la mobilizzazione, la funzione Y (t ) deve
presentare i valori più alti della propria sequenza numerica).
E' evidente che, nella creazione di tale sequenza, sarà necessario far riferimento ai soli valori che
riproducano effetti di eventi piovosi ben separati.
Ciò è ottenuto considerando i massimi locali della funzione di mobilizzazione.
Facendo riferimento, per semplicità di esposizione, al caso in cui sia storicamente nota un'unica
mobilizzazione del corpo franoso (fig. 4.3.4-1), la regione Ωθ di ammissibilità dei parametri (ovvero
l’insieme dei parametri della funzione di trasferimento che rispettano la condizione richiesta dal criterio
ranking) sarà individuabile tramite la condizione:
Y (i1∆t;θ ) = ma x[Y (i∆t;θ )]
i =1, 2,...
Ωθ :
i*1 − u*′ ≤ i1 ≤ i*1 + u*′′
(10)
in cui:
∆t
è l'intervallo di discretizzazione temporale, in genere pari ad un giorno;
i*1
è l'indice che individua la mobilizzazione della frana;
θ
è il vettore dei parametri di individuare
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u*′ , u*′′
sono opportune tolleranze.
Queste ultime tengono conto dell'incertezza della localizzazione temporale della frana e che, usualmente,
possono essere assunte dell’ordine di qualche giorno, in dipendenza, principalmente, del grado di
affidabilità con cui si conosce la data e l’ora delle singole mobilizzazioni storiche.
La restrizione sulla regione Ωθ dei valori della funzione di mobilizzazione Y (i∆t;θ ) soddisfacenti la
condizione (10) definisce una funzione limite superiore di mobilizzazione f S :
f S (θ ) = Y (i1∆t; θ )
θ ∈ Ωθ
(11)
Per il modo in cui è stata definita, la funzione f S (θ ) identifica per ciascun valore θ ∈ Ωθ il valore di Y (.)
al di sopra del quale si può ritenere che la mobilizzazione del versante sia certa.
In modo analogo può essere definita la funzione f I (θ ) che identifica per ciascun valore θ ∈ Ωθ , il valore
di Y (.) al di sotto del quale si può ritenere che la mobilizzazione del versante non sia possibile. Ciò può
essere fatto individuando, per ciascun valore di θ , il massimo valore di Y (.) verificatosi nel passato in
corrispondenza del quale non si sia innescato il movimento franoso.
Più precisamente, sempre operando nell'ambito della sola regione di ammissibilità dei parametri, Ωθ , si
definisce la funzione limite inferiore di mobilizzazione, f I (θ ) , non maggiore di f S (θ ) , come l'insieme dei
massimi valori di Y (i∆t;θ ) al variare dei parametri, allorché si escluda dal campo di variazione di i un
opportuno intorno di i*1 :
f I (θ ) =
ma x
i =1, 2,...; i − i*1 > v*
[Y (i∆t;θ )]
θ ∈ Ωθ
(12)
Nella (12) ν * individua l'ampiezza dell’intorno di esclusione ed è un valore che può essere ragionevolmente
assunto dell’ordine della decina di giorni.
Le funzioni limite f I (θ ) ed f S (θ ) così definite rappresentano i valori della funzione di mobilizzazione che,
rispettivamente, non hanno dato luogo, ed hanno dato luogo, a mobilizzazione.
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Y
Mobilizzazione
storica
fS
fI
i*1∆t
u'* ∆t u"* ∆t
v* ∆t v*∆t
i1∆t
i2∆t
Fig. 4.3.4-1- Identificazione basata sul criterio del ranking: definizione delle funzioni fI ed fS.
t
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4.3.5. La regione di ammissibilità dei parametri
La stima dei parametri della funzione di trasferimento è uno dei problemi più delicati del modello FLaIR. La
difficoltà principale consiste nella scarsità di informazioni circa le mobilizzazioni storiche dei versanti
oggetto di studio. Di solito si dispone, infatti, di informazioni relative solo a poche mobilizzazioni e spesso,
nella maggior parte dei casi, è nota la data di un unico episodio di mobilizzazione del corpo franoso.
In simili situazioni può accadere che, a parità di struttura analitica della funzione di trasferimento, ci siano
molti valori dei parametri che risultano compatibili con il criterio di stima adottato. Non è sempre possibile,
quindi, identificare un particolare e limitato vettore dei parametri, ma può essere individuata, a volte, solo
una regione di ammissibilità dei parametri che, come già rilevato prima, è l’insieme di valori dei parametri
compatibili con i dati a disposizione.
Pertanto, per ogni frana che sarà oggetto di analisi, valutandone l’espressione della funzione di
mobilizzazione, si determinerà anche un campo di ammissibilità dei parametri, più o meno ampia, in
funzione, soprattutto, delle caratteristiche pluviometriche che hanno innescato l’evento franoso.
Il verificarsi di un movimento franoso contiene, infatti, informazioni circa il comportamento del versante.
Il contenuto informativo di ogni singolo evento può essere maggiore o minore secondo le caratteristiche
dell’evento stesso, in relazione alla pluviometria che lo ha innescato.
Per quanto concerne il contenuto informativo degli eventi verificatesi nel passato è possibile, da un punto
di vista qualitativo, distinguere tra due diverse situazioni.
La prima si ha quando si verificano movimenti in seguito a piogge che, pur essendo molto intense, non sono
marcatamente più intense di quelle verificatesi in altri periodi, nei quali non si sono avuti movimenti. In tali
circostanze, si può affermare che l’evento possiede un elevato contenuto informativo. Il verificarsi di un
evento di questo tipo è difficilmente prevedibile se la frana non è stata studiata in maniera approfondita,
ma il suo verificarsi aggiunge molte informazioni circa il comportamento del versante, in quanto consente
di discriminare, in maniera più dettagliata, tra situazioni più o meno pericolose, producendo un campo di
ammissibilità dei parametri molto ridotto. Ovviamente, il verificarsi di un evento di questo tipo provoca una
considerevole riduzione dell’estensione del campo di ammissibilità dei parametri o una modesta estensione
dello stesso se tale tipo di evento è il primo ad essere indagato.
L’individuazione della soglia di innesco non risulterà difficoltosa, in quanto le funzioni limite inferiore e
superiore saranno abbastanza prossime tra di loro.
La seconda situazione, invece, si verifica quando si ha un movimento in seguito a precipitazioni
marcatamente superiori rispetto a quelle registrate nell’intero periodo di osservazione. In tal caso, il campo
di ammissibilità dei parametri può risultare molto ampio perché la funzione di mobilizzazione in prossimità
dell’evento risulta fortemente influenzata dai valori delle precipitazioni e meno legata al peso che,
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attraverso la funzione di trasferimento, viene ad esse attribuito. L’evento possiede quindi un basso
contenuto informativo.
Se, nell’analisi di un movimento franoso si dispone solo di tale tipo di evento, occorre usare molta
attenzione nella scelta della soglia di innesco visto che è su di essa che si basa il sistema previsionale.
Utilizzando la tecnica ranking, infatti, assumendo come soglia la funzione limite inferiore, il modello
potrebbe fornire dei “falsi allarmi” con notevole frequenza.
Al contrario, se si sceglie come soglia la funzione limite superiore il modello previsionale potrebbe non
identificare situazioni di reale rischio (“mancato allarme”).
In simili circostanze deve essere dedicata particolare attenzione alla scelta delle soglie di allarme e si
rendono necessari, in genere, studi più approfonditi sia del fenomeno franoso sia degli eventi pluviometrici.
In linea di massima per ottenere un valore soglia, o range di valori soglia significativi, fra tutti i parametri
individuati all’interno della regione di ammissibilità si valuterà il parametro, o il vettore di parametri, più
rappresentativo.
Si cercherà, così, di attribuire alla frana un’unica espressione della funzione Y (t ) .
In fig. 4.3.5-1 è riportata una schematizzazione grafica del funzionamento del modello, con un richiamo dei
dati di ingresso e di uscita.
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INPUT
2.
OUTPUT

Forma della funzione di
trasferimento ψ (.)

Andamento della funzione di
mobilizzazione Y (.)

Regione di ammissibilità dei
parametri
Istogramma delle piogge

1.
Valori della funzione limite
superiore ed inferiore, f S (θ )
e f I (θ )
Date di mobilizzazione
Fig. 4.3.5-1- Schematizzazione grafica dei dati di ingresso e di uscita del modello
Ωθ
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4.3.6. Il modello FLaIR nei sistemi di previsione
Il modello trova la sua piena utilizzazione nei problemi di preannuncio dei movimenti franosi ad innesco
pluviometrico, sulla base della definizione di valori soglia della funzione di mobilizzazione che, una volta
superati, forniscono utili indicazioni nello sviluppo delle varie fasi dell’intervento di protezione civile.
Come già anticipato, il criterio seguito è quello dello schema a soglia di equazione (1).
In particolare, si identificano i valori soglia di “livello 1, livello 2, livello 3”.
E’ noto che nella costruzione dei modelli di intervento di protezione civile per la difesa dal rischio
idrogeologico, il periodo di controllo o di intervento è suddiviso in, almeno, tre fasi:
fase di attenzione, che si attiva sulla base di segnalazione della Veglia Meteo del Dipartimento di
Protezione Civile e che è sostanzialmente dedicata alla sola osservazione strumentale;
fase di preallarme, che è dedicata alla osservazione diretta nei punti di possibile crisi;
fase di allarme, che prevede anche il coinvolgimento della popolazione che deve essere messa in
sicurezza.
Non sempre la nomenclatura utilizzata è la stessa, ma al di là di questo, la quasi totalità dei modelli di
intervento prevedono le tre fasi sopra indicate.
In tale contesto il modello FLaIR viene utilizzato grazie ad un indicatore della pericolosità del fenomeno
rappresentato dal parametro adimensionale ξ definito :
ξ=
Y (t )
Ys
(13)
con Ys valore soglia, definito in fase di applicazione e taratura del modello FLaIR per ogni caso di studio.
Con l’indice FLaIR ξ è possibile tenere conto della necessità di attivare, con adeguato anticipo, le diverse
azioni legate alle fasi di criticità.
Si possono fissare tre valori di
ξ1 corrispondente ad una soglia di livello 1, che può essere utilizzata per attivare la fase di
attenzione;
ξ 2 corrispondente ad una soglia di livello 2 che può contribuire, insieme ad altre informazioni
strumentali e osservazionali, a definire il passaggio dalla fase di attenzione a quella di preallarme;
ξ 3 corrispondente ad una soglia di livello 3 che può fornire indicazioni circa il passaggio tra le fasi di
preallarme ed allarme, purché sia suffragata da adeguate osservazioni strumentali e dirette.
In genere, i valori dell’indice FLaIR vengono opportunamente scelti fra quelli inclusi nei seguenti intervalli:
ξ1 = 0.30 ÷ 0.60
(13a)
ξ 2 = 0.60 ÷ 0.80
(13b)
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ξ1 = 0.70 ÷ 0.95
(13c)
Una volta identificati i valori soglia diventa possibile utilizzare il modello FlaIR per il preannuncio dei
movimenti franosi sulla base dell’informazione telepluviometrica.
Infatti, sfruttando l’informazione pluviometrica trasmessa in tempo reale, è possibile calcolare il valore
della funzione di mobilizzazione e confrontare quest’ultimo con i valori soglia di diverso livello stimati in
sede di analisi idrologica.
4.3.7. Risultati attesi dall’applicazione del modello FLaIR
Prima di procedere all’applicazione del modello, è necessario condurre un’analisi preliminare per valutarne
l’applicabilità a casi di studio proposti o selezionati.
Il modello risulta non applicabile quando si verifica una delle seguenti condizioni:
o
movimento provocato da cause diverse dalle precipitazioni meteoriche,
o
assenza di informazione circa le date di mobilizzazione storica,
o
mancanza di dati pluviometrici relativi all’intero periodo considerato,
o
disponibilità di dati pluviometrici ad una scala temporale non compatibile con quella di
interesse (esempio: sono disponibili dati giornalieri quando il movimento è controllato dalla
scala oraria delle precipitazioni),
o
mobilizzazioni connesse a eventi a basso contenuto informativo, come nel caso di una singola
mobilizzazione avvenuta in seguito ad un evento pluviometrico di straordinaria intensità,
o
evidenti modifiche dei luoghi che rendono poco plausibile l’ipotesi di stazionarietà del
fenomeno.
Eseguita l’analisi preliminare, per ciascuna delle frane considerate “ammissibili” si potrà procederà
all’analisi con il modello FLaIR, identificando la struttura della funzione di trasferimento ed il valore dei suoi
parametri.
Nel caso di regioni di ammissibilità dei parametri ampia, il vettore di parametri da utilizzare potrà essere
selezionato imponendo il valore minimo della funzione di mobilizzazione o altro criterio di ottimizzazione.
In base ai dati storici, all’analisi dei dati disponibili e al livello di conoscenza dei singoli fenomeni si potrà
fissare per ciascuna frana il valore soglia Ycr della funzione di mobilizzazione ed associare strutture tipiche
della funzione di mobilizzazione a fenomeni franosi che hanno interessato un’area individuando l’eventuale
esistenza di caratteristiche omogenee.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
5. INDAGINI E MONITORAGGI GEOTECNICI
(Gullà G., Aceto L., Borrelli L., Maiorano S.C.)
5.1.Generalità
Le indagini ed i monitoraggi geotecnici sono essenziali per definire in maniera robusta e sostanziale il
modello geotecnico del pendio instabile e, quindi, la valutazione della pericolosità da frana alla scala del
singolo versante. I risultati conseguiti per le finalità evidenziate sono inoltre utili per verificare e precisare i
modelli definiti su base geologica-gomorfologica che, nella loro stesura preliminare, supportano la
programmazione di massima delle stesse indagini e monitoraggi geotecnici.
Nella fig. 5.1-1 è mostrato il percorso da seguire per la progettazione preliminare, l’esecuzione e la
precisazione in corso d’opera delle indagini geotecniche, anche ai fini del monitoraggio. La stessa fig. 5.1-1
fornisce indicazioni circa le corrette interazioni che è necessario sviluppare fra le diverse componenti
disciplinari che concorrono alla soluzione di una generica problematica di instabilità di pendio. Lo schema
proposto evidenzia l’importanza del quadro geologico-geomorfologico preliminare e l’essenziale necessità
del coordinamento geotecnico. Alla scala del versante, infatti, la valutazione della pericolosità da frana
richiede la disponibilità del modello geotecnico del pendio che, ovviamente, dovrà essere
progressivamente precisato, approfondito ed aggiornato considerando le modifiche di varia natura che lo
stesso pendio potrà avere nel tempo.
Per quanto attiene il monitoraggio geotecnico si assumerà che lo stesso sia progettato e realizzato in una
condizione ordinaria (conoscenza preliminare delle condizioni di instabilità del pendio definita su base
geologico-geomorfologica ed indicazioni generali di carattere geotecnico ipotizzabili per il contesto ed il
fenomeno di frana di interesse) e che le sue finalità sia esclusivamente conoscitive (definizione del modello
geotecnico del pendio instabile) (Gullà, in prep.).
Le indicazioni metodologiche fornite sono dunque specificamente calibrate per poter effettuare, al meglio e
progressivamente, la valutazione della pericolosità da frana alla scala del singolo versante e, pertanto,
saranno principalmente proposti e discussi i criteri che è opportuno assumere per sviluppare le attività
richieste per definire in termini conoscitivi gli elementi che concorrono al modello geotecnico del pendio:
caratteri geometrici e rapporti stratigrafici del pendio; caratteri dimensionali e cinematici; regime delle
pressioni neutre.
Si vuole richiamare l’attenzione sull’importanza dell’aspetto legato alla definizione delle indicazioni generali
di carattere geotecnico ipotizzabili, a valle dello studio geologico-geomorfologico preliminare, per il
contesto ed il fenomeno di frana di interesse. La trattazione diligente e competente di questo aspetto, che
verrà compituamente sviluppato con riferimento ai criteri per la valutazione della pericolosità da frana alla
scala del versante, deve essere finalizzata ad acquisire indicazioni preliminari relative:
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-
allo spessore del volume coinvolto nell’instabilità di pendio di specifico interesse, quindi ad
assegnare il fenomeno di interesse ad una “categoria di frana” (superficiale, massimo sino a circa 3
m; mediamente profonda, massimo sino a circa 30 m; profonda, oltre circa 30 m) o di instabilità di
pendio (deformazione gravitativa profonda di versante: profondità della zona di deformazione, sede
di sviluppo della superficie di rottura, oltre circa 30 m);
-
al geomateriale prevalentemente coinvolto nell’instabilità di pendio ed a quello prevalentemente
presente dove si ritiene che sia sviluppata la superficie di rottura o la zona di deformazione; facendo
riferimento alle seguenti categorie di geomateriali: terreni a grana grossa (GG), terreni a grana fina
(GF), terreni di alterazione (TA), terreni da degradazione (TD), roccia alterata e/o degradata
fratturata (RADF), roccia alterata e/o degradata da molto fratturata ad intensamente fratturata
(RADMIF), roccia tenera fratturata (RTF), roccia tenera da molto fratturata ad intensamente
fratturata (RTMIF), roccia lapidea fratturata (RLF), roccia lapidea da molto fratturata ad
intensamente fratturata (RLMIF);
-
alla presenza di strutture con sviluppo rilevante rispetto alle dimensioni dell’instabilità di pendio di
interesse, in grado quindi di vincolare, in tutto o in parte, la superficie di rottura o la zona di
deformazione: faglie sub-verticali, che possono vincolare fianchi e corona; faglie sub-orizzontali
(thrust) che possono vincolare la base;
-
alle condizioni del geomateriale presente in prossimità delle strutture che possono eventualmente
condizionare la stabilità del pendio: roccia intensamente fratturata, roccia completamente
degradata, roccia completamente alterata e/o residuale;
-
alla tipologia cinematica dell’instabilità di pendio: crollo, ribaltamento, scorrimento (rotazionale,
traslazionale, roto-traslazionale), colata, complessa;
-
alle modalità di movimento riferite, ove possibile, alle fasi pre-rottura e rottura e definite come:
lente, moderate, veloci (tab. 5.1-1).
In funzione della complessità della specifica situazione e del quadro conoscitivo desumibile in via
preliminare le indicazioni illustrate potranno essere opportunamente semplificate per quanto attiene i
riferimenti da utilizzare. Per quanco concerne, ad esempio, le categorie di geomateriali si può fare
riferimento ai seguenti raggruppamenti semplificati: terreni a grana grossa (GG), terreni a grana fina (GF),
terreni di alterazione e/o degradazione (TA), roccia fratturata (RF), roccia da molto fratturata ad
intensamente fratturata (RMIF).
In definitiva si ritiene di evidenziare l’estrema utilità di procedere per la programmazione delle indagini e
dei monitoraggi alla stesura della lista di controllo mostrata nella tab. 5.1-2. Il quadro conoscitivo così
individuato risentirà, ovviamente, del fatto che sarà basato, in termini specifici, solo sulle conoscenze
geologico-geomorfologiche preliminari e, pertanto, avrà notevole peso l’esperienza e la competenza di chi
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sarà chiamato a fornire le indicazioni generali di carattere geotecnico ipotizzabili, appunto, a valle dello
studio geologico-geomorfologico preliminare, per il contesto ed il fenomeno di frana di interesse.
Le indicazioni metodologiche di seguito proposte, riferite ad instabilità di pendio a maggiore impatto
presenti in ambiti omogenei tipici del territorio calabrese, andranno dunque lette con riferimento agli
elementi contenuti in una lista di controllo predisposta per come suggerito nella tab. 5.1-2.
Volendosi attenere alle indicazioni strettamente, si rimanderà per i dettagli all’ampia letteratura tecnicoscientifica disponibile.
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Fig. 5.1-1 – Schema per la progettazione e realizzazione delle indagini ed i monitoraggi geotecnici, finalizzati
alla definizione del modello geotecnico di un pendio.
Tab. 5.1-1 - Indicazioni delle velocità da considerare per classificare in via preliminare le modalità di
movimento di un pendio instabile con riferimento alle fasi di pre-rottura e rottura.
Tab. 5.1-2 - Lista di controllo degli elementi da individuare in via preliminare per la programmazione delle
indagini e dei monitoraggi finalizzati alla definizione del modello geotecnico di un pendio instabili.
Inquadramento Geologico
Inquadramento Geomorfologico
Modello geotecnico preliminare
Inquadramento Idrogeologico
Inquadramento Plano-Altimetrico
Fig. 5.2.1-1 - Esempio di DTM per la modellazione della propagazione del materiale coinvolto da frane
superficiali a seguito del loro completo collasso.
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5.2. Caratteri geometrici e rapporti stratigrafici del pendio
(Gullà G., Aceto L., Borrelli L.)
5.2.1. Geometria del pendio
La geometria del pendio di interesse è il primo degli elementi che concorrono alla definizione del modello
geotecnico e, paradossalmente, la sua essenzialità è tale che, di sovente, non viene neanche considerata
per quella che è la sua importanza.
In altri termini spesso è dato per scontato che l’elemento “geometria del pendio” sia un dato affidabile a
priori e, pertanto, non sono condotte le necessarie verifiche riguardo la sua congruenza rispetto alle finalità
di interesse. Questa limitata attenzione è in qualche modo favorita dal fatto che la geometria del pendio è
precedentemente acquisita per le finalità geologiche e geomorfologiche, ma non sempre le esigenze di
questi aspetti sono coincidenti con quelli geotecnici.
In ogni caso, è invece evidente che c’è una forte connessione e consequenzialità tra gli aspetti richiamati in
quanto, per gli aspetti geotecnici, la geometria del pendio deve essere acquisita, in prima istanza, per le
sezioni rappresentative dell’instabilità di pendio che si ha necessità di trattare e con un dettaglio adeguato
rispetto alle dimensioni della stessa instabilità.
Dunque per una prima analisi della problematica, anche dal punto di vista geotecnico, si può sicuramente
utilizzare la cartografia disponibile per desumere l’elemento geometria del pendio di interesse; per la
programmazione delle indagini e l’avvio dei monitoraggi la definizione dell’elemento “geometria del
pendio” deve essere guidata dal quadro conoscitivo acquisito su base geomorfologica e geologica
(dimensioni stimate dell’instabilità, cinematismo individuato su base geomorfologica, litologie coinvolte
definite dai rilevamenti geologici, ecc.); per la definizione del modello geotecnico, e la prosecuzione del
monitoraggio, le scelte effettuate dovranno essere validate sulla base di quanto sarà acquisito in termini
conoscitivi dalle indagini e dai monitoraggi condotti.
Riguardo la definizione della geometria del pendio bisogna rilevare che in sede di definizione del modello
geotecnico si possono decidere, per vari ordini di motivi, delle semplificazioni. Si può ancora rilevare che
nell’ipotesi sia necessario disporre della modellazione di possibili propagazioni dei materiali che si
instabilizzano, a seguiito di collasso del volume geotecnicamente significativo, può essere richiesta la
disponibilità di modelli tridimensionali del pendio, che comprendono le aree di possibile invasione (fig.
5.2.1-1).
Per quanto concerne le tecnologie e le procedure disponibili per la definizione della geometria di un
pendio, per una singola sezione o in un più ampio contesto territoriale, si rimanda alla vasta letteratura
tecnico-scientifica (Seno & Thüring, 2006; Coe et al., 2003), rimarcando tuttavia l’opportunità di utilizzare in
sede progettuale tecnologie e procedure adeguatamente collaudate e condivise.
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Fig. 5.2.2-1 - Principali tecniche di indagine diretta utilizzabili per la definizione dei rapporti stratigrafici di
un pendio instabile (Viggiani, 1999).
Fig. 5.2.2-2 - Esempio di presentazione dei risultati ottenuti da scavi e/o trincee esplorative (da GCO, 1984)
Fig. 5.2.2-3 - Esempi di diversi tipi di corone per carotaggio continuo per distruzione di nucleo.
Tab. 5.2.2-1 - Indicazioni generali circa le caratteristiche dei litotipi e degli ammassi da considerare per
ottimizzare il carotaggio ottenuto dalle operazioni di perforazioni (AGI, 1977).
CLASSI DI QUALITA’ DEI CAMPIONI OTTENIBILI CON CAMPIONATORI DI TIPO DIVERSO
A) Campionatore pesante infisso a percussione
B) Campionatore a parete sottile infisso a percussione
C) Campionatore a parete sottile infisso a pressione
D) Campionatore a pistone infisso a pressione
E) Campionatore a rotazione a doppia parete a scarpa avanzata
TIPO DI TERRENO
TIPO DI CAMPIONATORE
A
a) coerenti poco consistenti
B
C
D
Q3
Q4
Q5
Q5
b) coerenti moderatamente
consistenti
Q3 (4)
Q4
Q5
c) coerenti molto consistenti
Q2 (3)
Q3 (4)
Q5*
d) sabbie fini al di sopra della falda
Q2
Q3
Q3
Q3 (4)
e) sabbie fini in falda
Q1
Q2
Q2
Q2 (3)
E
Q5
N.B. Si indicano tra parentesi le classi d qualità Q raggiungibili con campionamento molto accurato.
* In terreni coesivi con resistenza alla penetrazione con penetrometro tascabile > 100 ÷ 200 kN/m2 può non
risultare possibile ottenere campioni indisturbati di lunghezza adeguata.
Fig. 5.2.2-4 - Esempi di campionatori per il prelievo di campioni indisturbati di qualità Q5 idonei alla
determinazione dei parametri meccanici in laboratorio.
Fig. 5.2.2-5 - Esempi di prove di taglio con tecnica ISWEST eseguite in scavi esplorativi per la
caratterizzazione di geomateriali complessi interessati da frane superficiali.
Fig. 5.2.2-6 - Attrezzatura auto perforante per l’esecuzione di prove penetrometriche dinamiche continue.
Fig. 5.2.2-7 - Punta conica per prove penetrometriche dinamiche continue.
Fig. 5.2.2-8 - Esempio di penetrometro dinamico leggero.
Fig. 5.2.2-9 - Attrezzo per l’esecuzione di prove penetrometriche statiche.
Fig. 5.2.2-10 - Esempio di attrezzatura per prove pressiometriche in foro di sondaggio.
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5.2.2. Indagini dirette per la definizione dei rapporti stratigrafici ed ulteriori aspetti connessi
Nella pratica geotecnica sono ormai consolidate e collaudate diverse tecniche di indagine diretta per la
definizione dei rapporti stratigrafici del sottosuolo. Nel seguito si proporranno, per come già evidenziato,
alcuni criteri ed indicazioni metodologiche mirati alla migliore definizione del modello geotecnico di un
pendio instabile, con l’obiettivo finale della valutazione della pericolosità da frana.
Le principali tipologie di indagine diretta sono rappresentate da: scavi (caratterizzati da dimensioni in
pianta confrontabili, esp. 1.5x1.5 m); trincee (caratterizzate da una dimensione in pianta decisamente
maggiore rispetto all’altra, esp. 1,5x10-15 m); pozzi (caratterizzati da una profondità decisamente
consistente, esp. 10-20 m); sondaggi geotecnici (caratterizzati da una sezione trasversale molto ridotta e da
una profondità consistente) (fig. 5.2.2-1).
Nella pratica corrente il rilievo geomorfologico-geologico preliminare dell’area instabile deve precedere la
programmazione delle indagini geotecniche. L’affidabilità della delimitazione e della definizione della
tipologia dipenderà prevalentemente, oltre ovviamente che dalla competenza e diligenza del professionista
che effettua i rilievi, dalla fase di movimento in atto quando si effettuano i rilievi e dalla documentazione
aereofotografica disponibile. Solo disponendo delle informazioni, sebbene preliminari, che possono fornire
gli studi richiamati si può correttamente programmare ed avviare l’indagine che, progressivamente, sarà
verificata ed eventualmente rimodulata sulla base delle informazioni che man mano saranno acquisite dalla
stessa indagine. Anche per la indagini indirette, trattate nel successivo paragrafo, valgolo le considerazioni
svolte, riferendole in particolare alla/e sezione/i individuate come rappresentative dell’instabilità di
interesse.
Gli scavi e le trincee, in particolare, hanno come limite tecnico principale la profondità di indagine che non
può superare alcuni metri. In particolare, l’utilizzo di mezzi meccanici, decisamente consigliabile, può
consentire di raggiungere profondità da poco più di un metro a cinque-sei metri, a seconda delle condizioni
logistiche. Lo scavo a mano è decisamente sconsigliato, per ragioni di sicurezza ed anche per i costi, e può
essere utilizzato solo per particolari e motivate necessità.
La sicurezza del personale, come già evidenziato, rappresenta una condizione da considerare
prioritariamente nella definizione dei limiti di utilizzo delle tecniche in esame a fini conoscitivi. Nell’ipotesi
si opti per l’esecuzione di scavi e/o trincee esplorative sarà necessario adottare tutte le opportune misure
di sicurezza per il personale, con puntuale e rigoroso riferimento a quanto stabilito nella normative vigenti
e nella buona pratica.
Per quanto concerne i vantaggi delle tecniche di indagine in esame, in particolare per le trincee esplorative,
vi è da considerare la possibilità di poter esaminare con continuità i rapporti stratigrafici (esp. estensione
longitudinale della trincea) ed identificarne caratteristiche di estremo interesse nella definizione del
modello geotecnico (esp. spessore del materiale degradato coinvolgibile da frane superficiali in terreni a
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grana fina; condizioni del profilo di alterazione che determinano il verificarsi di frane superficiali in rocce
cristallino-metamorfiche; ecc.). A fronte delle potenzialità evidenziate è tuttavia da considerare, come di
seguito precisato relativamente ad altre tecniche di indagine, la necessità di condivisione
dell’interpretazione degli esiti dell’indagine da parte di chi è interessato all’utilizzo di tali esiti. In altri
termini, il geologo e l’ingegnere, rispettivamente interessati alla definizione del modello geologico e del
modello geotecnico del pendio, devono condividere l’interpretazione di quanto si rileva dagli scavi e/o
trincee esplorative con controlli diretti da effettuare nel corso delle indagini.
Nella fig. 5.2.2-2 è mostrato un esempio di come è opportuno che siano presentati i risultati ottenuti con
l’esecuzione di indagini con scavi e/o trincee esplorative, corredati di idonea documentazione fotografica.
Sulla base di quanto esposto, l’utilizzo degli scavi e delle trincee esplorative, in particolare, è dunque
indicato per l’acquisizione di conoscenze relative ad instabilità superficiali (spessori coinvolti dell’ordine dei
3 m) e, in via accessoria, per l’acquisizione di eventuali conoscenze specifiche (esp. precisazione di
particolari condizioni stratigrafiche per la comprensione dei meccanismi di infiltrazione che governano il
regime delle pressioni neutre, ecc.) relative ad instabilità mediamente profonde (spessori coinvolti
dell’ordine dei 30 m).
L’utilizzo dei pozzi esplorativi è sicuramente utile in termini generali, ma risulta difficilmente proponibile,
salvo particolarissime situazioni, per lo studio conoscitivo dei pendii instabili. Per tale ragione, non sono
forniti elementi specifici riguardo questa particolare tecnica di indagine diretta, che, tuttavia, deve essere
tenuta nella dovuta considerazione per la valutazione della pericolosità da frana alla scala del singolo
versante, con particolare riferimento ad instabilità di pendio profonde (spessori dei geomateriali coinvolti
superiori a 30 m) ed a deformazioni gravitative profonde di versante.
La valutazione della pericolosità della categoria di frana e dell’instabilità di pendio, per come precisato di
seguito nella presente relazione, deve necessariamente svilupparsi progressivamente e con tempi congrui
rispetto alle specifiche modalità di evoluzione dei fenomeni di interesse. Per questa ragione si potrebbero
verificare delle opportune interazioni e sinergie tra la fase conoscitiva del fenomeno, finalizzata appunto
anche alla valutazione della sua pericolosità, e la fase di mitigazione e riduzione del rischio, che comporta la
progettazione – sulla base di un modello geotecnico – e la realizzazione di interventi. Dunque per le
situazioni richiamate che richiedano la realizzazione di pozzi per la mitigazione e riduzione del rischio da
frana, gli stessi pozzi potranno essere utilizzati a fini conoscitivi: per precisare ed approfondire le condizioni
stratigrafiche nella loro fase di realizzazione, per acquisire dati circa le modalità di evoluzione del fenomeno
nella loro fase di esercizio.
Indicazioni analoghe possono essere assunte, in termini generali, riguardo il possibile utilizzo a fini
conoscitivi di gallerie esplorative.
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I sondaggi geotecnici rappresentano allo stato la tecnica di indagine diretta più utilizzata. La diffusione di
questa tecnica di indagine è data dalla flessibilità di impiego, delle macchine ed attrezzature che è
necessario impiegare per l’esecuzione degli stessi sondaggi, nelle diverse condizioni che si possono
presentare, in particolare nello studio della stabilità dei pendii, per quanto attiene le litologie e le
condizioni logistiche presenti nei siti di interesse.
Il limite principale dei sondaggi geotecnici, che ricordiamo devono essere a carotaggio continuo o essere
interessati da installazioni e/o prove, è dato dal fatto che la sezione trasversale del carotaggio è molto
contenuta (diametro dell’ordine dei 10-30 cm). Questa caratteristica limita in particolare, in diversa misura
a seconda della complessità litologico-strutturale del sito, la possibilità di estrapolare le informazioni
acquisite lungo la verticale di sondaggio.
Ai vantaggi generali prima richiamati sono da aggiungere la possibilità di procedere, in generale, al
carotaggio continuo di tutte le litologie e quella di spingersi sino alle profondità necessarie nelle diverse
situazioni di interesse. Queste possibilità richiedono, a seconda delle litologie e degli spessori ipotizzabili
per le frane di interesse, idonee attrezzature il cui utilizzo può essere fortemente condizionato dalla
logistica dei siti di interesse. Questo aspetto non è irrilevante, rispetto ad altre problematiche geotecniche,
in quanto nella fase conoscitiva di indagine e monitoraggio i siti di interesse sono generalmente poco
accessibili.
Per la caratterizzazione delle condizioni stratigrafiche in presenza di frane superficiali, l’accessibilità dei siti,
o meglio delle aree che sono interessate o possono essere interessate da questa categoria di fenomeni di
frana, rappresenta un vincolo importante. Per poterlo superare bisogna ricorrere a macchine di
perforazione di dimensioni contenute, in grado di muoversi autonomamente sul pendio, che non
richiedono la realizzazione di piste o, quanto meno, necessitino solo di modesti lavori di regolarizzazione
per l’accessibilità ai luoghi. Le dimensioni contenute delle macchine garantisce al massimo le possibilità di
accesso in condizioni logistiche difficoltose e, nel contempo, non determina limiti rispetto alle profondità
massime di indagine, dell’ordine di una decina di metri, che possono essere raggiunte senza particolari
difficoltà.
La definizione delle condizioni stratigrafiche per le frane mediamente profonde e profonde richiede in
generale l’impiego di macchine di perforazione con caratteristiche tali da consentire perforazioni di qualità
adeguata sino ad un massimo di una cinquantina di metri, nel caso di frane mediamente profonde, e sino
ad oltre cento metri (100-150 m) nel caso di frane profonde o deformazioni gravitative profonde di
versante. Nelle situazioni richiamate, che possono essere ulteriormente complicate dalle caratteristiche
litologiche e strutturali degli ammassi interessati dall’instabilità (esp. rocce gneissiche caratterizzate da
fatturazione variabile e/o
condizioni di alterazione articolate), bisognerà utilizzare macchine di
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perforazione che dispongono di coppia e spinta adeguate e, quindi, con dimensioni tali da richiedere una
certa complessità nella gestione della logistica.
Le difficoltà che si possono riscontrare nell’esecuzione di sondaggi geotecnici in postazioni scelte per
ottimizzarne il loro utilizzo possono essere dovute a varie ragioni e fra queste: l’asperità dei luoghi,
l’assenza di idonee vie di accesso, la presenza di reti di sotto-servizi in ambiente urbano.
Le condizioni logistiche richiamate possono costringere ad utilizzare macchine di perforazione di dimensioni
più contenute che, in particolari condizioni litologico-strutturali, non consentono di attingere, per il loro
peso più contenuto, le profondità consigliate dalle conoscenze acquisite su base geomorfologica e
geologica. Nelle situazioni richiamate, che non sono infrequenti, è necessario utilizzare tutti gli
accorgimenti possibili per ottenere la migliore qualità del carotaggio e la massima profondità di
perforazione.
La conoscenza e la considerazione delle difficoltà evidenziate consente di conseguire i risultati più efficaci
dalle indagini dirette. In particolare, sulla base delle conoscenze geologiche direttamente acquisite e di
informazioni eventualmente disponibili da altre campagne di indagine, un elemento importante da
considerare, in presenza di una definita litologia, è lo stato di fatturazione dell’ammasso e, in particolare, la
sua variazione (esp. passaggi da roccia integra a roccia molto fratturata, seguita da roccia fratturata e da
roccia completame degradata). Anche la presenza, lungo la verticale di sondaggio, di litologie con
resistenze molto diverse può condizionare la qualità del carotaggio continuo che si può recuperare dalle
perforazioni. Relativamente all’aspetto in menzione rivestono estrema importanza le capacità operative
del personale che esegue le operazioni di perforazione, per affrontare e superare efficacemente le
situazioni che si possono man mano presentare nel corso dell’esecuzione dei sondaggi, e la costante
supervisione dell’indagine da parte di professionisti con competenze professionali adeguate alla
complessità dei contesti, in grado di indirizzare e controllare adeguatamente il personale nella scelta delle
attrezzature più idonee alla perforazione (fig. 5.2.2-3). In situazioni, rese complesse dallo stato di
fatturazione dell’ammasso, è a volte indispensabile, nell’ambito di un sondaggio geotecnico, procedere a
distruzione di nucleo, ma è evidente che questa scelta deve essere accuratamente ponderata.
Nella tab. 5.2.2-1 sono fornite alcune indicazioni generali circa le caratteristiche dei litotipi e degli ammassi
da considerare per ottimizzare il carotaggio ottenuto dalle operazioni di perforazioni.
Con riferimento a quanto evidenziato per le attività di indagine diretta finalizzate alla definizione del
modello geotecnico di pendii instabili, emerge con chiarezza la necessità di disporre l’affidamento dei lavori
di indagine con procedure in grado di garantire preventivamente la partecipazione di ditte specializzate in
possesso di requisiti tecnico-organizzativi adeguati alla complessità del contesto in cui si deve operare.
In particolare le ditte interpellate, con le modalità previste stabilite sulla base delle normative vigenti,
devono disporre di personale, delle diverse qualifiche e profili professionali, in grado di pianificare la
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conduzione ordinaria dell’indagine e di affrontare e risolvere le situazioni non prevedibili che si possono
inevitabilmente presentare in contesti geologici complessi.
In ogni caso, assodata la disponibilità da parte della ditta esecutrice dell’indagine di professionisti con
competenze adeguate alla lettura dei carotaggi continui, deve essere considerata la necessità di
condivisione dell’interpretazione degli esiti dell’indagine da parte dei professionisti che, a vario titolo, sono
interessati al loro utilizzo: per la validazione del modello geologico, per la definizione del modello
geotecnico, per la valutazione della pericolosità da frana, per la progettazione e realizzazione degli
interventi di mitigazione e riduzione del rischio da frana.
In generale, l’esecuzione di scavi, trincee e pozzi esplorativi nonchè di sondaggi geotecnici, oltre che alla
definizione de rapporti stratigrafici (profili di alterazione nel caso di pendii costituiti da rocce alterate), è
finalizzata ad altre attività di indagine e monitoraggio conoscitivo: prelievo di campioni, esecuzione di
prove, installazione di attrezzature o strumentazioni per il monitoraggio di grandezze di interesse a fini
conoscitivi.
Per il prelievo di campioni, che possono avere diversa qualità in funzione del loro utilizzo, è necessario
verificare, già in sede di affidamento dei lavori di indagine, la disponibilità di campionatori idonei ai
geomateriali che si prevede di campionare. In generale, i campionatori indicati nei contesti di specifico
interesse sono del tipo a pressione ed a rotazione. Nella fig. 5.2.2-4
sono mostrati alcuni tipi di
campionatori che, in generale, sono adatti al prelievo di campioni di qualità adeguata alla sperimentazione
di laboratorio, finalizzata in particolare alla definizione della resistenza a taglio.
Con riferimento alla problematica di specifico interesse, l’idoneità di un definito campionatore dipende:
dalle caratteristiche del geomateriale che si intende campionare, conosciute ovviamente solo in termini
generali nella fase di indagine; dalla profondità di prelievo del campione, considerando lo stesso
geomateriale. In generale, non è consigliabile utilizzare campionatori a pressione per prelievi da eseguire a
profondità superiori ai venti metri. Utilizzando campionatori a rotazione, con tagliente sporgente rispetto
alla corona, è generalmente possibile prelevare campioni di qualità adeguata di geomateriali complessi
(esp. terreni prodotti dalla completa degradazione e/o alterazione di rocce cristallino-metamorfiche) ed a
profondità consistenti (oltre i 30-40 m). In alcune situazioni particolari, condizioni estremamente complesse
dal punto di vista stratigrafico (esp. passaggi repentini da roccia completamente degradata campionabile a
roccia fratturata) o per la profondità di prelievo, si può ricorrere all’utilizzo di carotieri doppi o tripli con
buone possibilità di estrarre campioni di qualità tale da poter essere utilizzati per la sperimentazione
geotecnica di laboratorio.
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Riguardo l’esecuzione di prove nell’ambito delle lavorazioni condotte per la definizione dei rapporti
stratigrafici, è bene rimarcare, sebbene sia ben nota ed acquisita l’opportunità di utilizzare in maniera
integrata la sperimentazione in sito e quella di laboratorio.
Gli scavi e le trincee esplorative possono essere impiegati, con le limitazioni di profondità e con gli
accorgimenti concernenti la sicurezza già evidenziati, per caratterizzare volumi decisamente superiori
rispetto a quelli utilizzabili in laboratorio. In particolare gli scavi, di opportune dimensioni, possono essere
utilizzati per la definizione delle caratteristiche di permeabilità nelle zone prossime al piano campagna che,
per le frane superficiali e per quelle mediamente profonde nei terreni di alterazione, condizionano in
maniera sostanziale la saturazione e la formazione di falde sospese a seguito di precipitazioni piovose
(Calvello et al., 2008; Cascini et al., 1995; Gullà & Sorbino, 1994, 1995). Le trincee, e gli scavi, possono
essere invece utilizzati per l’esecuzione di prove di taglio in sito (fig. 5.2.2-5), con notevoli vantaggi riguardo
la rappresentatività al finito dei valori di resistenza a taglio ottenuti, ma con evidenti difficoltà, dovute alle
condizioni logistiche, e limiti, dovuti alle possibilità di controllo delle condizioni di prova (esp. condizioni di
saturazione dei geomateriali sottoposti a prova). Gli esempi proposti, per la cui esecuzione sono disponibili
robusti riferimenti teorico-sperimentali (Cascini, 1980; Cascini, 1983; Mirata, 1974), non sono sicuramente
di semplice praticabilità ma devono essere opportunamente considerati con riferimento alla definizione del
modello geotecnico di frane superficiali in coltri prodotte dall’alterazione di rocce cristallino-metamorfiche,
che notoriamente sono caratterizzate da una pericolosità elevata o molto elevata.
Considerato quanto già esposto relativamente al possibile utilizzo dei pozzi esplorativi a fini conoscitivi, non
è discusso in questa sede il loro possibile utilizzo per l’esecuzione di prove. Tuttavia si ritiene di dover
rimarcare il loro utile impiego, anche per l’esecuzione di prove, nel caso in cui siano resi disponibili per
finalità conoscitive, a seguito di una loro realizzazione a fini di riduzione del rischio da frana. Analoga
considerazione vale per le gallerie esplorative.
I sondaggi geotecnici sono le realizzazioni più utilizzate per l’esecuzione di prove in sito. Non è necessario
fornire una trattazione esaustiva delle prove che si possono eseguire in fori di sondaggio, e delle relative
modalità di esecuzione, in quanto è disponibile sull’argomento una vasta letteratura tecnico-scientifica
(Hvorslev, 1949; Viggiani, 1993; AGI, 1977; NTC 2008). Sono, invece, forniti di seguito alcuni criteri ed
indicazioni metodologiche da considerare per effettuare le scelte più indicate in relazione alle specificità
delle problematiche di instabilità di pendio che, nei contesti di interesse, si debbono affrontare in termini
conoscitivi.
Si vuole premettere un’indicazione generale, comune e di estrema utilità, per l’esecuzione delle prove in
foro di sondaggio, che vale anche per l’installazione di attrezzature e strumentazioni per il monitoraggio
conoscitivo, relativa alle necessarie ed essenziali operazioni di pulizia, e misura della profondità, preliminari
alle attività di sperimentazione in esame. In particolare, si vuole evidenziare la necessità di procedere nella
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pulizia del sondaggio in maniera adeguata alle caratteristiche dell’ammasso roccioso che si sono
evidenziate nel corso della perforazione (stato di fatturazione e/o degradazione degli ammassi attraversati,
presenza di sacche e/o livelli con particolari caratteristiche meccaniche, ecc.), tenendo conto ovviamente
dalla presenza e della profondità del rivestimento di protezione eventualmente posto in opera.
Senza escludere in linea generale la possibilità di utilizzare, ove necessario, prove in sito condotte con
tecnologie e procedure avanzate, sono di seguito proposte alcune prove indicate nella pratica usuale per la
definizione del modello geotecnico di un pendio instabile in contesti tipici del territorio calabrese. Sono
fornite in particolare delle semplici indicazioni operative calibrate alle specificità generali dei contesti
richiamati.
Le prove penetrometriche dinamiche, sebbene forniscano indicazioni empiriche, possono dare un supporto
importante alla caratterizzazione meccanica degli ammassi rocciosi costituiti da geomateriali complessi
(terreni di alterazione e/o da degradazione) o le cui caratteristiche granulometriche ne rendono impossibile
il campionamento indisturbato (terreni con una prevalente componente di ghiaia). La prova è condotta
disponendo all’estremità della colonna di aste di perforazione un attrezzo, di dimensioni standard, e
facendolo avanzare per infissione, per tre tratti di lunghezza pari a 15 cm, con un maglio, del peso di 72 kg
(da verificare), lasciato cadere da un’altezza costante pari a 63.5 cm. Nel corso della prova sono registrati il
numero di colpi necessari per l’avanzamento dei tre tratti di prova (N1, N2 e N3), se uno dei valori registrati
supera il valore di 50 colpi la prova si definisce “a rifiuto”, altrimenti si assegna alla prova il numero di colpi
(indicato come Nspt – number of standard penetration test) dato dalla somma di N2 ed N3. Il primo dei
valori registrato (N1) si scarta in generale per evitare di considerare la parte di geomateriale prossima al
fondo del foro e, quindi, disturbata dalle operazioni di perforazione e di pulizia dello stesso foro. Nel caso in
cui il valore di N1 non differisca in maniera sostanziale dai valori N2 ed N3 può essere utilizzato per stimare
un altro valore di Nspt da assegnare alla parte superiore del tratto di prova complessivo.
Le prove penetrometriche dinamiche possono essere eseguite con attrezzature auto perforanti (fig. 5.2.26), oltre che in foro di sondaggio ed alle profondità ritenute più idonee in funzione di quanto si rileva dal
carotaggio continuo ottenuto dalla stessa perforazione. Le prove con attrezzature autoperforanti sono
eseguite con punte coniche, a perdere, e la loro profondità di indagine dipende, a parità di attrezzatura,
dalle caratteristiche dei terreni (fig. 5.2.2-7). Le prove penetrometriche dinamiche eseguite con
attrezzature autoperforanti, congiuntamente ai sondaggi geotecnici ed alle analoghe prove condotte in foro
in definiti punti di calibrazione, possono fornire utili integrazioni conoscitive ed identificare lungo la
verticale di indagine livelli o zone con caratteristiche meccaniche marcatamente differenti.
La prova in menzione, nei sondaggi geotecnici, può essere eseguita con punta conica, fig. 5.2.2-8, o con
campionatore standard a pareti grosse, fig. 5.2.2-7. L’attrezzo più idoneo da utilizzare deve essere deciso in
funzione delle caratteristiche generali del geomateriale che si riscontra dal carotaggio continuo: il carotiere
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a parete grossa, che ha il vantaggio di prelevare un campione utilizzabile per la caratterizzazione
granulometrica del geomateriale presente nello stesso tratto di prova, può essere impiegato nel caso in cui
non siano presenti ciottoli o frammenti di roccia di dimensioni circa uguali o superiori a 35 mm; la punta
conica, che non consente ovviamente il contestuale prelievo del campione, non presenta particolari vincoli
di utilizzo.
Sono disponibili attrezzature “leggere” per prove penetrometriche dinamiche (fig. 5.2.2-8) il cui impiego,
decisamente sconsigliabile per le finalità generali discusse, può essere molto efficace nella definizione dei
modelli geotecnici di frane superficiali, con particolare riferimento all’individuazione dei possibili spessori di
terreno suscettibili ad instabilità.
Per l’interpretazione dei risultati ottenuti dalle prove penetrometriche dinamiche bisogna utilizzare in
prima istanza le correlazioni empiriche più idonee fra quelle disponibili in letteratura, riferendosi alla natura
dei terreni (sedimentaria, di alterazione) ed alle loro caratteristiche granulometriche.
Indicazioni di dettaglio relativamente alle procedure, alle modalità di elaborazione e di interpretazione
delle prove in menzione possono essere reperite in Sanglerat (1972).
Per definire opportune indicazioni circa l’interpretazione dei risultati delle prove penetrometriche
dinamiche, riferite ai contesti di specifico interesse, può essere utile prelevare e sottoporre a
sperimentazione geotecnica di laboratorio un campione prelavato immediatamente prima o dopo il tratto
di prova, verificando per come possibile la confrontabilità dei geomateriali sottoposti a prova
penetrometrica e prelevati con il campionamento (esp. confronto fra le curve granulometriche del
campione prelevato e quella del materiale recuperato nel campionatore a parete grossa utilizzato per la
prova penetrometrica dinamica). Lo schema indicato può essere completato eseguendo, per come di
seguito indicato, una prova di permeabilità nel tratto di prelievo del campione indisturbato.
Sempre riferendosi alle prove in sito finalizzate ad acquisire indicazioni relative ai parametri meccanici dei
geomateriali riscontrati, può essere utile eseguire, sia in foro di sondaggio sia con attrezzature
autoperforanti, prove penetrometriche statiche (Sanglerat, 1972). Le prove sono condotte spingendo nel
terreno con un martinetto un attrezzo, di dimensioni standard collocato all’estremità di una colonna di
aste, costituito da due parti: una punta conica, un manicotto (fig. 5.2.2-9). Viene prima spinta la punta
conica, registrando la resistenza al suo avanzamento (resistenza alla punta), poi viene spinto il manicotto,
registrando sempre la resistenza al suo solo avanzamento (resistenza laterale), e infine sono spinti insieme
punta conica e manicotto, registrandone la resistenza all’avanzamento (resistenza totale). Le attrezzature
di prova che registrano attraverso il martinetto di spinta la resistenza nelle diverse fasi di avanzamento
possono fornire, in funzione dalla profondità di prova (lunghezza della colonna di aste alla cui estremità è
disposta l’attrezzatura di prova), valori affetti da errori generalmente tollerabili.
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La disponibilità di trasduttori di pressione affidabili e di dimensioni sufficientemente contenute, resi
disponibili dagli sviluppi tecnologici, ha consentito la progettazione e realizzazione di attrezzature di prova
(punta conica e manicotto laterale) strumentate per rilevare direttamente le resistenze (alla punta, laterale
e totale) e le pressioni neutre durante le diverse fasi di infissione a pressione nel terreno. Questo tipo di
attrezzature, con diverse configurazioni e brevettate con differenti denominazioni (caratterizzate per
dettagli costruttivi), consentono un’interpretazione più accurata e rigorosa dei risultati ottenuti, ma spesso
non sono utilizzabili in geomateriali che presentano una certa complessità (data dalle caratteristiche
granulometriche originarie o da quelle acquisite a seguito dei processi di alterazione subiti).
Nella pratica corrente delle indagini finalizzate allo studio della stabilità dei pendii le attrezzature standard
sono ancora le più utilizzate, anche in ragione della loro maggiore disponibilità e dei costi di prova
contenuti.
L’utilizzo dei risultati ottenuti da prove penetrometriche statiche eseguite in sondaggi geotecnici per la
calibrazione dei profili continui di resistenza (alla punta, laterale e totale) definiti con l’ausilio di
attrezzature autoperforanti, disposte in prossimità degli stessi sondaggi geotecnici, può consentire di
precisare efficacemente i rapporti stratigrafici in pendii costitutiti da ammassi rocciosi complessi.
L’utilizzo di queste prove nei contesti geologici di interesse può risultare particolarmente efficace nei
terreni sedimentari, a grana fina o a grana grossa, in cui si può riscontrare la presenza irregolare di livelli o
sacche, rispettivamente, a grana grossa o a grana fina. Non sono tuttavia da trascurare, anche se con le
limitazioni derivanti dalle possibili profondità di indagine, i contributi che possono essere conseguiti nella
definizione dei profili di alterazione, con particolare riferimento alla localizzazione ed alla continuità delle
zone in cui sono presenti terreni residuali con caratteristiche meccaniche scadenti.
Si può concludere ricordando le possibilità di utilizzo delle prove pressiometriche per la caratterizzazione
meccanica di geomateriali complessi, riscontrabili in condizioni stratigrafiche a loro volta articolate e
difficilmente campionabili (esp. zone prevalentemente o completamente degradate presenti a decine di
metri di profondità ed associate a strutture tettoniche sub-orizzontali) (AA.VV., 1995; Basta, 1996; Gullà et
al., 2004, 2005; Terranova et al., 2007). L’attrezzatura di prova, mostrata nella fig. 5.2.2-10, presenta,
rispetto a quelle precedentemente descritte, una certa complessità, che si trasferisce nella procedura di
prova. Le difficoltà sperimentali, che comportano un certo aggravio nel costo delle prove, sono ripagate
dalla qualità dei risultati che, in alcuni contesti, si possono ottenere solo da questo tipo di prove. Anche per
le prove pressiometriche sono disponibili attrezzature auto perforanti, ma è da escluderne il loro utilizzo
nei contesti tipici del territorio calabrese.
Infine, le prove di permeabilità in foro di sondaggio sono generalmente eseguite a carico variabile e per
tratti di prova definiti sulla base delle specificità generali dei contesti geologici in cui si opera: tratti dove
sono presenti geomateriali caratterizzati dalla stessa condizione di alterazione o dallo stesso stato di
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fatturazione, tratti in cui sono presenti geomateriali che evidenziano dall’osservazione dei caratteri
granulometrici una marcata differenza di permeabilità rispetto a quelli circostanti, tratti in cui i geometariali
presenti mostrano una marcata condizione di degradazione, ecc.
Alcuni esempi di utilizzo dei criteri e delle indicazioni metodologiche fornite nel presente paragrafo sono
illustrati nelle applicazioni relative ai casi di studio sviluppati per le finalità del LOTTO 1-POR Calabria 20002006.
Relativamente all’installazione di attrezzature o strumentazioni per il monitoraggio di grandezze di
interesse a fini conoscitivi, in particolare nei sondaggi geotecnici, sono foniti di seguito, in aggiunta a
quanto già illustrato relativamente alle operazioni di pulizia, alcune indicazioni e criteri generali.
Rimandando ai successivi paragrafi per alcuni dettagli che, relativamente alle grandezze di maggiore
interesse a fini conoscitivi, si ritiene utile evidenziare in questa sede.
Riferendosi alle installazioni da realizzare per verificare e precisare le dimensioni del volume instabile e le
caratteristiche del movimento nelle diverse fasi di evoluzione del fenomeno di frana, è essenziale accertare
sulla base dei dati di perforazione, e di quanto definito su base geologico-geomorfologica, la profondità in
corrispondenza della quale gli spostamenti nel pendio sono assenti o di entità trascurabile (dell’ordine del
10%) rispetto a quelli ipotizzabili nel volume instabile. L’accurato esame dei carotaggi continui, sempre alla
luce di quanto acquisito su base geologico-geomorfologica, deve inoltre identificare le zone di debolezza
(zone continue con geomateriali scadenti dal punto di vista meccanico, fasce continue di roccia
intensamente fratturata e/o completamente degradata, discontinuità dotate di grande continuità e con
caratteristiche geometriche predisponenti all’instabilità, ecc.) in corrispondenza delle quali sono già
presenti o possono essere in via di completamento o si possono formare superfici di rottura o si possono
determinare rilevanti concentrazioni di tensioni di tangenziali.
Per quanto concerne le installazioni finalizzate al rilievo di gradezze direttamente ed indirettamente
connesse al regime delle pressioni neutre, si dovranno rilevare, con l’esame accurato dei carotaggi continui,
tutte le zone, caratterizzate da continuità significativa, che presentano marcate differenziazioni in termini di
permeabilità (zone a bassa permeabilità che possono sostenere, contenere o rigurgitare falde che
interessano le coltri più superficiali di varia natura; zone e fasce costituite da rocce molto fratturate, o da
terreni con elevata permeabilità per porosità, in corrispondenza delle quali si possono determinare cospicui
abbattimenti dei livelli delle falde superficiali o produrre repentine risalite degli stessi livelli per
alimentazione temporanea fornita dalle falde profonde; ecc.).
Anche per quest’ultimo aspetto esaminato saranno illustrati alcuni esempi di utilizzo dei criteri e delle
indicazioni metodologiche fornite nelle applicazioni relative ai casi di studio svilupati.
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5.2.3. Indagini indirette per la definizione dei rapporti stratigrafici.
(Borrelli L.)
Le indagini geofisiche (indagini indirette) risultano essere di estrema utilità nella ricostruzione dei rapporti
stratigrafici del pendio, in particolare quando tarate sui sondaggi a carotaggi a carotaggio continuo.
La geofisica riguarda lo studio della terra mediante misure fisiche effettuate sulla sua superficie. Uno studio
geofisico misura le variazioni nello spazio di alcune proprietà dei terreni e delle rocce (quali densità,
elasticità, suscettibilità magnetica, conducibilità elettrica, radioattività). Queste variazioni possono essere
messe in relazione con un cambiamento della natura litologica o con un diverso assetto strutturale.
La geofisica applicata studia la parte solida più superficiale della Terra e rivolge il suo campo di ricerche
all'individuazione di strutture idonee per l'accumulo di idrocarburi, nonché alla risoluzione di problemi nel
campo della geologia, della geologia applicata, dell'ingegneria civile, ingegneria idraulica, ingegneria
mineraria e per l'individuazione di fonti di energia geotermica.
Le
prospezioni
geofisiche
(prospezioni
sismiche,
elettriche,
elettromagnetiche,
radiometriche,
gravimetriche) rappresentano alcuni metodi fisici utilizzati nel campo dell'esplorazione geologica. Le
indagini geofisiche si differenziano in due grandi categorie: indagini passive e indagini attive; le prime si
effettuano prevalentemente in magnetometria e in gravimetria, dove tramite delle apposite strumentazioni
si rilevano eventuali anomalie (magnetiche o gravimetriche) rispetto all'ambiente circostante; le seconde si
riferiscono ai rilievi di tipo geoelettrico e sismico che permettono, tramite l'attivazione nel sottosuolo di
diverse forme di energia, di studiare come si comporta il materiale costituente il substrato.
In particolare, per la ricostruzione del modello geologico del pendio, trovano un diffuso utilizzo le indagini
geofisiche attive (sismica e geoelettrica), le quali hanno due scopi principali:
 la ricostruzione della geometria delle unità costituenti il versante oggetto d’indagine (la definizione
degli spessori delle coperture e delle principali unità litotecniche);
 la ricostruzione delle geometrie degli eventuali corpi/volumi interessati da fenomeni gravitativi.
Le indagini sismiche in sito permettono di determinare direttamente la velocità di propagazione, all’interno
del mezzo in esame, delle onde di compressione (onde P), di taglio (onde S) e/o delle onde di superficie
(onde di Rayleigh, Love) e indirettamente, utilizzando i valori delle velocità acquisiti, alcune proprietà
meccaniche delle litologie investigate.
La sismica a riflessione rappresenta la più importante metodologia geofisica, la quale consente, se vi sono
le corrette condizioni di applicabilità, la miglior descrizione indiretta delle caratteristiche litologiche e
geometriche delle rocce che costituiscono il sottosuolo. Tale metodologia, seppur largamente utilizzata per
l’esplorazione geologica del sottosuolo (ad esempio nella ricerca petrolifera), solo nell'ultimo decennio ha
avuto un crescente utilizzo anche nell'ambito delle indagini geologiche nei terreni superficiali (sismica a
riflessione ad alta risoluzione). Lo scopo dell'indagine sismica a riflessione consiste nel determinare con un
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grande dettaglio le geometrie del sottosuolo. Essa infatti offre la possibilità di evidenziare lo sviluppo e
l'andamento delle strutture geologiche del sottosuolo quali: la giacitura della stratificazione; i limiti di
sequenza; le variazioni litologiche; le strutture tettoniche. La sismica a riflessione, inoltre, trova utilizzo
nello studio e nella caratterizzazione dei versanti interessati da frane profonde e DGPV. Dal punto di vista
applicativo la tecnica della sismica a riflessione offre numerosi vantaggi di carattere tecnico in quanto
consente di acquisire un quadro conoscitivo, relativamente alle geometrie del sottosuolo migliore rispetto a
quello ottenibile dalle perforazioni ed inoltre può direttamente concorrere ad un utilizzo più oculato di
metodologie di indagine geognostica, notevolmente più costose. Gli svantaggi sono inerenti soprattutto al
costo relativamente alto rispetto alle altre prospezioni di superficie; ciò è dovuto alla necessità di effettuare
un processing piuttosto lungo e complesso.
Altro tipo di indagine indiretta utile per la ricostruzione del modello geologico è rappresentato dalla sismica
a rifrazione. Il metodo sismico a rifrazione sfrutta la generazione artificiale di impulsi sismici sotto forma di
onde elastiche che attraversano il terreno con velocità diverse secondo il tipo di onda e della natura del
terreno stesso. Le onde più veloci sono quelle longitudinali alle quali ci si riferisce in questo tipo di metodo.
La velocità delle onde varia anche in relazione allo stato di alterazione delle rocce e ad altre caratteristiche
come chimismo, porosità, scistosità e stratificazione. Il principio base della sismica a rifrazione richiede che
le velocità degli strati siano crescenti dall'alto verso il basso. Vengono registrati i primi impulsi che giungono
ad appositi trasduttori detti geofoni, i quali sono disposti lungo un allineamento passante per il punto di
energizzazione. Ai primi geofoni giunge l'onda diretta mentre a quelli successivi arrivano per prime le onde
che hanno attraversato lo strato sottostante più veloce e che da esso sono state rifratte. Riportando i dati
su un diagramma spazio-tempo si ottiene una linea spezzata detta dromòcrona; i rami di questa hanno una
pendenza che dipende dalla velocità di propagazione delle onde sismiche negli strati, mentre le coordinate
del punto di intersezione tra i tratti a diversa pendenza sono determinate dallo spessore degli strati. Con
due o più punti di scoppio e con profili rilevati in sensi opposti è possibile determinare l'andamento degli
strati anche quando le superfici sono inclinate oppure ondulate.
Lo scopo della prova consiste nel determinare il profilo di rigidezza del sito tramite la misura diretta della
velocità di propagazione delle onde di compressione (VP), secondo fasi di acquisizione differenti e
determinare le geometrie sepolte (spessori e superfici di contatto) dei sismostrati individuati. Tale prova
trova un’ottima applicabilità con profondità delle coperture da esplorare inferiore ai 30-40 m. Come già
evidenziato precedentemente, si suppone che, nell’ambito della porzione di sottosuolo indagata, la
distribuzione delle velocità sismiche sia crescente con la profondità, altrimenti si potrà incorrere nel
fenomeno cosiddetto dell’"orizzonte muto", ovvero nell’impossibilità di poter distinguere e individuare
strati con velocità di propagazione delle onde sismiche inferiori rispetto ai livelli sovrastanti, che, nel caso di
un versante interessato da una frana, potrebbero risultare di fondamentale importanza per la
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comprensione del fenomeno. Malgrado le limitazioni intrinseche nella metodologia e il grado di dettaglio
sicuramente inferiore rispetto alla sismica a riflessione, l’indagine a rifrazione consente di acquisire
informazioni distribuite in un contesto bidimensionale, in maniera rapida e con costi complessivi
d’esecuzione contenuti.
Altre tipologie di indagini geofisiche, quali ad esempio le prospezioni geoelettriche, pur non fornendo
indicazioni sul parametro velocità delle onde sismiche, possono all’occasione integrare le metodologie
sismiche per una migliore definizione delle morfologie sepolte, dei rapporti tra coperture e substrato, di
eventuali discontinuità (faglie, fratture). La prospezione geoelettrica trova il suo fondamento sul fatto che
le rocce sono in grado di condurre corrente; tale capacità viene espressa dalla conducibilità elettrica o dal
suo inverso la resistività (ρ) espressa in ohm∙m. Il metodo sfrutta la resistenza elettrica (R) che si produce in
un ammasso roccioso quando viene attraversato da un flusso di corrente elettrica. Tale grandezza risulta
essere il rapporto tra la lunghezza e la sezione del corpo attraversato e da una costante (r) caratteristica
chiamata resistenza specifica. Se si applica una differenza di potenziale DV, per la legge di Ohm fluisce nel
corpo una corrente elettrica d'intensità I legata alla DV dalla relazione DV=RI. Le rocce, nella maggioranza
dei casi sono isolanti. Se contengono sufficienti quantità di minerali conduttori, sono conduttrici. La
resistività delle rocce dipende in genere dall'acqua contenuti da pori, dalla sua salinità e temperatura e
dalla quantità dei pori stessi. Questi aspetti sono di estrema importanza nella ricerca d'acqua in quanto il
metodo geoelettrico può indicare non solo la profondità alla quale può essere rinvenuto un orizzonte
acquifero, ma anche la porosità della roccia serbatoio e la salinità dell'acqua stessa. Particolare attenzione
dovrà essere posta però nella interpretazione dei risultati in quanto l'eventuale presenza di argille può
alterare completamente le relazioni della resistività. Esistono diverse disposizioni e strumentazioni per
l'individuazione di questo parametro che viene registrato e correlato con la profondità, in un diagramma
bilogaritmico. La strumentazione consta essenzialmente in due parti: una misura l'intensità di corrente I
immessa nel terreno attraverso gli elettrodi A e B ed una misura la differenza di potenziale DV tra gli
elettrodi MN. La sorgente di corrente continua è costituita da un gruppo di pile da 45 e 90 volts collegate in
serie. I quattro elettrodi sono dei picchetti in rame della lunghezza di 60 cm che sono stati collegati alla pila
mediante cavi elettrici. Nel quadripolo di Schlumberger la distanza tra gli elettrodi di misura MN è piccola
rispetto alla distanza AB; gli elettrodi sono in linea e rispettano la simmetria rispetto al punto della base
geoelettrica che resta fisso. Man mano che la distanza tra gli elettrodi AB aumenta, la corrente penetra
profondamente nel sottosuolo; il potenziometro sulla linea MN misura la differenza di potenziale che si
crea per la resistenza opposta dal terreno al passaggio della corrente. La prospezione geoelettrica “classica”
viene applicata generalmente alle indagini idrogeologiche (ricerca di falde acquifere) individua orizzonti a
resistività diversa, individua cavità o discontinuità litologiche.
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Di più recente utilizzo, per la risoluzione di problematiche geologico-applicative, risulta essere la
prospezione geoelettrica, eseguita con tecniche pseudotomografiche (tomografia elettrica). La tomografia
elettrica multielettrodo si basa sulla misura della differenza di potenziale (DV) tra due elettrodi (M-N)
generata da una corrente (I) immessa nel sottosuolo tra altri due elettrodi (A-B). L'indagine parte dai
principi di base della geoelettrica ma, anziché utilizzare un set di 4 elettrodi, la tecnica multielettrodo
permette di utilizzare un numero elevato di elettrodi, generalmente disposti lungo un profilo, con
spaziatura dipendente dalla risoluzione e dalla profondità d’indagine. Agli elettrodi è alternativamente
inviata la corrente e misurata la differenza di potenziale, in una sequenza automatica pre-programmata. Si
ottiene così una pseudosezione di resistività apparente che, mediante algoritmo d’inversione, viene
convertita in sezione di resistività reale. Gli algoritmi d’inversione dedicati consentono l'elaborazione delle
misure di campagna e la ricostruzione di profili di resistività con un dettaglio sino a poco tempo fa
inimmaginabile. La ricostruzione tomografica viene effettuata mediante l’applicazione del Metodo degli
Elementi Finiti (FEM). Tralasciando la trattazione matematica del problema, possiamo dire che nella
ricostruzione tomografica la distribuzione della resistività è l’incognita, mentre le misure elettriche
effettuate sul terreno rappresentano i termini noti. Il problema viene affrontato discretizzando il terreno al
disotto degli elettrodi in un numero finito di maglie o celle (elementi finiti, appunto), ciascuna di resistività
omogenea e incognita. La forma degli elementi è generalmente quadrata o rettangolare e le dimensioni
sono determinate in base alla distanza tra gli elettrodi (1/2 della spaziatura tra due elettrodi contigui). I
valori di resistività da determinare sono quindi quelli che caratterizzano ciascun elemento della maglia. La
loro determinazione avviene tramite l’applicazione di un algoritmo iterativo di inversione, che modifica
progressivamente il valore della resistività di ciascun elemento (fissato arbitrariamente all’inizio del
processo) in modo da minimizzare gli errori tra i potenziali calcolati e quelli misurati agli elettrodi. Il
problema della determinazione della resistività di ciascun elemento non è lineare. E’ quindi possibile che
l’errore da minimizzare possieda molti minimi locali e che, definita una soglia di errore nei dati
sperimentali, esista di conseguenza più di una soluzione. Al fine di individuare il minimo assoluto (quello
che contiene la soluzione più prossima alla realtà) si utilizzano in genere altre metodologie, al fine di fissare
il campo di variazione della resistività degli elementi finiti. La conoscenza della stratigrafia di massima del
terreno su cui viene effettuata la tomografia elettrica permette di fissare a priori alcune condizioni al
contorno; in assenza di essa, si effettua in genere una coppia di sondaggi elettrici verticali, ottenendo così
una buona indicazione sull’elettrostratigrafia di massima del sito. Inoltre particolari disposizioni
elettrodiche permettono la mappatura tridimensionale del sottosuolo e la ricostruzione dettagliata in 3D
degli orizzonti stratigrafici sommersi. La tecnica della tomografia geoelettrica bidimensionale e
tridimensionale lungo un profilo, fornisce dunque, un’immagine di estremo dettaglio delle geometrie delle
strutture presenti nel sottosuolo delle aree indagate. La notevole risoluzione ottenuta mediante tale
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tecnica consente la sua utilizzazione per la risoluzione di numerosissime problematiche applicative e
permette di discriminare molto più efficacemente i contrasti di resistività esistenti nel sottosuolo, fornendo
così informazioni più attendibili sulle condizioni fisiche delle rocce, sulla presenza di superfici di
discontinuità strutturali, sulla presenza ed andamento nel sottosuolo delle falde acquifere e/o di fluidi di
varia origine e strutture di varia natura. Tale metodo è utilizzato con successo anche nello studio delle
frane. In particolare, la tomografia geoelettrica consente di definire lo spessore di terreno interessato dal
fenomeno di instabilità e di ipotizzare preliminarmente la posizione e l'andamento della superficie di
scorrimento del volume in frana; ciò permette, dunque, di calibrare correttamente l'ubicazione ed il
numero di indagini dirette da effettuare.
Una caratteristica generale di tutte le metodologie di prospezione indiretta del sottosuolo e di quelle
geofisiche in particolare, è di essere comunque condizionate sia dai limiti propri di ciascuna tecnica, sia
dalle caratteristiche del contesto geologico in cui si opera. Non è pertanto raro e infrequente ottenere,
successivamente all’elaborazione di dati geofisici, molteplici soluzioni, ovvero differenti modelli
litostratigrafici, corretti sotto il profilo del processo matematico-fisico utilizzato, ma talvolta scarsamente
coerenti con le situazioni reali. Da qui la necessità che i risultati delle indagini geofisiche vengano tarati e
verificati, attraverso il confronto con le indagini dirette, nell’ambito di campagne multidisciplinari di
esplorazione del sottosuolo, finalizzate alla ricostruzione del modello geologico definitivo, rappresentativo
del versante in esame.
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5.3. Caratteri dimensionali e cinematici
(Gullà G.)
5.3.1. Generalità
Nella fase preliminare dello studio geologico e geomorfologico, in particolare su base geomorfologica,
possono essere delineati i caratteri dimensionali dell’instabilità di interesse. L’affidabilità e la definitività del
risultato ottenuto dipende dalla fase di movimento in cui sono svolte le analisi ed i rilevamenti
geomorfologici, dal tipo di materiali coinvolti dall’instabilità e dalla sua tipologia cinematica.
In ogni caso è necessario verificare e precisare in termini quantitativi, quindi con la realizzazione e la misura
di idonee reti di monitoraggio specializzate, le dimensioni del volume instabile, in particolare per quanto
attiene il suo spessore.
Ulteriori elementi conoscitivi che è necessario acquisire per la definizione del modello geotecnico del
pendio instabile riguardano i caratteri cinematici: relativamente alla verifica e precisazione della tipologia
(esp. scorrimento invece che colata, scorrimento rotazionale invece che scorrimento traslazionale, ecc.),
riguardo la fase cinematica in atto e relative modalità cinematiche (spostamenti, velocità, accelerazioni).
Volendo seguire un ordine, in generale vincolato dalle effettive possibilità di realizzazione, è consigliabile
trattare gli aspetti in esame procedendo alla realizzazione ed alla misura:
-
di una rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti superficiali relativi,
-
di una rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti,
-
di una rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti profondi.
Con gli adattamenti necessari per le specifiche caratteristiche delle reti di monitoraggio richiamate, le
prime e generali indicazioni metodologiche che bisogna considerere riguardano:
-
la definizione della geometria della rete,
-
il tipo di installazioni e le modalità di realizzazione,
-
le strumentazioni più idonee per le misure sulle stazioni di monitoraggio realizzate,
-
le modalità generali di elaborazione e presentazione dei dati di misura,
-
eventuali specificità da considerare con riferimento agli elementi che individuano il quadro
conoscitivo in via preliminare (esp. frequenza delle misure, accorgimenti particolari per la messa in
stazione delle strumentazioni, ecc.).
Da un punto di vista generale una rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti superficiali relativi
può essere realizzata con estrema rapidità e, in una fase preliminare, con risorse molto limitate. In presenza
di determinate tipologie di instabilità e nelle fasi cinematiche caratterizzate da movimenti significativi
(spostamenti dell’ordine dei centimetri al giorno), anche una rete molto semplice, opportunamente diffusa
nell’area interessata dall’instabilità, permette di verificare e precisare in via definitiva l’estensione areale
del fenomeno di frana. Successivamente ad una prima fase, in cui la rete può dunque essere
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opportunamente realizzata in maniera semplice ed economica, si deve procedere all’individuazione dei
nodi di misura più significativi sui quali proseguire con il monitoraggio per un periodo rappresentativo di
quanto si può verificare nel pendio, procedendo ad una monumentazione più solida e, ove necessario, alla
messa in opera di sensori per la misura automatica con, o senza, acquisizione in remoto.
Per quanto attiene le reti specializzate di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti sono
generalmente realizzate in più fasi, diversamente articolate a seconda dell’entità degli spostamenti che si
ipotizza di poter misurare. Se si ritiene che siano in atto movimenti significativi è opportuno procedere alla
realizzazione di una rete ridondante, utilizzando monumentazioni in qualche misura provvisorie, e
procedere successivamente ad una sua ottimizzazione, riducendo ove necessario il numero di punti di
misura e procedendo alla loro definitiva monumentazione; se il quadro conoscitivo disponibile indica
ragionevolmente la presenza di movimenti lenti è opportuno procedere alla monumentazione definitiva di
una rete di capisaldi, il cui numero e la cui localizzazione possono essere definiti in prima istanza su base
geologico-geomorfologica, e successivamente procedere all’eventuale integrazione o riduzione dei punti di
misura considerando le indicazioni che man mano possono essere ottenute dalla stessa rete di
monitoraggio.
La realizzazione della rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti profondi, facendo riferimento
alla pratica corrente, necessita dell’installazione di tubi inclinometrici in sondaggi geotecnici appositamente
eseguiti. Ne consegue, per ragioni facilmente desumibili, che i tempi necessari per acquisire questo tipo di
dato sono decisamente più lunghi rispetto a quelli richiesti per la misura degli spostamenti superficiali
relativi ed assoluti.
Le semplici considerazioni esposte spiegano la tendenza, da contrastare decisamente, a procedere nella
definizione del modello geotecnico con il solo utilizzo del monitoraggio degli spostamenti superficiali.
Questa tendenza è stata in qualche misura rafforzata dalla disponibilità di tecnologie di elaborazione delle
immagini da satellite (DIFFSAR, ecc.) (Cascini et al., 2008; Ferretti et al., 2001; Franscechetti & Lanari, 1999;
Mora et al, 2003). Le tecnologie DIFFSAR, e simili, possono fornire, considerandone opportunamente i limiti
di applicazione, un supporto utile ed efficace, in particolare se utilizzate in maniera integrata, per lo studio
della pericolosità e del rischio su area vasta e su singolo versante (Cascini et al., 2007, Ferretti et al., 2000,
Fornaro et al., 2007a,b, Gabriel et al.,1989). Tuttavia la loro applicazione corrente, anche in ambiti
specialistici, richiede ancora approfondimenti di studio, una precisazione circostanziata delle potenzialità e
dei limiti di utilizzo e, in particolare, una maggiore trasparenza e fruibilità dei codici di calcolo impiegati per
le elaborazioni delle immagini da satellite (Kampes et al., 2005; Mora et al., 2002 ). Pur ritenendo dunque le
tecnologie richiamate di potenziale interesse applicativo anche a fini conoscitivi, non si ritiene che siano
mature per una trattazione utile alle finalità della presente relazione.
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Contrariamente alla tendenza evidenziata, sono invece di assoluta importanza per le finalità specifiche della
presente relazione (definizione del modello geotecnico del pendio instabile e successiva valutazione della
pericolosità da frana alla scala del singolo versante) le misure degli spostamenti profondi nei pendii instabili
per la definizione di due elementi essenziali del modello geotecnico: lo spessore del volume instabile, il tipo
di cimenatismo del fenomeno di frana. Entrambi gli elementi richiamati concorrono infatti in maniera
determinante alla pericolosità del fenomeno di frana.
Le possibilità di scelta riguardo la misura degli spostamenti è notevolmente ampia e riflette la grande
varietà dei movimenti franosi; d’altra parte, anche nell’ambito di una specifica tipologia di instabilità, gli
spostamenti possono subire consistenti variazioni nel tempo e nello spazio in relazione alla fase di
evoluzione del movimento. Un esempio è fornito dall’evoluzione nel tempo dei fenomeni di crollo nei
materiali rocciosi: le fasi immediatamente precedenti a quella parossistica sono, infatti, generalmente
caratterizzate da spostamenti contenuti nell’ambito del centimetro, mentre, durante l’evento, si assiste a
spostamenti che possono anche raggiungere entità dell’ordine delle centinaia di metri.
L’aspetto menzionato riveste, ovviamente, grande importanza nei riguardi delle scelte che bisogna operare
relativamente alle installazioni e strumentazioni per il conseguimento di risultati ottimali, sia dal punto di
vista tecnico che economico. Al riguardo utili indicazioni per una stima preliminare dell’entità degli
spostamenti in relazione alla tipologia di frana sono fornite dai dati proposti da Hungr (1981) riportati nella
tab. 5.3.1-1.
Nella tab. 5.3.1-1 sono delineati i tratti generali degli scenari che si possono presentare per la misura degli
spostamenti e sono poste in luce le problematiche relative alla scelta degli strumenti e delle tecniche
sperimentali da utilizzare. Tale scelta è, infatti, subordinata di volta in volta a considerazioni sulle
caratteristiche cinematiche del movimento franoso, al livello di precisione che si vuole conseguire ed alle
disponibilità finanziarie.
Alcune indicazioni generali riguardo le tecniche ed i metodi di misura sono riassunte nella tab. 5.3.1-2.
Tuttavia, tentare un’analisi comparativa delle tipologie di misure illustrate per il rilievo di spostamenti
superficiali e profondi risulta arduo, in quanto non è agevole individuare semplici parametri di riferimento
in grado di indirizzare caso per caso la scelta più idonea riguardo la strumentazione da impiegare.
Quest’ultima va, pertanto, tarata di volta in volta sulla base degli elementi che caratterizzano la particolare
problematica da affrontare. Bisogna dunque evitare scelte determinate da “mode” e puntare decisamente
ad individuare, per i casi di specifico interesse, fra tutte le possibili strumentazioni, tecniche e procedure di
misura disponibili, quelle più idonee ed efficaci per la definizione dei caratteri cinematici e dimensionali
delle instabilità che si è chiamati ad analizzare e, se del caso, a consolidare (mitigazione e riduzione del
rischio).
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L’entità degli spostamenti attesi per la fenomenologia in studio costituisce un primo e fondamentale
elemento di riferimento che, come già evidenziato, può essere progressivamente affinato considerando,
oltre alle indicazioni già fornite, testimonianze dirette e/o di notizie storiche o ulteriori indicazioni
disponibili in letteratura tab. 5.3.1-1.
Sulla base di quanto è stato esposto, in particolare per le finalità conoscitive trattate nella presente
relazione, si può decisamente affermare che, prima ancora della scelta delle strumentazioni e delle
procedure di misura, sono essenziali le decisioni che riguardano la realizzazione (monumentazione) della
rete di monitoraggio e, in particolare, sul percorso che più efficacemente si deve intraprendere per
ottimizzare i risultati che è necessario conseguire.
Sicuramente rappresente uno degli aspetti di maggiore debolezza per il monitoraggio conoscitivo dei pendii
instabili, la disponibilità di misure per un periodo rappresentativo, in particolare con riferimento alla
valutazione della pericolosità del fenomeno di frana ed alle scelte per la mitigazione e riduzione del rischio.
L’indicazione da considerare per superare al meglio questa criticità consiste nell’acquisire le misure di
interesse per almeno un anno idrologico e correlarne progressivamente il loro andamento nel tempo alle
grandezze, ad esempio le piogge, che possono determinare il superamento di valori soglia opportunamente
definiti.
La progressiva ed efficace interpretazione delle misure di spostamento ottenute da monitoraggi conoscitivi
può essere condotta riferendosi ai caratteri generali associati alle possibili fasi di movimento di una frana:
quiescenza, spostamenti nulli; creep, spostamenti caratterizzati da velocità costante e da lenta ad
estremamente lenta; pre-rottura, velocità di spostamento crescente con accelerazione costante; rottura,
velocità crescente con accelerazione crescente; post-rottura, velocità decrescente con decelerazione
costante (o crescente). L’indicazione fornita deve opportunamente considerare la possibilità, o meno, che il
volume instabile collassi nella fase di rottura (evoluzione catastrofica dell’instabilità con trasformazione del
geomateriale coinvolto e della tipologia di movimento).
Ulteriori criteri ed indicazioni metodologiche sono di seguito proposti con riferimento al monitoraggio degli
spostamenti superficiali, relativi ed assoluti, e profondi. La trattazione sarà riferita alle installazioni ed alle
procedure di utilizzo corrente.
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Tab. 5.3.1-1 - Velocità tipiche delle fasi parossistiche di alcuni movimenti franosi (da Hungr, 1981
modificata).
Tab. 5.3.1-2 - Tecniche di misura degli spostamenti e relative possibilità di applicazione in relazione
all’intervallo di misurazione (da Stocker, 1986 modificata).
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5.3.2. Spostamenti superficiali relativi
Per definire la geometria di una rete di monitoraggio degli spostamenti superficiali relativi si deve
procedere al rilievo (censimento, localizzazione e caratterizzazione) delle lesioni, fratture, ecc. che si ritiene
possano essere espressione di movimenti prodotti dall’instabilità di interesse. In corrispondenza degli
elementi richiamati si individuano i punti in corrispondenza dei quali potranno essere essere materializzate,
una volta operata un’opportuna selezione, le stazioni di monitoraggio (nodi di monitoraggio) degli
spostamenti superficiali relativi.
Una buona selezione dei punti di monitoraggio dipenderà in maniera rilevante dalla fase di movimento in
atto quando si decide di procedere con il monitoraggio conoscitivo del pendio. Evidentemente se ci si trova
in una fase di rottura, pre-rottura e, generalmente, post-rottura, le espressioni di movimento sono ben
evidenti e la possibilità di selezionare i punti di monitoraggio cinematicamente più significativi è migliore
rispetto a quando la selezione avviene in assenza di movimenti (frana quiescente) o in presenza di
movimenti lenti (fase di creep). Nell’avvio del monitoraggio un criterio da considerare è quello di
individuare i punti di monitoraggio, per quanto possibile, uniformemente distribuiti nell’area che
morfologicamente si presenta instabile. In particolare, è opportuno individuare alcuni punti di monitoraggio
in corrispondenza del passaggio zona instabile-zona stabile.
La definizione della geometria della rete può essere in linea generale favorita dalla presenza sul pendio
instabile di strutture ed infrastrutture, nelle quali sono presenti fessure prodotte dall’instabilità di pendio,
che possono consentire una maggiore robustezza e durabilità alle stazioni di monitoraggio realizzate.
Nel corso del monitoraggio, sulla base di quanto si evidenzierà progressivamente dallo stesso in termini
quantitativi, si procederà alla definitiva definizione della geometria della rete di monitoraggio degli
spostamenti relativi, scegliendo quelli che forniscono indicazioni più significative dal punto di vista
cinematico (rappresentatività del movimento complessivo, maggiore confrontabilità con gli spostamenti
assoluti, facilità di accesso per le misure manuali o per la manutenzione di strumentazioni installate, ecc.),
quindi riducendo il numero di stazioni di monitoraggio, o integrando, ove disponibili, ulteriori stazioni su
altri punti cinematicamente significativi.
Da quanto illustrato è evidente che la definizione della geometria della rete di monitoraggio degli
spostamenti relativi dipenderà in misura importante dal modo in cui l’instabilità manifesterà i suoi effetti.
Nella fig. 5.3.2-1 è mostrato un esempio di possibile geometria di una rete di monitoraggio degli
spostamenti superficiali relativi.
La realizzazione delle stazioni di monitoraggio (nodi della rete) rappresenta un aspetto di estrema
importanza in via definitiva. Se, tuttavia, il monitoraggio è avviato in una fase in cui i movimenti sono
significativi, cone già evidenziato in termini generali, conviene procedere rapidamente con la
monumentazione di stazioni semplici e misurabili con strumenti idonei all’entità dei movimenti in atto.
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Se non sono evidenti gli effetti di un movimento in atto nella fase di avvio del monitoraggio, è opportuno
selezionare un numero di punti di misura più contenuto, realizzare delle stazioni di misura semplici ma
idonee per rilevare spostamenti contenuti e procedere con misure manuali utilizzando attrezzature in
grado di apprezzare, appunto, spostamenti contenuti (fig. 5.3.2-2).
In entrambe le situazioni considerate come riferimento si potrà gradualmente decidere se continuare con
le stazioni di misura (semplici) predisposte rapidamente nella fase di avvio del monitoraggio conoscitivo, o
se procedere con monumentazioni più solide e durabili nel tempo (fig. 5.3.2-3). Analogamente si potrà
decidere se è opportuno continuare con le misure condotte in manuale o se, invece, è necessario
procedere all’installazione di sensori che consentano la misura in automatico e, ove necessario, con
trasmissione in remoto. Nell’ipotesi di movimenti contenuti bisognerà tuttavia mettere in conto la concreta
possibilità che non emergano significative indicazioni in tempi ragionevoli, salvo non si verifichino variazioni
nella fase di movimento.
La scelta, in particolare in via definitiva, tra misura in manuale e misura automatica dipende dalla frequenza
delle misure, a sua volta funzione della velocità del movimento in atto, e dall’estensione del periodo per il
quale si ritiene di dover protrarre le misure. Anche per l’aspetto in mezione è dunque opportuno adottare
una strategia di rimodulazione degli intervalli di misura. Questo semplice accorgimento, che si scontra con
l’inopportuna tendenza ad acquisire enormi moli di misure in automatico, consente una più robusta
interpretazione delle misure condotte ed evita un inutile accumulo di dati.
Il tipo di strumentazione da utilizzare per eseguire le misure è anche condizionato dalla frequenza e dal
periodo di misura: strumenti misurabili in manuale, se non vi sono ragioni di sicurezza per gli operatori (esp.
stazioni di misura raggiungibili con difficoltà e con rischi per l’incolumità degli stessi operatori), possono
essere utilizzati efficacemente per fare misure frequenti per periodi brevi (esp. ogni ora per massimo una
giornata; ogni quattro ore per qualche mese; ecc.), oppure per fare misure diradate per periodi lunghi (esp.
una volta al mese per un anno; due volte l’anno per alcuni anni, ecc.). Influenzano la scelta in esame
l’organizzazione di chi gestisce il monitoraggio: le misure in manuale sono in generale compatibili con la
disponibilità di personale, le misure in automatico sono in generale compatibili con la disponibilità di risorse
per l’acquisto, la manutenzione e la gestione di apparecchiature. Nella fase di avvio del monitoraggio
conoscitivo, in generale, è comunque opportuno procedere con misure manuali.
Per quanto attiene le strumentazioni che è possibile utilizzare per eseguire il monitoraggio degli
spostamenti superficiali relativi, come già evidenziato in termini generali, si possono dunque utilizzare
diverse soluzioni che è opportuno determinare in relazione ai criteri già esposti. In generale, non è
complicato
migrare
da
semplici
strumenti/installazioni
per
misure
manuali
a
più
robusti
strumenti/installazioni che possono essere utilizzati per la misura in continuo e, ove necessario, per la
trasmissione in remoto dei dati, tuttavia non è da sottovalutare il fatto che l’installazione e l’utilizzo di
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
strumenti che consentono l’acquisizione delle misure in automatico, con eventuale trasmissione in remoto,
richiede l’intervento di personale qualificato e comporta un incremento dei costi, in particolare nella fase di
avvio. Ne consegue che le misure in automatico trovano una maggiore e motivata giustificazione per misure
finalizzate al monitoraggio di controllo, o di allarme, volte al controllo o nella fase conoscitiva quando
sussistono particolari difficoltà logistiche e di accesso ai luoghi.
In definitiva, con riferimento alla fase di avvio del monitoraggio, si può procedere: con l’installazione di
fessurimetri la cui lettura è semplice ed intuitiva (fig. 5.3.2-3), ma il cui utilizzo è possibile solo disponendo
di strutture e/o infrastrutture su cui installarle (Gullà et a., 1995); con la predisposizione di basi di misura,
da misurare, a seconda dell’entità degli spostamenti, con fettucce metriche o calibri di precisione;
all’installazione di supporti tridimensionali per il rilievo degli spostamenti (fig. 5.3.2-4), da misurare con
micrometro di idonea precisione, successivamente sostituibile, ove ritenuto necessario, con trasduttori per
la misura automatica.
L’utilizzo delle installazioni e strumentazioni illustrate, fra le più diffuse per le problematiche di stabilità dei
pendii, si differenzia quindi in funzione dello spostamento massimo che sono in grado di misurare.
Oltre alla possibilità di trasformare per la misura in automatico i supporti tridimensionali illustrati, o simili
installazioni, nel caso si intenda procedere, una volta definita una prima ipotesi di lavoro, con misure in
automatico si può procedere con misure estensimetriche e clinometriche che consentono, in generale, di
acquisire informazioni suglii spostamenti relativi di due punti posti in superficie; in genere, vengono
condotte per valutare l’evoluzione delle fratture e/o fessure presenti nel terreno o su manufatti ad esso
collegati. Gli spostamenti, che possono ovviamente essere riportati in termini assoluti qualora le relative
stazioni di misura siano collegate a reti di controllo topografico, risultano di estrema utilità nella definizione
del quadro cinematico complessivo. Non è superfluo evidenziare che in alcuni contesti, ad esempio nel
controllo di fratture in ammassi rocciosi, dove si ha certezza della fissità di una delle facce delle fratture, gli
spostamenti misurati possono essere assunti come assoluti e, quindi, essere impiegati direttamente per il
rilievo di situazioni di pericolo.
Gli estensimetri ed i clinometri vengono generalmente installati con l’asse dello strumento disposto lungo
un piano orizzontale (fig. 5.3.2-5); in tale configurazione, i primi consentono di valutare la componente
orizzontale dello spostamento, i secondi, la sua componente verticale.
Le apparecchiature utilizzate sono sostanzialmente analoghe a quelle impiegate per le lesioni di strutture in
muratura o calcestruzzo, limitatamente a basi di misura variabili da un minimo di 0.1m ad un massimo di
0.8 m; in tali condizioni la precisione operativa è dell’ordine di 0.05 mm. Quando la distanza iniziale fra le
facce delle fratture è superiore ai valori innanzi indicati e/o quando ci si aspettano elevate velocità di
spostamento, è opportuno riferirsi a basi di misura più ampie e quindi utilizzare estensimetri a filo o a
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nastro (fig. 5.3.2-6), simili a quelli impiegati per misure di convergenza in galleria; in tal caso, le
configurazioni possibili possono essere molto varie e da ciò può dipendere la precisione della misura stessa.
Tale precisione può, tuttavia, essere considerevolmente migliorata utilizzando fili o nastri di invar a fronte
però di un considerevole incremento dei costi e di maggiori difficoltà operative a causa delle caratteristiche
di fragilità di tale materiale.
L’impiego degli estensimetri e dei clinometri è prevalente in fenomenologie che coinvolgono rocce lapidee
o tenere: Zvelebil (1984) ne segnala ad esempio l’utilizzo per lo studio delle condizioni di stabilità nelle zone
marginali di placche lapidee in Cecoslovacchia; il controllo della stabilità di cunei di roccia in ambiente
alpino è illustrato da Rochet (1984); mentre lo studio di falesie, rispettivamente in tufi calcarei (Francia) e
nelle “craie” dell’isola di Wight (Gran Bretagna) , sono riferiti da Schwartzmann et al. (1985) e da Chandler
& Hutchinson (1984).
Più rare sono le applicazioni in rocce sciolte, al riguardo si cita il caso proposto da Burland et al. (1977)
relativo al controllo, con l’impiego di clinometri, di un frattura prodottasi a seguito della realizzazione di
uno scavo. L’impiego di estensimetri con basi di misura più lunghe, in particolare, è segnalato sia in pendii
dove sono presenti rocce sciolte che rocce lapidee. Sassa (1984) riferisce di un’installazione costituita da
una catena di estensimetri a filo di invar, ognuno lungo 50 m, per una lunghezza complessiva di 1200 m che
ha consentito la misura di spostamenti dell’ordine di 200 mm. Un ulteriore esempio relativo a misure
condotte con estensimetro a filo di invar, di lunghezza analoga al precedente su un versante con un
dislivello di 1000 m (Moser et al., 1980); le misure così eseguite, che indicano spostamenti di poco superiori
a 20mm in 3 giorni, sono state integrate da misure topografiche.
Alcuni esempi di reti di monitoragio di spostamenti superficiali, realizzate in contesti rappresentativi e per
lo studio di fenomeni tipici del territorio calabrese, sono illustrati nel dettaglio da Gullà et al. (1995), Gullà
(2004; 2008).
Si ritiene utile segnalare come, in alcune situazioni, indicazioni dirette circa spostamenti in zone instabili,
possano essere acquisite tenendo sotto controllo strutture a sviluppo lineare quali condotte, gallerie, reti
elettriche aeree, etc. ricadenti nell’area di interesse (Borsetto et al., 1986).
Si vuole concludere con quanto segnalato da Voight & Kennedy (1979) riguardo la possibilità di utilizzare le
misure di spostamenti superficiali relativi per formulare ipotesi circa i tempi di raggiungimento delle
condizioni di collasso, evidenziando tuttavia l’opportunità di tale impiego solo a valle di una conoscenza
adeguata del fenomeno di instabilità di pendio.
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Fig. 5.3.2-1 - Esempio di geometria di una rete specializzata di monitoraggio degli spostamenti superficiali
relativi.
L1
N
frattura
chiodi
L2
L3
L4
Fig. 5.3.2-2 - Esempio di stazione di monitoraggio degli spostamenti superficiali relativi in presenza di
spostamenti contenuti.
Fig. 5.3.2-3 - Esempi di fessurimenti.
SCALA 1:2000
0
25
50
75
Mare
100
Fe_M_01
Fig. 5.3.2-4 - Esempio di stazione di monitoraggio degli spostamenti superficiali relativi realizzata con
supporto tridimensionale.
Fig. 5.3.2-5 - Esempio di strumentazioni per la misura di spostamenti su fratture (da Brusden & Prior, 1984).
Fig. 5.3.2-6 - Estensimetro a nastro per basi di media lunghezza (da qualche metro a qualche decina di
metri) (da Ribacchi, 1986).
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5.3.3. Spostamenti superficiali assoluti
La geometria di una rete di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti, in particolare in presenza di
movimenti in massa complessi, non può che essere definita in maniera progressiva (Bonci et al., in stampa).
Nella pratica corrente, considerando che in ogni caso deve essere avviato il monitoraggio delle grandezze in
esame, bisogna procedere alla definizione della geometria della rete successivamente al rilievo
geomorfologico-geologico preliminare dell’area instabile. L’affidabilità della delimitazione e della
definizione della tipologia dipenderà prevalentemente, oltre ovviamente che dalla competenza e diligenza
del professionista che effettua i rilievi, dalla fase di movimento in atto quando si effettuano i rilievi e dalla
documentazione aereofotografica disponibile.
Nella fase di avvio del monitoraggio degli spostamenti assoluti, considerando le informazioni prima
evidenziate, dovrà essere preliminarmente individuata, anche per altre finalità conoscitive (esp. la
localizzazione delle verticali di indagine geotecnica, con particolare riferimento a quelle utilizzate per la
realizzazione delle installazioni di monitoraggio), una sezione rappresentativa e, presuntivamente, la
direzione principale di movimento.
Considerando la sezione rappresentativa e la direzione principale di movimento così definite, si potranno
localizzare i punti di misura rappresentati da punti di controllo (che si suppone siano o possono essere in
movimento) ed i punti di riferimento (che si suppone siano fissi). L’insieme dei punti di misura
rappresentano i nodi della rete di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti e nella fase di avvio
del monitoraggio, compatibilmente con le problematiche logistiche di seguito delineate e con le risorse
disponibili, il loro numero potrà variare da cinque a non meno di tre per quelli di controllo, mentre non
potrà essere inferiore a due per quelli di riferimento. I punti di riferimento, preferibilmente, non devono
essere interessati da movimenti o, quanto meno, non devono muoversi in maniera significativa rispetto ai
punti di controllo (esp. se gli spostamenti che ci si attende dei punti di misura sono dell’ordine dei 10 cm al
mese, quelli al limite accettabili per i punti di riferimento non possono indicativamente superare il
centimetro in un mese). Da quanto esposto, e per come precisato nel capitolo 2 della presente relazione, è
dunque evidente la necessità di estendere i rilievi geomorfologici e geologici su un’area adeguatamente
estesa rispetto all’instabilità di diretto interesse.
Anche per il tipo di rete in esame, se l’avvio del monitoraggio conoscitivo avviene in una fase di rottura o
pre-rottura e post-rottura, la possibilità di selezionare punti di monitoraggio cinematicamente più
significativi migliorerà notevolmente rispetto ad una fase di quiescenza o di creep.
La presenza sul pendio di interesse di strutture e/o di vegetazione rigogliosa può condizionare in maniera
rilevante la geometria della rete e, come meglio precisato nel seguito, la scelta delle strumentazioni
utilizzabili. Gli elementi indicati possono infatti impedire la “visuale”, nel caso di strumenti ottici o ad
emissione di frequenze da terra, o determinare disturbi, nel caso di frequenze da satellite. Dunque per la
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definizione della geometria della rete, nella fase di avvio ed in prospettiva per la sua definitiva
configurazione, dovrà essere accuratamente considerata la disposizione delle strutture e dalla vegetazione
presenti sul pendio in relazione alla possibile localizzazione dei punti di riferimento.
La configurazione definitiva della geometria della rete deve assumere fra i suoi criteri l’utilizzo del minor
numero di punti di controllo, per definire negli aspetti essenziali le caratteristiche cinematiche
dell’instabilità di pendio di interesse. Considerando quanto evidenziato, la configurazione definitiva della
geometria della rete (disposizione plano-altimetrica e numero di punti di controllo e di riferimento) dovrà
essere perseguita iterativamente (se possibile, riducendo e, se necessario, incrementando il numero di
punti di monitoraggio) sulla base di quanto si evidenzierà progressivamente dallo stesso monitoraggio in
termini quantitativi.
La rappresentatività del movimento complessivo, la facilità di accesso, la sicurezza rispetto ad intrusioni ed
atti vandalici, ecc. costituiscono aspetti importanti da considerare nel percorso delineato.
Nella fig. 5.3.3-1 sono mostrati alcuni esempi di possibili geometrie di reti di monitoraggio degli
spostamenti superficiali assoluti realizzate in contesti rappresentativi e per fenomeni tipici, e ad elevato
impatto, presenti nel territorio calabrese.
La monumentazione dei punti di misura (controllo e riferimento), finalizzata alla materializzazione dei nodi
della rete di monitoraggio, rappresenta un aspetto semplice e di estrema importanza. Le scelte oparative
che è necessario fare dipendono dall’entità degli spostamenti (velocità) che si prevede di misurare
(ricordando che in generale possono variare in funzione della fase di evoluzione del fenomeno di
instabilità), dalle caratteristiche dei geomateriali presenti in prossimità del piano campagna nei siti scelti
per la localizzazione dei punti di misura. Nella fig. 5.3.3-2 sono mostrate due semplici modalità di
realizzazione di caposaldi in presenza di due diversi tipi di geomateriali. Nella fig. 5.3.3-3 sono invece
proposti alcuni esempi di realizzazioni relative a pendii interessati da instabilità tipiche e ad elevato
impatto, in contesti rappresentativi del territorio calabrese.
Per il monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti è opportuno decidere sin dalla fase di avvio circa
le modalità di realizzazione dei caposaldi, salvo eventuali necessarie rimodulazioni, non dimenticando di
considerare fra le caratteristiche delle realizzazioni la solidità e la durabilità nel tempo.
Per finalità conoscitive, salvo vi siano esigenze particolari e/o motivi di sicurezza per il personale impegnato
nelle misure, la misura degli spostamenti assoluti deve essere condotta con modalità manuali. Questa
modalità evita, in particolare se si scelgono strumentazioni GPS, l’accumulo di enormi quantità di dati e
induce una maggiore riflessione nell’interpretazione delle misure. La frequenza di misura nella fase
conoscitiva, anche in presenza di velocità significative, difficilmente sarà tale da richiedere il ricorso a
misure automatiche, che in ogni caso si potrebbero effettuare con le dovute e possibili modifiche alle
installazioni. La necessità di ricorrere a misure automatiche nell’ambito di un monitoraggio conoscitivo, in
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particolare per gli spostamenti assoluti, configurerebbe in definitiva una diversa e prioritaria finalità di
controllo del fenomeno di frana.
Se non consideriamo, per quanto precedentemente evidenziato, l’opzione di misura automatica la scelta
del tipo di strumentazione dipenderà sostanzialmente dalla logistica del sito. Riferendoci per semplicità alle
strumentazioni di utilizzo corrente, stazioni totali o simili e sistemi GPS, non vi sono, in generale,
significative differenze riguardo la precisione delle misure che si posono ottenere, dando per scontato un
impiego corretto di entrambi i tipi di strumentazioni richiamati. Per entrambe le strumentazioni la
precisione delle misure è adeguata anche per spostamenti molto contenuti (dell’ordine del centimetro al
mese).
Senza entrare nei dettagli tecnici si vuole evidenziare, con riferimento alle finalità della presente relazione, i
limiti e le potenzialità delle stazioni totali e dei sistemi GPS. Per entrambe le strumentazioni gli spostamenti
assoluti dei punti di controllo sono definiti, rispetto ai punti di riferimento, rispetto alla prima lettura della
rete (lettura di zero). Le letture successive a quella di zero possono essere riferite ad un solo punto di
riferimento (primo punto di riferimento), utilizzando il secondo punto di riferimento solo nell’ipotesi che si
deteriori per una qualche ragione il primo.
Le stazioni totali (fig. 5.3.3-4) sono dispositivi che utilizzano la riflessione di raggi laser per la misura, hanno
come principale limite, analogamente alle tradizionali strumentazioni topografiche (ottiche), la necessità di
avere la completa visibilità tra tutti i punti di controllo ed i punti di riferimento. Fra i vantaggi di sicuro
interesse vi è la rapidità con cui si può completare la misura completa di una rete di monitoraggio. Sebbene
non sia di interesse per le finalità della presente relazione, si può ancora considerare il fatto che la
strumentazione in esame, in una configurazione servo-assistita, può essere facilmente utilizzata anche per
procedere a misure in automatico. Bisogna rilevare che non sono frequenti le situazioni, in particolare negli
ambiti territoriali di interesse, nelle quali è possibile procedere alle misure di spostamenti superficiali
assoluti con l’utilizzo di stazioni totali. Nella (fig. 5.3.3-5 è mostrato un esempio di rete di monitoraggio
degli spostamenti assoluti misurata con una stazione totale.
I sistemi GPS (fig. 5.3.3-6) utilizzano per la misura i segnali trasmessi da costellazioni di satelliti
geostazionari, raccolti da apposite antenne posizionate nei caposaldi appositamente installati e registrati in
appositi ricevitori. La precisione della misura dipende dal tempo di acquisizione del segnale su ogni punto di
controllo e, in generale, deve essere tanto più lungo quanto più piccolo è lo spostamento che si prevede di
rilevare. In generale sono utilizzate due modalità di misura: modalità statico-rapida, con sessioni di misura
dell’ordine dei 20’; modalità statica, con sessioni di misura di almeno 2 ore (rilevamento di spostamenti
subcentimetrici). In genere le antenne GPS disponibili per effettuare una misura completa su una rete,
anche in una configurazione geometrica di avvio, non è sufficiente una sola sessione, pertanto è da
considerare la necessità di mantenere per tutta la durata delle sessioni di misura, necessarie per una
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misura completa sulla rete, un’antenna ed un ricevitore in uno dei punti di riferimento (nei due punti di
riferimento per la lettura di zero). Nella pratica corrente, dunque, il tempo necessario per una misura
completa su una rete con un sistema GPS è maggiore rispetto a quello necessario con una stazione totale,
ove sussistano le condizioni di utilizzo prima richiamate.
Il vantaggio dei sistemi GPS è dato dal fatto che non richiedono la visibilità diretta fra punti di controllo e
punti di riferimento, caratteristica che semplifica notevolmente le possibilità di monitoraggio. Caratteristica
che, tuttavia, deve fare i conti con due importanti problematiche: il disturbo nella ricezione del segnale che
può essere determinato dalla presenza di ostacoli nell’intorno dei punti di controllo o, ancora peggio, di
quelli di riferimento (edifici, alberi, ecc.), con conseguente riduzione della precisione della misura del punto
o addirittura con impossibilità della stessa misura; esposizione del pendio invisibile o con visibilità limitata
delle costellazioni di satelliti, con conseguenze analoghe a quelle prima evidenziate. Se sussiste la seconda
delle condizioni evidenziate bisogna ricorrere a strumentazioni tipo stazioni totali, per l’altra condizione
(disturbo determinato da ostacoli) si può configurare al meglio alla geometria della rete, cercando di
mantenerne quanto più possibile inalterate le caratteristiche necessarie per definire la cinematica del
fenomeno di instabilità. Occorre ricordare, nell’ipotesi la rete sia misurata con sistemi GPS, che anche la
geometria in quota (differenze di quota tra i punti di misura) rispetti dei limiti (Bonci et al., 2002).
Nella fig. 5.3.3-7 sono mostrati alcuni esempi di reti di monitoraggio degli spostamenti assoluti, misurate
con un sistemi GPS, relative a instabilità di pendio tipiche e ad elevato impatto, in ambiti geologici
caratteristici del territorio calabrese.
Le procedure di elaborazione, che sono sostanzialmente simili per le diverse strumentazioni, prevedono,
oltre ai calcoli geometrici, un trattamento statistico dei dati che, in definitiva, consente di ridurre in modo
considerevole l’errore che altrimenti si commetterebbe (Fangi , 1986).
Bisogna comunque osservare che, a fronte di una notevole precisione, conseguibile grazie all’affidabilità
delle apparecchiature impiegate, si possono verificare nella pratica corrente sensibili riduzioni conseguenti
ad una molteplicità di fattori operativi quali: accuratezza di installazione dei capisaldi, spostamenti
superficiali non riconducibili alla fenomenologia in studio, errori di posizionamento della strumentazione,
obliquità della rete di misura e, infine, le condizioni atmosferiche durante le misurazioni.
Riguardo ancora le tecniche di rilevamento, quelle topografiche e geodetiche sono allo stato fra le più
diffuse per il controllo degli spostamenti di pendii instabili.
Rispetto alle strumentazioni precedentemente discusse, non è da escludere in alcune situazioni l’utilizzo di
strumenti ottici classici quali: livelli, che consentono la misura di spostamenti verticali; teodoliti, che
permettono misure di angoli; distanziometri, con i quali si eseguono misure di distanze.
Riguardo le procedure di rilevamento, la quota dei punti, rispetto ad un piano orizzontale assoluto, o
relativo, di riferimento, viene conseguita mediante i livelli con livellazioni geometriche di alta precisione; la
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posizione planimetrica viene invece rilevata con teodoliti e distanziometri utilizzando tecniche di
triangolazione, trilaterazione, o triangolaterazione alle quali compete un diverso errore in funzione della
distanza di misura. Per maggiori informazioni e dettagli sull’argomento ed in particolare sull’insieme di tali
procedure si rimanda a Bannister & Raymond (1985).
Bisogna comunque osservare che, a parità di condizioni, le livellazioni consentono precisioni notevolmente
più accurate rispetto alle tecniche utilizzate per le misure planimetriche.
La maggiore precisione delle livellazioni è da ascrivere, oltre che alla elevata sensibilità dei livelli rispetto ai
teodoliti ed ai distanziometri, alla estrema semplicità di messa in opera della rete ed alla facilità di
esecuzione dei rilievi; ciò consente, ad esempio, di contenere l’errore medio della misura di un punto posto
a distanza L dalla postazione, a valori compresi nell’intervallo [2*10-7L, 2*10-6L], e, inoltre, di raggiungere
per livellazioni eseguite su reti a maglie chiuse, deviazioni standard degli errori pari a 0.5√(D/2) mm, con D
lunghezza della maglia espressa in km (Watt, 1970). Le determinazioni planimetriche eseguite con teodoliti
forniscono invece deviazioni standard degli errori con ordini di grandezza pari a 10-4 D (Pincent & Blondeau,
1978).
Precisioni minori si ottengono con i distanziometri, sebbene l’elettronica abbia recentemente contribuito in
maniera rilevante al miglioramento delle loro prestazioni. Per i distanziometri a raggi infrarossi o a raggi
laser, caratterizzati da errori sistematici costituiti da una parte costante e da una parte proporzionale alla
-6
distanza L di misura, gli errori sono mediamente pari a 5±5*10 L mm, anche se con distanziometri di
-6
precisione si possono raggiungere valori minori, dell’ordine di 0.3± 0.5*10 L mm (Egger & Keller, 1976).
Nella letteratura meno recente si ritrovano pregevoli esempi di utilizzazione delle tecniche topografiche sia
per il controllo che per l’analisi degli spostamenti, che si ritiene possano rappresentare dei buoni
riferimenti generali.
Un primo caso molto noto, anche in relazione al lungo periodo di osservazione, è relativo al controllo degli
spostamenti superficiali delle instabilità presenti nell’ambito della miniera di lignite di S. Barbara, per i quali
sono fornite dettagliate informazioni sulla precisione delle misure eseguite (Bordoni et al., 1980).
Misure basate su controlli di tipo topografico sono state condotte sulla frana di Ancona (Fangi, 1986) al fine
di valutare gli spostamenti di assestamento successivi alla fase parossistica. A tale scopo sono state
eseguite sia misure plano-altimetriche che livellazioni di precisione; le prime hanno riguardato 5 sezioni del
versante in frana, disposte secondo la linea di massima pendenza (per un totale di punti artificiali e naturali
di 400), le seconde sono state condotte su una rete di 900 capisaldi.
I risultati e le indicazioni deducibili dall’applicazione di una tecnica di controllo topografico
concettualmente ed operativamente molto semplice sono illustrati da Fenelli (1988); i rilievi, eseguiti per lo
studio del comportamento di un piastrone conglomeratico poggiante su argille varicolori, sono stati
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effettuati con livellazioni di alta precisione che, grazie anche all’ausilio di tecniche statistiche per il
trattamento degli errori di misura (Fangi, 1986), hanno consentito di porre in evidenza gli aspetti
quantitativi del fenomeno.
Ancora tipologicamente semplice risulta la rete di controllo geodetica impiegata per la frana in roccia di
Branham Ridge, sulle sponde del lago Williston in Canada; il movimento è caratterizzato da spessori
9
notevoli (da 75 a 400 m) e ha coinvolto arenarie e scisti per un volume di circa 2.5x10 m3 (Energren &
Moore, 1992). La rete utilizzata, costituita inizialmente da soli 3 punti di misura, è stata successivamente
ampliata sino a raggiungere un numero complessivo di 10 punti. Controllando questi ultimi da una base di
misura posta sulla sponda opposta del lago, sono state rilevate, nell’arco di circa 20 anni (1972-1990),
velocità di spostamento variabili da 0.4 a 3.5 cm/anno. Tenuto conto delle distanze di misura, da 2.5 a 6.5
km, e dei diversi strumenti impiegati nell’intero periodo gli Autori sottolineano la soddisfacente bontà dei
risultati conseguiti.
Un interessante esempio, ancora molto semplice, viene riportato da Antoine et al. (1992) relativamente al
controllo degli spostamenti superficiali di una frana in argille glacio-lacustri nei pressi di Mas d’Avignonet
(nei pressi di Grenoble, in Francia). Nel caso in menzione, che pure sarà meglio illustrato nel seguito, la rete
di controllo geodetico, che comprende 20 punti di misura, ha la particolarità di essere riferita ad un unico
punto fisso posto sul versante opposto. Malgrado il tipo di configurazione della rete, sicuramente
sconsigliabile per i motivi esposti in precedenza, gli Autori evidenziano che, a partire dal 1985, sono riusciti
a valutare velocità medie di spostamento di 7cm/anno.
A differenza dei casi precedenti, un esempio di reti di monitoraggio complesse ed impegnative è
rappresentato da installazioni eseguite su numerosi movimenti franosi che hanno sede in Nuova Zelanda
(Gillon et al., 1992). Trattasi di 15 reti geodetiche autonome che comprendono complessivamente 250
punti di misura; i rilievi sono effettuati mediante tecniche di trilaterazione con strumenti caratterizzati da
una precisione di 1mm±1mm/Km, che consentono di misurare le coordinate plano-altimetriche con
un’accuratezza di 10-20mm. Sempre nell’ambito in menzione viene segnalato l’utilizzo di rilievi speditivi, su
allineamenti disposti parallelamente alla direzione presunta del movimento, con l’ausilio dei quali si
possono ottenere stime con una ripetitività di ±3mm/1.5km.
Con riferimento ad instabilità di pendio tipiche e ad elevato impatto, presenti in contesti omogenei
rappresentativi del territorio calabrese, si possono considerare interessanti esempi di reti di monitoraggio
degli spostamenti superficiali assoluti quelle realizzate a Lungro (CS), S. Pietro in Guarano (CS), Acri (CS),
Cirò Marina (KR), Lago (CS), Savuto (CS) e Platì (RC) (Gullà e Antronico, 2001; Gullà et al., 2002b, 2002c,
2002d; Gullà et al., 2008; Sorriso et al., 2005).
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
L’utilizzo corrente di strumentazioni LIDAR, da terra o aviotrasportate, per il monitoraggio degli
spostamenti assoluti non è ancora sufficientemente maturo ed accessibile in termini economici. In alcune
situazioni per le quali l’accessibilità dei luoghi è estremamente difficoltosa la tecnica LIDAR può tuttavia
fornire una soluzione possibile.
5.3.4. Spostamenti profondi
In linea di principio anche per la rete di monitoraggio degli spostamenti profondi la geometria non può che
essere definita in maniera progressiva. Bisogna tuttavia tenere realisticamente presente che per questo
tipo di rete vi è una maggiore rigidità della possibilità di integrazione, data dalla maggiore complessità delle
installazioni che è necessario realizzare per la sua materializzazione.
Nella pratica corrente, e considerando come riferimento le installazioni inclinometriche, bisogna procedere
alla definizione della geometria della rete successivamente al rilievo geomorfologico-geologico preliminare
dell’area instabile, per il quale valgono le considerazioni già esposte riguardo l’affidabilità delle informazioni
che si possono ottenere.
Nella fase di avvio del monitoraggio degli spostamenti profondi, considerando le informazioni desumibili
preliminarmente su base geomorfologico e geologica, dovrà essere individuata una sezione rappresentativa
e, presuntivamente, una possibile superficie di rottura.
Considerando la sezione rappresentativa e la superficie di rottura ipotizzata, si potrà definire l’ubicazione
delle verticali di misura e la loro profondità. L’insieme delle verticali di misura rappresentano i nodi della
rete di monitoraggio degli spostamenti profondi nella fase di avvio del monitoraggio e, compatibilmente
con le problematiche logistiche e con le risorse disponibili, il loro numero potrà variare da cinque ad una.
Riprendendo quanto già evidenziato in termini generali riguardo le finalità principali di questo tipo di rete
(verifica e precisazione della profondità della superficie di rottura e del cinematismo ipotizzati su base
geomorfologica), l’avvio ottimale del monitoraggio conoscitivo avviene in una fase post-rottura. Avviare
questo tipo di monitoraggio nella fase di rottura o pre-rottura può infatti comportare la perdità di
funzionalità delle verticali di misura in tempi molto brevi e, a volte, l’impossibilità di acquisire alcuna
informazione utile.
La frequenza di lettura della rete di monitoraggio degli spostamenti profondi deve essere modulata in base
alle velocità di spostamento che man mano si rilevano e, in linea generale, può variare da una verticale di
misura all’altra. La durabilità delle verticali di misura rappresenta una criticità del tipo di rete in esame e
dipende, come già evidenziato, dal modo in cui si forma la superficie di rottura o la zona di deformazione
nel pendio instabile.
Da quanto esposto è evidente che anche per la rete in esame vale il criterio che la configurazione definitiva
della geometria deve prevedere il minor numero possibile di verticali di misura, per definire negli aspetti
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essenziali le caratteristiche cinematiche dell’instabilità di pendio di interesse. Si devono ribadire al riguardo
le minori possibilità di rimodulazione di questo tipo di rete, in particolare per finalità conoscitive.
La rappresentatività del movimento complessivo, la capacità di rilevare specifiche caratteristiche
cinematiche (esp. la presenza o meno di una componente rotazionale di movimento), la facilità di accesso,
la sicurezza rispetto ad intrusioni ed atti vandalici, ecc. costituiscono aspetti importanti da considerare nel
percorso delineato.
Per il monitoraggio degli spostamenti profondi le modalità di realizzazione delle verticali di misura
dipendono dal tipo di installazione e strumentazioni utilizzati, per come di seguito precisato.
Per finalità conoscitive, salvo vi siano esigenze particolari e/o motivi di sicurezza per il personale impegnato
nelle misure, la misura degli spostamenti profondi deve essere condotta con modalità manuali.
Un modo molto semplice per acquisire informazioni sugli spostamenti di punti disposti a quote inferiori
rispetto al piano campagna, prevede l’utilizzo di indicatori di movimento che possono essere costituiti da
tubi di plastica, generalmente con diametro di 5 cm, con il fondo tappato e cementati in fori di sondaggio.
La misura viene eseguita calando al loro interno, con l’ausilio di robusti cavetti d’acciaio, aste metalliche,
lunghe generalmente 1m, sino al fondo del tubo. Estraendo periodicamente le aste sino a piano campagna
e valutando in quali condizioni avviene la risalita delle stesse è possibile avere indicazioni circa le profondità
dove si concentrano gli spostamenti e, quindi, dove è presumibilmente presente o si sta formando una
superficie di scorrimento.
Con un principio analogo funzionano installazioni più sofisticate, ovviamente di costo più elevato, che
consentono di individuare, ad una profondità nota, il superamento di una determinato valore dello
spostamento segnalato dall’interruzione di un circuito elettrico. Questo tipo di indicatori, che trovano
frequente impiego nello studio dei pendii in ammassi rocciosi, sono nella generalità dei casi affiancati da
altri tipi di strumentazioni per la misura di spostamenti sia superficiali che profondi (fig. 5.3.4-1).
Gli estensimetri in foro, che consentono di valutare lo spostamento lungo una prefissata direzione
coincidente con l’asse dello strumento, sono prevalentemente impiegati nello studio degli ammassi rocciosi
ed in particolare per l’osservazione di fenomeni di ribaltamento (toppling) o di scivolamenti su giunti.
Gli spostamenti sono trasmessi in superficie attraverso un filo o una barra metallica ancorata ad una
prefissata profondità. Lungo un foro di sondaggio possono essere installati, a varie quote, sino ad un
massimo di 5-6 estensimetri.
Per conseguire buoni risultati risulta essenziale un’accurata e corretta installazione, anche se, in generale,
sembra potersi rilevare che gli estensimetri a barra forniscono risultati generalmente validi ed affidabili,
mentre le misure condotte con quelli a filo risultano generalmente poco soddisfacenti (Ribacchi, 1986), fig.
5.3.4-2.
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I rilievi sono condotti alla bocca del foro con comparatori di precisione o con sensori del tipo LVDT che
consentono eventualmente l’acquisizione automatica ed in continuo. Le precisioni raggiungibili sono
notevoli, con sensibilità dell’ordine di 0.01mm.
Nella valutazione degli spostamenti bisogna portare in conto le variazioni di lunghezza dei fili e delle barre
conseguenti alle variazioni di temperatura; tale necessità può essere evitata impiegando fili o barre di invar.
Le apparecchiature in questione possono essere anche rimovibili e si prestano, come già delineato, alla
acquisizione delle misure in automatico.
Le sonde estensoinclinometriche consentono di misurare gli spostamenti nelle tre direzioni e trae origine,
in sostanza, dall’accoppiamento di inclinometri, trattati di seguito, ed estensimetri in foro, fig. 5.3.4-3. Per
una più dettagliata descrizione degli aspetti tecnologici si rimanda ad Amstad et al. (1987).
Da un punto di vista costruttivo le sonde estensoinclinometriche sono sonde inclinometriche biassiali che
dispongono di un terzo sensore in grado di valutare la distanza tra riferimenti noti; nel punto di misura è
quindi possibile rilevare le tre componenti dello spostamento.
L'apparecchiatura è costituita, analogamente alle sonde inclinometriche, da una sonda, un cavo di
collegamento ed una centralina di acquisizione.
Le operazioni di installazione richiedono grande cura, e, per esse, valgono le stesse considerazioni svolte
per gli inclinometri e gli estensimetri in foro.
I vantaggi che presenta l'impiego di tale strumentazione sono notevoli e ciò sia in termini di precisione che
di completezza delle informazioni (fig. 5.3.4-4). A fronte di tali potenzialità, bisogna comunque rilevare che
il costo, sia delle singole installazioni che della strumentazione, è considerevolmente elevato e,
mediamente, supera di 8-10 volte il costo di acquisto ed installazione di una normale sonda inclinometrica.
Ciò rappresenta, probabilmente, il principale motivo della limitata diffusione di tale strumentazione nello
studio dei pendii.
Le misure con sonde inclinometriche (fig. 5.3.4-5) sono tra le più diffuse per la valutazione degli
spostamenti profondi e possono essere eseguite con sonde fisse o mobili dotate di due servoaccelerometri
montati ortogonalmente tra loro (sonde biassiali).
Calando la sonda inclinomerica all’interno di un tubo, fornito di apposite scanalature e generalmente
realizzato in alluminio, i servoaccelerometri, relativamente ai due piani che li contengono, consentono di
rilevare l’inclinazione rispetto alla verticale dell’asse longitudinale delle sonda.
Attualmente, al fine di consentire l’utilizzo di cavi a lunghezza variabie, la quasi generalità delle sonde
prodotte è dotata di un dispositivo elettronico aggiuntivo per il condizionamento del segnale.
Il cavo di collegamento sonda-centralina, oltre a trasmettere il segnale rilevato dai sensori, deve sostenere
la sonda e, pertanto, deve avere buone capacità portanti per far fronte alle eventuali difficoltà che si
possono incontrare nelle operazioni di recupero della sonda stessa.
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I dati trasmessi alla centralina possono essere acquisiti manualmente, ormai raramente, o immagazzinati su
memoria di massa e, quindi, trasferiti su Personal Computer per l’elaborazione.
Gli inclinometri consentono di ottenere una notevole precisione, dell’ordine di 0.01 mm/m, anche se è
bene sottolineare che la precisione finale delle misure è determinata da una serie di altri fattori, quali:
l’installazione della colonna di tubi inclinometrici; le modalità di misura; le procedure di elaborazione dei
dati. Risulta, pertanto, essenziale porre particolare attenzione anche alle fasi che precedono le operazioni
di misura vera e propria; infatti, se il cattivo funzionamento della sonda o di altre parti può inficiare solo
parzialmente le letture, la cattiva predisposizione del sondaggio inclinometrico può rendere in alcuni casi
inutilizzabili i dati acquisiti.
Le operazioni di installazione, per quanto concettualmente semplici, debbono essere eseguite e controllate
da personale qualificato, in grado di trovare soluzioni adeguate ai problemi che eventualmente possono
presentarsi nel corso delle operazioni di misura.
In particolare, il diametro del foro di sondaggio deve consentire l’inserimento dei tubi inclinometrici e di
dispositivi per la cementazione dell’intercapedine tra il tubo e la parete del foro; è, pertanto, buona norma
prevedere perforazioni di diametro non inferiore a 101 mm, da eseguire con tubazioni di rivestimento per
evitare che franamenti deformino irrimediabilmente il tubo nel corso dell’installazione. Inoltre, particolare
cura deve essere posta alla verticalità del foro di sondaggio ed alle operazioni di pulizia dello stesso una
volta raggiunta la profondità prevista.
Bisogna osservare che la scelta della profondità da raggiungere risulta determinante ai fini di una corretta
interpretazione delle misure; con le tecniche usuali è necessario, infatti, che il tubo inclinometrico sia
vincolato inferiormente ad una zona del substrato non interessata da spostamenti; in caso contrario, come
meglio spiegato nel seguito, le misure, pur egualmente interpretabili, sono caratterizzate da una minore
affidabilità e presentano sicuramente maggiori oneri computazionali.
I tubi inclinometrici hanno generalmente diametro 80 mm e sono prodotti in spezzoni della lunghezza di 3m
il cui assemblaggio viene eseguito in corso d’opera con l’ausilio di manicotti, rivettati ed impermeabilizzati
mediante silicone e nastro adesivo plastificato.
L’installazione viene eseguita calando nel foro di sondaggio la colonna di tubi e procedendo alla
cementazione di quest’ultima mediante tubi di piccolo diametro; durante tale operazione particolare cura
deve essere posta alla continuità della cementazione.
L’inizio delle misure deve essere preceduto da alcune operazioni preliminari che prevedono: pulizia del
tubo inclinometrico; marcatura della guida di riferimento, in genere quella più prossima alla direzione di
valle del pendio; orientazione, rispetto al nord, della direzione di valle e della direzione individuata dalla
guida di riferimento.
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Prima di calare nel foro la sonda inclinometrica vera e propria è buona norma inserire preliminarmente una
“sonda testimone”, al fine di assicurarsi della praticabilità del sondaggio riducendo quindi i rischi di perdita
o danneggiamento della sonda.
Solo a questo punto possono essere condotte le operazioni di misura che, rispettando il passo stabilito,
sono generalmente eseguite a partire dal fondo, ed attendendo che la temperatura del sensore sia in
equilibrio con quella presente nel foro. Per ogni misura devono essere previste almeno due serie di letture,
la seconda delle quali condotta ruotando la sonda di 180° intorno al suo asse principale.
Il passo di lettura varia in genere da 0.5 m, per sondaggi poco profondi o quando si rende necessario un
elevato livello di definizione della deformata, a 1.0 m, quando si raggiungono profondità elevate oppure
non si necessita di informazioni di particolare dettaglio. Può essere utile eseguire la prima lettura (o lettura
di zero) utilizzando un passo pari a 0.5 m.
Nell’ipotesi che il tratto terminale del tubo non sia soggetto a movimenti, lo spostamento δ alla generica
profondità di misura z è dato dalla semplice relazione fig. 5.3.4-5:
δ = ∑ l sen α
(1).
Nel caso in cui non si abbiano elementi certi circa la stabilità della parte terminale del tubo inclinometrico,
è necessario procedere alla sommatoria dall’alto, controllando, per ogni misura, la posizione della testa del
sondaggio mediante misure topografiche di precisione.
In relazione all’entità degli spostamenti misurabili, e quindi alla durabilità degli inclinometri nel tempo, c’è
da osservare che più che lo spostamento massimo gioca un ruolo essenziale la velocità di spostamento e la
zona, più o meno estesa, nella quale si concentrano gli spostamenti. Se tale zona risulta molto ristretta, in
genere gli inclinometri perdono di operatività in tempi relativamente brevi; se, viceversa, la zona di
deformazione è più ampia, le misure possono in genere protrarsi per tempi più lunghi anche in presenza di
spostamenti cumulati consistenti.
Nella fig. 5.3.4-6 sono mostrate alcune possibili modalità di rappresentazione delle misure rispetto alla
profondità: nella fig. 5.3.4-6a sono riportate le inclinazioni locali mentre nella fig. 5.3.4-6b è diagrammato
l'andamento dello spostamento; in entrambi i casi è facilmente individuabile la posizione della superficie di
scorrimento.
Una ulteriore possibilità di rappresentazione grafica prevede l’andamento nel tempo dello spostamento a
determinate profondità al fine di acquisire informazioni nei riguardi delle velocità di spostamento, fig.
5.3.4-7.
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In alcune applicazioni, può essere d'ausilio il ricorso ad inclinometri fissi che offrono il vantaggio di
consentire l'acquisizione automatica delle misure e la trasmissione delle stesse a stazioni remote. Le
modalità di installazione sono analoghe a quelle descritte per gli inclinometri mobili anche se i costi sono in
genere più elevati e dipendono, ovviamente, dal numero di postazioni previste lungo la verticale.
Nei casi in cui gli spostamenti misurati sono di piccola entità, analisi di tipo statistico dei dati consentono di
migliorare notevolmente la precisione delle misure e di individuare errori conseguenti ai vari fattori
operativi anzi elencati.
Nell'ambito del monitoraggio dei movimenti franosi condotti con l’ausilio di misure inclinometriche, risulta
particolarmente istruttivo lo studio condotto da Bertini et al. (1986) con riferimento a fenomeni sviluppatisi
in coltri di alterazione di pendii argillosi (fig. 5.3.4-8), dove è stato possibile rilevare, con tecniche di misura
e di elaborazione usuali, movimenti dell’ordine di 1-2 cm/anno. L’affidabilità delle misure è stata validata
mediante accurate analisi statistiche condotte su alcune delle verticali attrezzate (Tommasi, 1986). Ulteriori
esempi sono forniti da Aste (1983).
Le misure inclinometriche, se eseguite con la massima accuratezza, consentono inoltre di raggiungere
sensibilità elevate anche per verticali che raggiungono notevoli profondità. Gillon et al. (1992) riportano ad
esempio velocità di movimento variabili da 2mm/anno a 30mm/anno rilevate lungo 150 verticali che si
spingono a profondità medie e massime pari rispettivamente a 90m e 300m.
Le possibilità che offrono le installazioni inclinometriche nell’individuazione delle superfici di scorrimento,
anche quando sono presenti in numero superiore ad una nell’ambito di una stessa verticale, sono ben
evidenziate da Antoine et al. (1992) che, per la già menzionata frana in argille glacio-lacustri di Mas
d’Avignonet, riferiscono di 3 superfici di rottura, con profondità rispettivamente di 6m, 10-20m e 40m,
individuate con le misure condotte in 4 installazioni inclinometriche di profondità variabile da 20 a 89m; tali
misure hanno, inoltre, consentito di rilevare velocità di spostamento differenziate variabili da 1mm/anno
per quella medio-profonda, ad 1cm/anno per la più profonda.
Anche per le reti di monitoraggio in esame, con riferimento ad instabilità di pendio tipiche e ad elevato
impatto presenti in contesti omogenei rappresentativi del territorio calabrese, si possono considerare
interessanti esempi quelli relativi a Lungro (CS), S. Pietro in Guarano (CS), Acri (CS), Cirò Marina (KR), Lago
(CS), Savuto (CS) e Platì (RC) (Gullà e Antronico, 2001; Gullà et al., 2002c, 2002d).
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Fig. 5.3.3-1 - Esempi di geometrie relative a reti specializzate di monitoraggio degli spostamenti superficiali
assoluti.
Fig. 5.3.3-2 - Esempi di modalità di monumentazione in funzione di diversi geomateriali presenti nei siti di
interesse.
Fig. 5.3.3-3 - Esempi di caposaldi realizzati in pendii interessati da instabilità tipiche e ad elevato impatto, in
contesti rappresentativi del territorio calabrese.
Fig. 5.3.3-4 - Stazione totale e prisma di misura.
Fig. 5.3.3-5 - Rete di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti misurata con l’ausilio di una
stazione totale.
Fig. 5.3.3-6 - Sistema GPS.
Fig. 5.3.3-7 - Reti di monitoraggio degli spostamenti superficiali assoluti misurate con l’ausilio di sistemi
GPS.
Fig. 5.3.4-1 - Applicazione di un indicatore Bermek per il controllo della stabilità di un fronte roccioso (da
Ribacchi, 1986).
Fig. 5.3.4-2 - Estensimetro a filo (da Ribacchi, 1986).
Fig. 5.3.4-3 - Schema della sonda estenso-inclinometrica tipo TRIVEC.
Fig. 5.3.4-4 - Esempio di elaborazione di misure estenso-inclinometriche (da Amstad et al., 1987).
Fig. 5.3.4-5 - Schema di una misura inclinometrica.
Fig. 5.3.4-6 - Modalità di rappresentazione delle elaborazioni di misure inclinometriche (da Shuster &
Krizek, 1978 modificata).
Fig. 5.3.4-7 - Andamento degli spostamenti nel tempo rilevati ad una prefissata profondità lungo una
verticale inclinometrica (da Shuster & Kriezek, 1978 modificata).
Fig. 5.3.4-8 - Deformate inclinometriche di una verticale di misura realizzata presso il Fosso S. Martino (da
Bertini et al., 1986).
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5.4. Regime delle pressioni neutre
(Gullà G.)
5.4.1. Generalità
Una delle cause più frequenti delle instabilità di pendio è rappresentata dal superamento della resistenza a
taglio dei geomateriali costituenti lo stesso pendio o, nel caso di instabilità per spostamenti cumulati,
dall’instaurarsi di un campo di tensionale, critico per le deformazioni, in entrambi i casi determinati da
specifiche variazioni del regime delle pressioni neutre nel pendio. Ne consegue l’importanza della
definizione del regime delle pressioni neutre nel pendio di interesse, evidenziate in prima istanza dalle
oscillazioni dei livelli di falda nei geomateriali che costituiscono lo stesso pendio instabile.
Il regime delle pressioni neutre riveste un ruolo rilevante nell'ambito delle problematiche affrontate in
Ingegneria Geotecnica. In particolare, con riferimento allo studio della stabilità dei pendii, la variazione di
tale regime comporta, a parità di altre condizioni, una modifica del fattore di sicurezza e, pertanto,
costituisce una delle principali cause innescanti delle frane. Ne consegue che la sua oggettivazione
attraverso una misura puntuale e dettagliata delle pressioni neutre rappresenta un elemento essenziale
dell'analisi geotecnica.
Come è noto, la circolazione delle acque nei pendii può assumere caratteri ed andamenti, nel tempo e nello
spazio, estremamente variabili in funzione di numerosi fattori, intimamente legati al contesto ambientale e
geologico.
I fattori derivanti dal contesto ambientale sono ad esempio: l'intensità e la durata degli eventi meteorici, le
escursioni termiche, l'irraggiamento solare, etc.; i fattori legati al contesto geologico sono rappresentati,
invece: dalla successione stratigrafica dei terreni; dalle loro caratteristiche fisico-meccaniche e, in
particolare, dalle loro proprietà idrauliche; dalle condizioni di fatturazione e/o di alterazione che
tipicamente si riscontrano in ambiti tipici della Calabria (possibile presenza di falde sospese, possibile
connessione con le falde profonde, ecc.).
In natura, gli elementi enunciati possono combinarsi in molteplici modi e denotano, pertanto, caratteri
delle acque sotterranee estremamente variabili, anche con riferimento a situazioni apparentemente simili.
Tale variabilità si ripercuote, ovviamente, nella distribuzione delle pressioni neutre che, quindi, possono
assumere, nell’ambito dello stesso problema, andamenti molto diversi da zona a zona e modificarsi
sostanzialmente nel tempo all’interno della stessa zona; ne consegue che la loro misura deve essere
sempre integrata e supportata da una chiara visione del contesto generale nel quale i rilievi effettuati
vanno inquadrati.
Il rilievo dei valori puntuali assunti dalle pressioni neutre, siano esse negative che positive, può essere
conseguito ricorrendo ad una grande varietà di strumenti, dai più semplici (piezometri a tubo aperto) a
quelli più complessi (celle piezometriche).
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
La scelta di un particolare tipo di apparecchiatura dipende essenzialmente dal suo tempo di risposta e,
quindi, dalla permeabilità del terreno e dalla geometria dell’installazione piezometrica. Ad una prima
valutazione delle permeabilità si può pervenire, almeno per quanto riguarda l'ordine di grandezza, sulla
base della composizione granulometrica, oppure, più adeguatamente, facendo ricorso ad opportune prove
in sito e/o di laboratorio su campioni indisturbati.
In ogni caso è opportuno conseguire tempi di risposta brevi, mediante l'utilizzo di apparecchiature più
complesse e sofisticate, può comportare una non sempre buona affidabilità di queste stesse
apparecchiature, a causa delle loro delicate caratteristiche costruttive, delle particolari modalità di
installazione e gestione. Pertanto, in generale, è opportuno non utilizzare questo tipo di apparecchiature
per finalità conoscitive o, quanto meno, limitarne l’uso affinacandole con apparecchiature semplici ed
affidabili, quali ad esempio piezometri idraulici tradizionali che possono essere più facilmente verificabili in
termini di durabilità ed attendibilità delle misure.
Più complessa è invece l'individuazione della profondità di installazione della strumentazione, in quanto
essa è in primo luogo dipendente dall’obiettivo generale da perseguire (progettazione e/o controllo di
opere, costituzione di un sistema di allarme, etc.) e richiede, d’altra parte, attente considerazioni sulla
stratigrafia del sottosuolo, sulle escursioni della superficie freatica, sulla posizione ed estensione di strati a
permeabilità ridotta, nonché di adeguate informazioni sulla ubicazione delle zone di alimentazione e di
recapito.
Un attento esame delle condizioni stratigrafiche del sottosuolo risulta particolarmente importante
soprattutto quando, ad esempio, le informazioni sul regime delle acque sotterranee vengono acquisite in
un solo punto di misura lungo ciascuno dei fori di sondaggio. La possibilità di estendere tali informazioni
all’intera verticale deve essere adeguatamente valutata in quanto, come mostrato dal semplice schema di
fig. 5.4.1-1, possono commettersi errori rilevanti nella previsione dell’andamento del regime delle pressioni
neutre.
Come semplice criterio di riferimento, anche se subordinato alla scala del particolare problema esaminato,
è opportuno procedere all'installazione della strumentazione cominciando a collocare quest’ultima
nell'ambito di formazioni omogenee la cui estensione stratigrafica risulti preponderante; nell'ambito di
situazioni stratigrafiche complesse quali quelle costituite da alternanze irregolari di formazioni a diversa
permeabilità, è sicuramente auspicabile la disposizione di più punti di misura lungo la stessa verticale o
lungo verticali tra loro molto prossime.
Anche per la rete di monitoraggio del regime delle pressioni neutre la geometria non può che essere
definita in maniera progressiva. Anche per questo tipo di rete bisogna tenere presente che vi è una certa
rigidità di rimodulazione, dovuta alla maggiore complessità delle installazioni che è necessario realizzare
per la sua materializzazione.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Nella pratica corrente la definizione della geometria della rete deve essere programmata successivamente
al rilievo geologico e geomorfologico preliminare dell’area instabile e, progressivamente, deve essere
opportunamente modulato sulla base delle informazioni acquisite dai sondaggi man mano eseguiti.
Nella fase di avvio del monitoraggio, considerando le informazioni desumibili preliminarmente su base
geomorfologico e geologica, dovrà essere individuata in particolare una sezione rappresentativa e,
presuntivamente, una possibile superficie di rottura.
Considerando la sezione rappresentativa, la superficie di rottura ipotizzata e lo schema stratigrafico
desumibile dai rilievi di superficie, si potrà definire l’ubicazione delle verticali di misura e la profondità dei
punti (tratti) di misura. L’insieme delle verticali di misura (verticali piezometriche) rappresenta i nodi della
rete di monitoraggio del regime delle pressioni neutre, mentre i tratti di misura delle verticali sono i punti
di monitoraggio. La collocazione definitiva dei tratti di misura lungo le verticali piezometriche dovrà essere
decisa sulla base dei carotaggi continui della stessa verticale. Nella fase di avvio del monitoraggio e,
compatibilmente con le problematiche logistiche e con le risorse disponibili, saranno decisi il numero delle
verticali (da cinque a tre) e dei tratti di misura (da uno a tre per ogni verticale).
Nella fig. 5.4.1-2 sono proposte in forma schematica possibili ipotesi di geometria della rete di
monitoraggio del regime delle pressioni neutre per la fase di avvio.
La frequenza di lettura della rete di monitoraggio deve essere modulata in base all’ampiezza ed alla forma
dell’oscillazione dei valori misurati che, in linea generale, può variare da una verticale di misura all’altra. La
durabilità delle verticali di misura piezometriche rappresenta una criticità del tipo di rete in esame e
dipende dal piezometro utilizzato in relazione al tipo di geomateriali presenti (fig. 5.4.1-3); la durata delle
misure sul tipo di rete in esame deve garantire l’acquisizione di dati relativi ad un periodo rappresentativo
o, quanto meno, per un anno idrologico da poter correlare, anche empiricamente, al regime pluviometrico.
Quest’ultimo dovrà essere definito utilizzando i dati di pioggia della stazione che, sulla base di quanto
discusso nel capitolo 4 della presente relazione, risulta più rappresentative dell’area in cui ricade il sito di
interesse. In generale, se il monitoraggio ha solo finalità conoscitive, non è di immediata utilità
l’installazione di un pluviografo nell’area di diretto interesse (nodo di misura meteo-pluviometrico).
La rete in esame, in via definitiva, deve essere configurata con una geometria ed una consistenza che
preveda il minor numero possibile di verticali di misura, per definire negli aspetti essenziali il regime delle
pressioni neutre. La rappresentatività della verticale di misura, la capacità di rilevare specifiche
caratteristiche dei meccanismi di risalita della/e falda/e, la facilità di accesso, la sicurezza rispetto ad
intrusioni ed atti vandalici, ecc. costituiscono aspetti importanti da considerare nel percorso delineato.
Nella fig. 5.4.1-4 sono mostrati alcuni esempi di possibili geometrie di reti di monitoraggio del regime delle
pressioni neutre realizzate in contesti rappresentativi e per fenomeni tipici, e ad elevato impatto, presenti
nel territorio calabrese.
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Nella fig. 5.4.1-5 sono mostrati alcuni esempi relativi a possibili modalità di presentazione dei dati misurati
in reti di monitoraggio del regime delle pressioni neutre.
Nel seguito, dopo avere delineato il ruolo delle pressioni neutre nell’analisi delle condizioni di stabilità dei
pendii, sono illustrate le diverse tipologie di strumentazioni, fra quelle più diffuse.
5.4.2. Regime delle pressioni neutre e stabilità dei pendii
Il ruolo delle pressioni neutre sulle condizioni di stabilità dei pendii, può essere discusso distinguendo tra
pressioni neutre positive (di entità non inferiore alla pressione atmosferica) e pressioni neutre negative (di
entità inferiore alla pressione atmosferica).
Nel primo caso, l'influenza delle pressioni neutre positive viene messo bene in luce considerando l'inviluppo
di rottura di Mohr-Coulomb, espresso dalla relazione:
τ = c' +( σ n − uw )tgϕ'
(1),
dove τ è la tensione tangenziale, c' e ϕ' la coesione e l'angolo di attrito del terreno, σn la tensione totale
normale ed uw la pressione neutra.
Nel caso di pressioni neutre negative ci si può invece riferire al criterio di resistenza dei terreni
parzialmente saturi (Fredlund et al., 1978) che si scrive:
τ = c' +( σ n − ua )tgϕ' +( ua − uw )tgϕ b
(2)
dove ua è la pressione dell'aria e ϕ b l'angolo che definisce la variazione di resistenza dovuto alla variazione
della suzione (ua - uw).
Un esempio di valutazione dell’effetto delle pressioni neutre positive, può essere fornito, in prima istanza,
con riferimento allo schema di pendio indefinito costituito da un mezzo puramente attritivo (fig. 5.4.2-1)
con permeabilità pari a K1, poggiante su di un substrato con permeabilità K2. Nelle figg. 5.4.2-1a ed 5.4.2-1b
sono illustrate le reti idrodinamiche dei moti filtranti in regime stazionario associate, rispettivamente, al
caso K2<<K1 e K2>>K1; nel primo caso (fig. 5.4.2-1a) le condizioni di equilibrio limite, espresse dalla (1),
vengono raggiunte per un’inclinazione del pendio inferiore a quella dell'angolo di attrito dello strato
superficiale, mentre, nel secondo caso (fig. 5.4.2-1b), le stesse condizioni vengono attinte per
un'inclinazione del pendio pari all'angolo di resistenza.
Negli ammassi rocciosi l’influenza delle pressioni neutre sulle condizioni di instabilità è largamente
condizionato dai sistemi di fratture, prodotti dai processi endogeni ed esogeni, che deteriorano le
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caratteristiche dell'ammasso originario e danno luogo a fratture isolate e/o a sistemi di fratture tra loro
variamente interconnesse. Nel primo caso, le condizioni di instabilità possono essere innescate da
incrementi locali delle pressioni neutre causati dal riempimento delle fratture da parte delle acque
meteoriche. Nel secondo caso le stesse condizioni possono manifestarsi a seguito di un incremento
generale delle pressioni neutre indotte dall'innalzamento della superficie freatica.
Per quanto concerne il ruolo delle pressioni neutre negative un esempio della loro influenza sulle condizioni
di stabilità è fornito dal semplice confronto tra i risultati di prove in sito di taglio diretto e da prove di taglio
diretto di laboratorio convenzionali condotte su provini saturi ed a contenuto d'acqua naturale, fig. 5.4.2-2.
In tale figura si osserva chiaramente l'incremento dei valori di resistenza ottenuti relativamente alle
condizioni di parziale saturazione del terreno (Cascini, 1996). Un ulteriore esempio, relativo ad un problema
al finito, è invece illustrato in fig. 5.4.2-3 dove sono riportati i risultati delle verifiche di stabilità eseguite da
Ching et al. (1984) per un pendio di Hong Kong costituito da terreni residuali e colluviali. Come si vede, il
coefficiente di sicurezza, valutato con l'ausilio della equazione (2) e per diverse distribuzioni lineari della
suzione, aumenta progressivamente attingendo il valore massimo in corrispondenza della condizione
idrostatica (100% di suzione).
A fronte della suddivisione operata tra pressioni neutre positive e pressioni neutre negative, bisogna
comunque rilevare che, nella stragrande maggioranza dei casi, i pendii naturali sono caratterizzati dalla
coesistenza di zone sature e parzialmente sature; di conseguenza, il peso che una o entrambe le zone
riveste nei riguardi delle condizioni di stabilità è subordinato all’acquisizione di adeguati elementi di
valutazione, che possono conseguirsi solo a seguito di un'ampia visione sia delle acque sotterranee nel loro
complesso che del quadro dei fattori ambientali e geologici in precedenza enunciati.
Solo a valle di tali considerazioni è possibile procedere alla individuazione delle tecniche e degli strumenti di
misura delle pressioni neutre, al fine di pervenire ad una dettagliata e puntuale rappresentazione di queste
ultime alla scala del particolare problema esaminato.
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Fig. 5.4.1-1 - Possibili errori nella valutazione delle pressioni neutre con l’ausilio di due soli punti di misura
lungo una verticale.
Fig. 5.4.1-2 - Esempi di possibili schemi per la geometria di una rete di monitoraggio del regime delle
pressioni neutre: 1) scarpata di frana; 2) limite di vallecola a conca; 3) terrazzo; 4) depositi colluviali; 5)
gneiss delle classi VI e V; 6) gneiss della classe V; 7) gneiss della classe IV; 8) gneiss della classe IV-III; 9)
gneiss della classe III-II; 10) sondaggi piezometrici; 11) ubicazione dei tensiometri (da Gullà & Sorbino, 1996
modificata).
Fig. 5.4.1-3 - Esempi di installazioni piezometriche con trasduttore.
Fig. 5.4.1-4 - Esempi di geometrie relative a reti specializzate di monitoraggio del regime delle pressioni
neutre.
Profondità da p.c. [m]
S10NP_A
0.5
1.5
1
2.5
2
3
S10NP_B
1/1/10
0
1/1/10
S8NP_C
1/12/09
1/11/09
1/1/10
1/12/09
1/11/09
1/10/09
S7NP_A
1/12/09
1/11/09
S8NP_B
1/10/09
1/9/09
1/8/09
1/7/09
1/6/09
Data
1/10/09
1/9/09
1/8/09
S8NP_A
1/9/09
Data
1/8/09
1/7/09
1/6/09
Data
1/7/09
1/6/09
1/5/09
1/4/09
1/3/09
1/2/09
1/1/09
1/12/08
1/11/08
1/10/08
1/9/08
1/8/08
1/7/08
1/6/08
1/5/08
1/4/08
1/3/08
1/2/08
1/1/08
1/1/10
1/12/09
1/11/09
1/10/09
1/9/09
1/8/09
1/7/09
1/6/09
1/5/09
1/4/09
1/3/09
1/2/09
1/1/09
1/12/08
1/11/08
1/10/08
1/9/08
1/8/08
1/7/08
1/6/08
1/5/08
1/4/08
1/3/08
1/2/08
1/1/08
Pioggia (mm/g)
Località:Cirò Marina (KR)
1/5/09
1/4/09
1/3/09
1/2/09
1/1/09
1/12/08
1/11/08
1/10/08
1/9/08
1/8/08
1/7/08
1/6/08
1/5/08
1/4/08
1/3/08
1/2/08
1/1/08
Profondità da p.c. [m]
LABORATORIO di GEOTECNICA
1/5/09
1/4/09
1/3/09
1/2/09
1/1/09
1/12/08
1/11/08
1/10/08
1/9/08
1/8/08
1/7/08
1/6/08
1/5/08
1/4/08
1/3/08
1/2/08
1/1/08
Profondità da p.c. [m]
C.N.R. - I.R.P.I.
NOTA: le misure rappresentate
con un simbolo vuoto
indicano che il piezometro è
secco
80
70
60
50
40
30
20
10
0
Data
S7NP_B
2
2.5
3
3.5
4
S8NP_D
4
4.5
5
5.5
6
Fig. 5.4.1-5 - Esempi di presentazione delle misure effettuate nei piezometri installati lungo verticali
piezometriche di reti specializzate di monitoraggio del regime delle pressioni neutre.
a)
b)
Fig. 5.4.2-1 – Influenza dei moti di filtrazione sulla stabilità di un pendio indefinito (c’ = 0; ϕ ≠ 0) (da Cascini,
1996 modificata).
Fig. 5.4.2-2 – Resistenza a rottura di una sabbia incoerente parzialmente satura (da Cascini, 1996).
Fig. 5.4.2-3 – Verifiche di stabilità di una zona posta al di sopra della falda per diversi andamenti della
suzione (da Cascini, 1996).
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5.4.3. Misura delle pressioni neutre
Nel seguito il termine “piezometro” sarà utilizzato nella sua accezione generale per indicare gli strumenti
che, direttamente o indirettamente, consentono di misurare l'entità delle pressioni neutre.
L’installazione di piezometri in un certo sito può evere diverse finalità di monitoraggio: definizione della
circolazione idrica nel sottosuolo e della sua evoluzione nel tempo in relazione a cause naturali o
antropiche (finalità conoscitive); acquisizione di elementi quantitativi riguardo le caratteristiche di
permeabilità dei terreni; controllo degli interventi di stabilizzazione mirati alla riduzione degli effetti
negativi che le pressioni neutre inducono sulle condizioni di stabilità.
Le finalità richiamate concorrono, in tempi diversi, alla soluzione di un problema di stabilità e, per tale
motivo, la scelta della strumentazione e delle tecniche da utilizzare possono essere diverse qualora si voglia
perseguire uno o più degli obiettivi enunciati.
Nella presente relazione sono discussi gli aspetti che concorrono alla finalità conoscitiva delle atività di
monitoraggio.
Nella generalità dei casi, la scelta di un particolare piezometro è il risultato di un processo di ottimizzazione
orientato alla migliore calibrazione dell’insieme degli elementi che caratterizzano la strumentazione; tali
elementi sono essenzialmente rappresentati da: prontezza di risposta dello strumento in relazione alla
permeabilità dei terreni ed alle caratteristiche cinematiche del movimento; affidabilità e stabilità nel
tempo; possibilità di acquisizione automatica delle misure.
In particolare, per tempo di risposta di un piezometro si intende lo sfasamento temporale tra la variazione
di pressione neutra nel terreno e la sua registrazione da parte dello strumento. Ad esempio, nel caso dei
piezometri idraulici, tale grandezza individua il tempo necessario affinché all'interno del tubo collegato al
piezometro, e nel quale si effettua la misurazione, il livello liquido si porti in equilibrio con la pressione
neutra nel terreno. Il processo di equalizzazione dipende, a parità di caratteristiche meccaniche e
geometriche del piezometro, dal coefficiente di permeabilità del terreno; al riguardo, sono disponibili in
letteratura diverse trattazioni che, sulla base della risoluzione del sistema di equazioni differenziali che
governano il problema, consentono di valutare, per un determinato tipo di piezometro, i tempi di risposta
in relazione alle caratteristiche idrauliche del terreno ed alla geometria di installazione (Cedergren, 1967).
Indicazioni di maggior dettaglio riguardo le tipologie di strumenti e le tecniche di installazione e misura,
utilizzate tra l'altro anche in numerosi altre problematiche di Ingegneria Geotecnica, possono ritrovarsi in
una vasta ed articolata letteratura (Viggiani, 1974; Hanna, 1985; Senneset & Sandven, 1987).
Nel seguito sono descritte alcune delle principali tipologie di piezometri utilizzate per la misura delle
pressioni neutre positive e negative.
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5.4.3.1. Piezometri idraulici
Si considerano tipologicamente afferenti a questo gruppo quei piezometri che, pur differenziandosi per
alcuni aspetti, si fondano sul principio dei vasi comunicanti e, pertanto, consentono l’equalizzazione delle
quote piezometriche tra l'acqua contenuta nello strumento e quella presente nel terreno in corrispondenza
della sezione di misura.
I piezometri idraulici possono distinguersi in piezometri a “circuito aperto” e piezometri a “circuito chiuso”.
Quelli a circuito aperto sono costituiti da un dispositivo di presa posto a contatto con il terreno e da uno o
due tubi che provvedono al collegamento di quest'ultimo al piano campagna. La misura della pressione
neutra viene determinata in base al livello dell'acqua presente all'interno del tubo (o dei tubi) con l’ausilio
di una sonda galvanometrica (freatimetro). Questa tipologia di piezometri, in considerazione del loro tempo
di risposta, viene utilizzata di norma in terreni caratterizzati da permeabilità da medio-alta a medio-bassa e
consente, inoltre, di eseguire prove di permeabilità.
I piezometri a circuito chiuso, come i piezometri a circuito aperto, sono anch'essi caratterizzati da un
dispositivo di “presa”, realizzato con materiale poroso, collegato a due tubi. Le estremità di questi ultimi
sono connesse, rispettivamente, ad un dispositivo che consente di porre in pressione il liquido presente nel
circuito ed ad un manometro mediante il quale viene effettuata la misura.
I tubi di collegamento risultano essere di piccolo diametro e, pertanto, ne conseguono tempi di risposta più
contenuti.
Il piezometro a tubo aperto (fig. 5.4.3.1-1) è costituito da un tubo di plastica rigida, di diametro variabile da
1/2" a 2'', che viene calato all'interno di un foro di sondaggio. La parte del tubo destinata a costituire il
tratto di misura viene sfinestrata avendo cura di assicurare un'aliquota di superficie dei vuoti pari al 5%
della superficie del tubo (G.C.O., 1987).
Le operazioni di installazione prevedono: l'esecuzione del foro di sondaggio, l'accurata pulizia del fondo del
foro e la realizzazione, utilizzando una miscela di cemento-bentonite, del tappo impermeabile dello
spessore minimo di 1m, che delimita inferiormente il tratto di misura; viene quindi deposto uno strato di
sabbia e ghiaietto puliti e quindi calato il tubo, chiuso sul fondo; il tratto di misura viene in seguito riempito
con una miscela sabbia e ghiaietto puliti e quindi isolato superiormente realizzando un secondo tappo
impermeabile; la parte rimanente di sondaggio viene cementato oppure riempito con altro materiale; viene
infine realizzato il pozzetto di protezione.
L'utilizzo di questo tipo di piezometro, realizzato in genere con diametro pari a 2", è normalmente
consigliato per terreni non stratificati e caratterizzati da valori di permeabilità K ≥ 10-3 cm/s; tuttavia,
l’impiego può essere esteso a terreni a più bassa permeabilità impiegando tubi di diametro inferiore. Per
questo tipo di piezometri si segnala ancora la possibilità di realizzare, al fine di acquisire informazioni di
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maggiore dettaglio in complesse situazioni stratigrafiche, installazioni multiple sulla stessa verticale (Patton,
1984; Gullà & Sorbino, 1994a).
I piezometri a tubo aperto, che risultano essere quelli più economici, possono presentare, come
inconveniente principale, la possibilità di occlusione delle fessure con conseguente perdita di funzionalità.
Tale tipo di inconveniente, che in generale si verifica dopo lunghi tempi di esercizio, può essere evitato, o
quanto meno ridotto, dimensionando opportunamente il filtro (Terzaghi & Peck, 1948).
I piezometri Casagrande (fig. 5.4.3.1-2) sono formati da una cella, realizzata con materiale ceramico poroso
(oppure resina o bronzo) ad elevata permeabilità, collegata con uno o due tubi di diametro pari in genere a
1/2”. Il volume complessivo che entra in gioco nelle misure è normalmente più piccolo rispetto al
piezometro a tubo aperto, il che comporta un tempo di risposta più breve e rende tale tipo di piezometro
più adatto all'installazione in terreni a permeabilità medio-bassa (Lancellotta, 1987). Attualmente, il tipo di
piezometro Casagrande più diffuso è quello a due tubi; il relativo schema di installazione, analogo nelle
linee generali a quello mostrato per il piezometro a tubo aperto, è riportato nella già citata fig. 5.4.3.1-2.
Per il tipo di piezometri in esame è necessario procedere, prima della messa in opera, alla saturazione della
cella. Infatti, i materiali con cui viene realizzata quest’ultima, assicurano una elevata permeabilità solo in
condizioni di totale saturazione; in caso contrario essi danno luogo a rilevanti perdite di carico che
aumentano in misura considerevole i tempi di risposta. La saturazione della cella viene condotta tramite
immersione in acqua deareata per un adeguato periodo di tempo (in genere 2-3 ore).
Al pari dei piezometri a tubo aperto, anche i piezometri Casagrande si prestano ad installazioni multiple
lungo una stessa verticale.
Il tipo di piezometro in esame, che risulta ancora economico, presenta notevoli vantaggi in termini di
manutenzione poiché, in particolare quello a doppio tubo, può essere periodicamente pulito instaurando
un flusso d’acqua. Tale possibilità, congiuntamente agli accorgimenti già segnalati relativamente ai
piezometri a tubo aperto, consente di prolungare ulteriormente la funzionalità di tali strumentazioni nel
tempo.
A favore dei piezometri Casagrande a doppio tubo giocano ancora sia la possibilità di verificarne la corretta
funzionalità nel tempo, sia una maggiore flessibilità e versatilità di utilizzo per l’esecuzione di prove di
permeabilità che, anche in tal caso, possono essere condotte a carico costante e variabile.
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Fig. 5.4.3.1-1 – Schema di installazione di un piezometro a tubo aperto (da Hanna, 1985 modificata).
Fig. 5.4.3.1-2 – Schema di installazione di un piezometro Casagrande (da Hanna, 1985 modificata).
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5.4.3.2. Celle piezometriche
Con il termine “celle piezometriche” si indicano un gruppo di strumenti per i quali la misura non implica un
trasferimento di volumi di acqua tra gli stessi ed il terreno. Tale circostanza, che, come si vedrà, è realizzata
dal punto di vista costruttivo in vari modi, consente il raggiungimento di tempi di risposta estremamente
brevi, particolarmente utili per la misura delle pressioni neutre in terreni a permeabilità molto bassa.
Le apparecchiature in questione si presentano tecnologicamente più complesse e di costo superiore
rispetto a quelle sino ad ora illustrate. A quanto detto fa riscontro, in generale, una migliore precisione
delle misure ottenibili e la possibilità di acquisirle automaticamente; tali caratteristiche le rendono
particolarmente adatte laddove si rende necessario misurare variazioni repentine di pressioni neutre, ad
esempio quelle indotte da sollecitazioni di tipo dinamico.
A questo gruppo di “piezometri” afferiscono le celle piezometriche a “filo vibrante” in cui la cavità
piezometrica è in contatto con un diaframma che si deforma in ragione dell'entità della pressione neutra.
L’inflessione del diaframma viene rilevata mediante un estensimetro a filo vibrante collegato con un
ricevitore posto in superficie che provvede ad amplificare e registrare il segnale ottenuto.
Una variante è costituita dalle celle a “strain gauges”, corredate da estensimetri elettrici a variazione di
resistenza di elevata sensibilità e precisione che, tuttavia, hanno evidenziato, in alcuni casi ed all’inizio della
loro utilizzazione, scarsa affidabilità (Viggiani, 1974). Bisogna tuttavia rilevare che le tecnologie sono
attualmente notevolmente migliorate e che l’affidabilità delle celle attualmente disponibili è adeguata.
Le misure eseguite con “celle elettriche” (a filo vibrante ed a strain gauge) sono relativamente semplici
poiché, da un punto di vista operativo, necessitano della sola lettura di valori, di frequenza o resistenza
elettrica, mostrati in forma digitale e quasi sempre già tradotti in termini di pressione neutra.
Nella pratica corrente le celle elettriche possono essere installati in piezometri idraulici per automatizzarne
la lettura, questa possibilità può essere utile nel monitoraggio conoscitivo per rilevare meccanismi di risalita
delle falde che sfuggono con le misure in manuale.
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5.4.3.3. Installazioni particolari per la misura di pressioni neutre positive
Accanto alle strumentazioni in precedenza elencate, che rappresentano le più usuali configurazioni
disponibili per effettuare misure in sito di pressioni neutre positive, sono disponibili altri tipi di
apparecchiature che presentano delle specificità finalizzate alla soluzione di problemi connessi a particolari
applicazioni.
Ad esempio, il rilievo delle misure in più punti disposti lungo una stessa verticale può essere conseguito con
l’installazione di un “piezometro continuo” realizzato con la messa in opera di un particolare rivestimento
lungo il quale sono predisposti i punti di misura. Il rilievo viene condotto manualmente spostando lungo la
verticale un particolare dispositivo che, in genere, è provvisto di un trasduttore di pressione che provvede
alla registrazione della misura su memoria di massa (fig. 5.4.3.3-1a).
La necessità, a parità di altre condizioni, del rilievo automatico delle misure, può conseguirsi impiegando i
“piezometri modulari”, (fig. 5.4.3.3-1b); questi ultimi dispongono di più dispositivi di misura, usualmente
trasduttori, fissati a quote prestabilite.
Una modalità di impiego dei piezometri che ha dato luogo alla realizzazione di alcune interessanti modelli è
quella che prevede la valutazione delle pressioni neutre all'interfaccia struttura-terreno. Tale funzionalità
può essere perseguita per mezzo di piezometri con caratteristiche di funzionamento analoghe a quelle già
viste e si concretizzano per esempio in piezometri idraulici a disco del tipo a circuito chiuso (fig. 5.4.3.3-2),
posti al contatto tra il terreno ed opere di fondazione, oppure a ridosso di rivestimenti delle gallerie.
Altri modelli, sempre di tipo idraulico, sono: il Boundary Piezometer (Bjerrum et al., 1965), per la
valutazione delle pressioni neutre all’interfaccia paratia-terreno, (fig. 5.4.3.3-3a); il Pile Piezometer (Hanna,
1967), realizzato per la misura delle pressioni neutre al contatto palo-terreno, (fig. 5.4.3.3-3b).
Per entrambi, l’installazione avviene inglobando le celle sulla faccia dell’elemento strutturale a contatto con
il terreno nei punti desiderati. La forma cuneiforme delle celle facilita la loro infissione nel terreno
congiuntamente all’elemento strutturale, tuttavia, per evitarne lo schiacciamento le celle vere e proprie
sono protette da una cella riempita di sabbia. Il dispositivo di misura, per entrambi i modelli anzi
menzionati, è collegato alla superficie mediante tubi nei quali vengono effettuate le misurazioni in modo
analogo a quello dei piezometri idraulici a circuito aperto, anche se il Boundary piezometer può essere
utilizzato come piezometro a circuito chiuso. Entrambi i modelli menzionati sono utilizzati per la
valutazione delle pressioni neutre in condizioni statiche, ma il Pile piezometer può essere dotato di un
trasduttore elettrico di pressione, che consente di registrare la sovrappressione indotta durante
l'avanzamento nel terreno.
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Fig. 5.4.3.3-1 – Schema di piezometro: a) continuo; b) modulare (da Hanna, 1985 modificata).
Fig. 5.4.3.3-2 – Piezometri idraulici a disco (da Hanna, 1985 modificata).
Fig. 5.4.3.3-3 – a) “Boundary piezometer”; b) “Pile piezometer” (da Hanna, 1985 modificata).
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5.4.3.4. Tensiometri per la misura delle pressioni neutre negative
Gli strumenti più largamente utilizzati per la misura in sito delle pressioni neutre negative sono
rappresentati dai tensiometri.
Accanto a questi ultimi, è disponibile in commercio un ulteriore tipo di apparecchiatura costituita dai
psicrometri, caratterizzati da una notevole precisione ed affidabilità; il loro corretto funzionamento,
tuttavia, richiede condizioni ambientali particolarmente stabili con valori praticamente costanti di
temperatura ed umidità, cosa che li rende molto più adatti ad indagini di laboratorio piuttosto che per i
rilievi in sito (Fredlund & Rahardjo, 1993).
Le componenti di un tensiometro, mostrate nella fig. 5.4.3.4-1a, sono essenzialmente costituite da: una
capsula porosa usualmente in materiale ceramico ad alta pressione di entrata d'aria; un rilevatore di
pressione (manometro, trasduttore etc.); un elemento tubolare riempito di acqua, mediante il quale
vengono posti in comunicazione la capsula porosa ed il rilevatore di pressione.
In condizioni di parziale saturazione, nel terreno (fig. 5.4.3.4-1b) è presente una suzione di valore pari alla
differenza (ug-uw) dove ug rappresenta la pressione della fase aeriforme ed uw la pressione dell'acqua.
Quest'ultima, grazie alle caratteristiche della capsula porosa che impedisce il passaggio del gas attraverso di
essa, viene trasferita alla colonna liquida contenuta nel tensiometro e può essere quindi rilevata dal
dispositivo di misura. Se tale dispositivo è costituito da un trasduttore o da un qualunque altro analogo
rilevatore, è possibile ricavare direttamente, in termini relativi o assoluti, il valore di uw. L'utilizzo di altri
strumenti di misura, quali ad esempio i manometri, consente invece una misura indiretta di uw, in quanto
che essa viene fornita attraverso la differenza (ua-uw), con ua valore della pressione atmosferica agente in
sito. In tal caso una semplice analisi condotta attraverso l'applicazione della statica dei fluidi consente di
ricavare il valore di tale differenza; se si fa riferimento al caso più generale di un manometro differenziale
(fig. 5.4.3.4-2), contenente al suo interno un fluido diverso dall'acqua quale ad esempio il mercurio, il valore
di (ua-uw) viene espresso dalla relazione:
(ua − uw ) = (γ Hg − γ H O )r − γ H O( h + d )
2
2
(3)
dove γ Hg e γ H2O rappresentano rispettivamente il peso specifico del mercurio e quello dell'acqua; r
l'altezza della colonna di mercurio situata al di sopra della superficie libera del serbatoio esposta
all'atmosfera; h e d le distanze di tale superficie rispettivamente dal piano campagna e dal centro della
capsula porosa.
Nel caso più semplice di un manometro analogico a membrana (fig. 5.4.3.4-1), il valore della differenza (uauw) è ricavato dalla lettura R, ricorrendo all'espressione:
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(ua − uw ) = R − γ H O ( h + d )
2
(4)
dove h, stavolta, rappresenta la distanza del punto di misura dal piano campagna e d la distanza di
quest’ultimo dal manometro.
Bisogna comunque osservare che l'applicabilità delle espressioni in precedenza illustrate, deve essere
valutata sulla base dei valori massimi della differenza (ua-uw) che il tensiometro consente di misurare.
Infatti, si deve evitare l’insorgere di fenomeni di cavitazione nell’acqua contenuta nel tensiometro dal
momento che, in tal caso, viene ad interrompersi la continuità della colonna liquida, con conseguente
perdita di significato delle misure. Osservando che l’acqua contenuta nel tensiometro tende ad assumere la
stessa concentrazione salina dell’acqua presente nel terreno, nelle pratiche applicazioni le misure
conseguibili con tale apparecchiatura possono considerarsi accettabili sino ad un valore massimo della
differenza (ua-uw) di circa 80 kPa. Ne deriva, quindi, che il campo di misura operativo del generico
tensiometro, la cui capsula porosa è collocata ad una distanza ∆h dal punto di misura, viene individuato
dalla disuguaglianza:
(ua − uw ) + γ H O ( ∆h) < 80 kPa
2
(5).
Per quanto concerne la procedura di installazione, si deve provvedere innanzitutto alla saturazione delle
varie componenti della strumentazione utilizzando acqua deareata e, a tale riguardo, particolare attenzione
deve essere rivolta alla corretta saturazione della capsula porosa e del dispositivo che rileva la misura. Nel
caso di tensiometro dotato di manometro, si deve procedere alla taratura di quest’ultimo, dal momento
che esso, fornendo come già detto la misura delle depressioni rispetto alla pressione atmosferica, deve
essere condizionato al valore assunta da quest'ultima in sito, funzione dell'altitudine rispetto al livello del
mare.
Una volta riempito con acqua deareata il tubo di collegamento tra capsula porosa e manometro, la
correttezza dell'operazione di taratura deve essere verificata, almeno 2-3 volte, ponendo la capsula porosa
in un recipiente a pressione nota e controllando la misura fornita dal manometro. Infine, allo scopo di
evitare lo sviluppo di microflora all'interno del tubo, all'acqua deareata viene aggiunta la quantità
necessaria di acido cloridrico (HCl) sino al raggiungimento di una concentrazione di quest'ultimo pari
all'incirca al 10%.
Per quanto concerne la posa in opera dei tensiometri le tecniche dipendono dallo specifico tipo di
strumento e dalle profondità di installazione. Un esempio di procedura che si è mostrata particolarmente
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efficace (Gullà & Sorbino, 1994a) prevede l’esecuzione di un foro a distruzione del diametro di 40 mm,
mediante una trivella ad aria compressa. Prima della messa in opera del tensiometro si provvede alla pulizia
del foro di sondaggio al fine di assicurare un contatto uniforme tra la capsula porosa ed il terreno
circostante. Successivamente, si procede al riempimento dell'intercapedine esistente tra strumentazione e
foro, con lo stesso materiale di risulta della perforazione. Al fine di evitare infiltrazioni dirette ed
indesiderate delle acque meteoriche lungo il fusto del tubo, tale riempimento deve essere sostituito, per
una distanza variabile dai 30cm ai 50cm dal piano campagna, con una miscela di cemento e bentonite.
Come già detto, i diversi modelli di tensiometri attualmente disponibili si riferiscono agli schemi costruttivi
ed ai principi di funzionamento anzi illustrati e, in generale, differiscono per il tipo di rilevatore della misura.
Le possibilità di acquisire rilievi in automatico, è ad esempio abbastanza agevole, in quanto basta sostituire
il manometro di misura con un trasduttore di pressione.
Nella fig. 5.4.3.4-3 è mostrato, infine, un tensiometro portatile. In tale tipo di strumento un manometro a
depressione consente di misurare la suzione presente alla punta della capsula porosa, la quale è collegata al
corpo dello strumento per mezzo di un tubo in nylon. La capsula, che costituisce il punto di misura, deve
essere inserita nel terreno manualmente e ciò condiziona, in relazione al tipo di terreno, le possibili
profondità di installazione, generalmente non superiori ad 1 metro.
Ulteriori indicazioni sull’installazione e la misura di tensiometri per il rilievo delle pressioni neutre negative
in siti di studio sono fornite da Gullà et al. (2003).
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Fig. 5.4.3.4-1 – Tensiometro: a) Componenti essenziali; b) Particolari della zona di contatto tra terreno e
capsula porosa (da Cascini, 1996 modificata).
Fig. 5.4.3.4-2 – Tensiometro differenziale a mercurio (da Sorbino, 1994).
Fig. 5.4.3.4-3 – Tensiometro portatile (da Anderson & Richards, 1987 modificata
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5.5. Caratterizzazione dei geomateriali
(Gullà G.)
Nel seguito sono discussi, in termini di criteri ed indicazioni metodologiche, gli aspetti connessi alla
caratterizzazione dei geomateriali in laboratorio, avendo già precedentemente trattato quelli relativi alla
sperimentazione in sito. In particolare saranno evidenziate le necessarie sinergie da stimolare per integrare
i due diversi approcci al fine di ottenere la massima efficacia nell’identificazione dei parametri fisicomeccanici, o dei loro intervalli di variazione, rappresentativi del comportamento al finito del pendio
instabile.
Le indicazioni ed i criteri proposti faranno riferimento a delle macro-aggregazioni di geomateriali che
tengono conto delle originarie litologie e dei processi che ne hanno modificato il comportamento
geotecnico (degradazione ed alterazione), con particolare riferimento alle problematiche di instabilità di
pendio. Le macro-aggregazioni considerate per le finalità indicate sono le seguenti: terreni a grana fina
(GF), terreni a grana grossa (GG), terreni di alterazione (TA), terreni da degradazione (TdD), rocce tenere o
alterate (RoTA), rocce lapidee (RoL).
In generale, una volta individuata la macro-aggregazione di riferimento relativa al/ai geomateriale/i
presente/i nel volume geotecnicamente significativo per i vari aspetti di interesse (modellazione del regime
delle pressioni neutre, modellazione dell’instabilità di pendio), i punti che si andranno a considerare sono i
seguenti:
-
rappresentatività granulometrica e/o in presenza di sistemi di fessure o discontinuità relitte a
diverse scale (al finito, alla scala del campione, alla scala del provino),
-
intervalli di variazione degli stati tensionali significativi per la problematica di interesse,
-
attrezzature e modalità di prova utilizzabili, con relativi limiti e potenzialità rispetto agli obiettivi
perseguiti,
-
procedure di prova non standard, con apparecchiature standard, per la definizione di aspetti di
possibile interesse (rilevanza dell’anisotropia del geomateriale, contributo alla resistenza disponibile
in condizioni di parziale saturazione, ecc.),
-
possibile utilizzo di apparecchiature non standard,
-
presentazione dei risultati per le finalità di interesse.
Si evince dai punti anzi riportati che non saranno trattati gli aspetti sperimentali di dettaglio, per i quali si
rimanda alla vasta letteratura disponibile.
La caratterizzazione di laboratorio dei terreni a grana fina è generalmente adeguata alle finalità di analisi di
stabilità dei pendii. Ovviamente, nell’insieme dei valori da utilizzare come riferimento per definire al meglio
i parametri rappresentativi del comportamento al finito dell’instabilità di interesse, bisognerà
opportunamente integrare quanto potrà essere acquisito dalla sperimentazione in sito, anche in termini di
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verifica puntuale (prove in sito eseguite in prossimità dei tratti di prelievo dei campioni). In generale i
provini di dimensioni standard, utilizzati per le prove in apparecchiature standard, sono
granulometricamente rappresentativi dei campioni da cui sono preparati, prelevati nel corso
dell’esecuzione delle indagini geotecniche, e questi campioni sono a loro volta rappresentativi del volume
al finito da cui sono stati prelavati. La verifica operativa dell’aspetto in menzione può essere condotta in
maniera abbastanza semplice: confrontando le curve granulometriche dei provini con quella del campione
da cui sono stati prepartati; confrontando le caratteristiche granulometriche osservabili sul campione con
quelle che si possono rilevare alla scala dell’intero sondaggio, di provenienza del campione, o rilevabili su
un fronte di adeguata estensione presente nell’area in cui è stato eseguito il sondaggio.
Gli esempi mostrati nella fig. 5.5-1 mostrano, per terreni a grana fina presenti in contesti geologici
rappresentativi del territorio calabrese (Gullà et al., 2004), la confrontabilità granulometrica tra provini e
campioni da cui sono preparati.
Per quanto concerne l’identificazione dei terreni a grana fina sono utilizzabili le attrezzature e le procedure
standard.
Per i terreni a grana fina si può porre la necessità di verificare la rappresentatività del provino rispetto ai
campioni di provenienza, con riferimento ad una significativa presenza di sistemi di fessure e/o
discontinuità. Il confronto deve essere condotto rilevando in prima istanza la presenza o meno di sistemi di
fessure e/o di discontinuità e, nell’ipotesi che vi siano sistemi di fessure e/o discontinuità, rilevandone la
geometria, la spaziatura e la continuità sui provini e su tratti di campioni di dimensioni significative.
Se la spaziatura delle discontinuità eventualmente presenti supera il diametro del campione, o la massima
dimensione del provino, la resistenza a taglio dei provini preparati è rappresentativa del materiale che
forma il campione; se la spaziatura delle discontinuità è più piccola della minima dimensione dei provini
preparati, la resistenza a taglio valutata dai provini sottostima quella del geomateriale che forma il provino
(campione) e sovrastima quella delle discontinuità campionate nello stesso provino. Analogamente avviene
nel caso in cui la superficie di rottura del provino coincide con una parte di una discontinuità presente nel
campione da cui proviene il provino; nell’ipotesi, invece, in cui la superficie di rottura del provino è
completamente coincidente con una discontinuità presente nel campione, da cui proviene il provino, la
resistenza valutata sottostimerà quella del materiale che costituisce il provino ed il campione, e sarà
ragionevolmente rappresentativa della discontinuità presente nel campione e lungo la quale si è
completamente impostata la superficie di rottura del provino.
Per i pendi instabili costituiti prevalentemente da terreni a grana grossa la caratterizzazione di laboratorio
può richiedere, a volte, una buona integrazione con la sperimentazione in sito. L’integrazione richiamata,
che può ricorrere alle prove in siti precedentemente discusse, è particolarmente necessaria quando la
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frazione ghiaia è nettamente prevalente (dell’ordine del 50%) e sono nettamente basse le frazioni limoargilla (dell’ordine del 10%). Nei geomateriali che non presentano le caratteristiche evidenziate valgono,
riguardo la rappresentatività granulometrica, le indicazioni ed i criteri proposti per i terreni a grana fina.
Nella macro-aggregazione in esame non sono generalmente riscontrate problematiche di rappresentatività
determinate dalla presenza di sistemi di fessure e/o discontinuità.
Per quanto concerne l’identificazione dei terreni a grana grossa sono utilizzabili le attrezzature e le
procedure standard.
Nel caso dei terreni a grana grossa che presentano problematiche di campionamento, o di preparazione dei
provini dai campioni prelevati, la sperimentazione di laboratorio può essere opportunamente programmata
ricorrendo all’utilizzo di provini ricostituiti, sottoposti a rottura con intervalli di tensioni congrui rispetto agli
spessori delle instabilità di interesse. In tal modo si possono ottenere utili indicazioni circa i valori limite
inferiori da assumere, congiuntamente a quelli stimati da prove in sito, per delimitare opportunamente gli
intervalli di variazione nel cui ambito circoscrivere al meglio l’individuazione dei parametri di resistenza a
taglio rappresentativi del comportamento al finito del volume instabile.
La caratterizzazione di laboratorio dei terreni di alterazione è generalmente adeguata alle finalità di analisi
di stabilità dei pendii. La sperimentazione in sito può, tuttavia, rappresentare in alcuni casi una componente
non solo integrativa (esp. terreni di alterazione di rocce granitoidi con una componente grossolana
rilevante ed una componente fina sostanzialmente assente, che rende i terreni in questione difficilmente
campionabili in laboratorio).
In generale per i terreni di alterazione i provini di dimensioni standard, utilizzati per le prove in
apparecchiature standard, sono granulometricamente rappresentativi dei campioni da cui sono preparati,
prelevati nel corso dell’esecuzione delle indagini geotecniche, e questi campioni sono a loro volta
rappresentativi del volume al finito da cui sono stati prelavati (fig. 5.5-2). La rappresentatività deve essere
anche considerata in relazione alla risposta meccanica del volume al finito che è fortemente condizionata
dai volumi ridotti a roccia sciolta dall’alterazione, mentre hanno una scarsa influenza i frammenti ed i
blocchi meno alterati completamente immersi nelle porzioni completamente alterate o residuali. In
sostanza, come si può rilevare da quanto mostrato nella fig. 5.5-3, si possono ritrovare campioni di terreni
di alterazione che presentano una discreta omogeneità granulometrica, da cui si preparano provini
granulometricamente rappresentativi, e campioni che sono eterogenei con successioni di tratti
granulometricamente a grana grossa e tratti a grana fina, da cui si preparano provini ancora
granulometricamente rappresentativi ma dei rispettivi tratti di provenienza.
In definitiva, la verifica operativa dell’aspetto in menzione, che è condotta con le stesse modalità già
illustrate per i terreni a grana fina (confronto delle curve granulometriche dei provini con quella del
campione da cui sono stati prepartati; confronto delle caratteristiche granulometriche osservabili sul
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campione con quelle che si possono rilevare alla scala dell’intero sondaggio, di provenienza del campione, o
rilevabili su un fronte di adeguata estensione presente nell’area in cui è stato eseguito il sondaggio),
assume una valenza importante di strumento di analisi ed interpretazione della sperimentazione di
laboratorio. La caratterizzazione e le verifiche granulometriche descritte servono infatti a classificare i
provini in gruppo omogenei per condizioni di alterazione e granulometria e, quindi, per definire i parametri
di resistenza a taglio di questi gruppi (Cascini e Gullà, 1993). Il lavoro descritto è un aspetto essenziale per
la corretta ed efficace soluzione delle problematiche di instabilità che interessano i terreni di alterazione e
da degradazione di rocce cristallino-metamorfiche.
Gli esempi mostrati nella fig. 5.5-4 evidenziano l’importanza delle caratteristiche granulometriche, in
quanto espressione, alla scala dell’elemento di volume, delle condizioni di alterazione dei terreni di
interesse.
Per quanto concerne l’identificazione dei terreni di alterazione, in contesti rappresentativi del territorio
calabrese, gli studi specificamente condotti indicano una sostanziale utilizzabilità delle attrezzature e delle
procedure standard, che va tuttavia verificata in sede di approfondimento (Cascini et al., 1992; Cascini &
Gullà, 1992; Critelli et al., 1991; Gullà &Matano, 1994)
Per i terreni di alterazione la presenza di strutture relitte, alla scala del provino o del campione, può
condizionare in misura sostanziale i valori di resistenza a taglio ottenuti dalla sperimentazione di
laboratorio. Il condizionamento delle discontinuità relitte è ben evidenziato dalle prove triassiali. Mentre,
infatti, la presenza di discontinuità relitte nei provini sottoposti a prova di taglio diretto può influenzare la
resistenza a taglio, riducendola rispetto a quella dei provini senza discontinuità; nei provini triassiali la
presenza di discontinuità relitte comporta la rottura lungo le stesse e, quindi, la valutazione della resistenza
delle stesse discontinuità relitte. Nella fig. 5.5-5 sono mostrati i risultati ottenuti su provini di terreni di
alterazioni che presentano discontinuità relitte. In presenza di discontinuità relitte, tipiche delle rocce
completamente alterate (terreni saprolitici), l’indicazione da seguire è quella di procedere,
prevalentemente, con prove triassiali al fine di trarre indicazioni circa la resistenza a taglio di discontinuità
relitte lungo le quali, nel volume al finito, si possono impostare superfici di rottura.
Nei terreni di alterazioni si possono presentare, come di seguito specificato, delle problematiche riguardo la
rappresentatività dei provini per la presenza di uno o più frammenti con dimensioni massime dell’ordine
dei 2 cm. In generale, tuttavia, per provini di terreni di alterazione che presentano una frazione grossolana
importante, dell’ordine del 30-40%, si può presentare problematica la valutazione della resistenza residua
con le usuali tecniche (inversione della direzione e cicli ripetuti di taglio), in quanto si possono determinare
delle concentrazioni di materiale grossolano che, a volte, possono addirittura incrementare la resistenza
rispetto a quella di picco. In definitiva, quando si rilevano delle difficoltà nella valutazione della resistenza
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residua, si procede con l’esecuzione di prove di taglio diretto su provini ricostituiti per ottenere stime dei
possibili valori minimi della resistenza a taglio.
I terreni da degradazione, quando sono prodotte da processi di degradazione che interessano rocce
all’origine lapidee (esp. rocce cristallino-metamorfiche), presentano sostanzialmente problematiche
sperimentali e limiti analoghi a quelli illustrati per i terreni di alterazione. Analoghe sono anche le
indicazioni ed i criteri metodologici utilizzabili per risolvere al meglio le stesse problematiche. Si vuole solo
rimarcare, con riferimento ai terreni da degradazione, il fatto che gli stessi sono particolarmente insidiosi
quando si ritrovano, spesso a notevoli profondità, associate a strutture tettoniche sub-orizzontali e dotate
di elavata continuità. In tali situazione si possono formare ampie zone di elevata deformazione lungo le
quali si possono produrre e completare nel tempo superfici di rottura.
I terreni da degradazione, con particolare riferimento alle instabilità superficiali, si possono formare anche
nelle litologie sedimentarie, in particolare a grana fina, per le azioni di disgregazione, rammollimento,
frammentazione, ecc. che gli strati superficiali prossimi al piano campagna subiscono per cicli ripetuti di
inumidimento ed essiccamento (Gullà et al., 2002; Gullà et al., 2004a, 2004b). Gli effetti dei processi
ricordati sugli strati superficiali può spingersi sino a produrre alterazione dei terreni (Gullà et al, 2008.), in
funzione, tra l’altro, delle caratteristiche mineralogico-petrografiche dei geomateriali intatti (Gullà et al,
2006). Gli effetti della degradazione possono essere rilevanti in termini di abbattimento della resistenza a
taglio, come si può rilevare da quanto mostrato nella fig. 5.5-6, e non sono di semplice determinazione
sperimentale, per la difficile campionabilità dei terreni degradati. Le indicazioni da seguire in questi casi
sono: sottoporre a prove di taglio diretto provini preventivamente sottoposti a cicli di degradazione forzati
variamente articolati; eseguire prove di taglio su provini ricostituiti utilizzando il geomateriale degradato o
intatto. Il confronto dei valori di resistenza, valutata per le stesse tensioni verticali su provini intatti e
variamente degradati, renderà conto dell’influenza che possono giocare i processi di degradazione naturali.
Sempre con riferimento ai processi di degradazione e di destrutturazione, che possono subire i geomateriali
a seguito di completo collasso di volumi di terreno (esp. fluidificazione di coperture degradate interessate
da instabilità superficiali per scorrimento che evolve in colata veloce e deposita il materiale sul versante),
l’indicazione da seguire per una completa caratterizzazione geotecnica delle coltri degradate è la seguente:
valutazione della resistenza di picco e residua del geomateriale intatto; definizione della resistenza a taglio,
picco e residua, sul geomateriale degradato in condizioni naturali (possibilmente); inviluppi di rottura di
provini costituiti da geomateriali degradati artificialmente (con diversi cicli di degradazione); resistenza a
taglio definiti per provini ricostituiti da geomateriale intato e da geomateriale degradato in condizioni
naturali. La sperimentazione deve essere condotta per intervalli di tensioni adeguati agli spessori di
geomateriale interessato dalle frane superficiali di interesse. Nei geomateriali degradati, considerata la loro
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posizione stratigrafica, può essere utile campionare direttamente da pozzetti superficiali, da piano
campagna a circa 1 m, provini di dimensioni 10 x 10 x 3 cm da sottoporre a taglio diretto.
Le condizioni di instabilità di pendio tipiche, e ad impatto elevato, che si verificano nei contesti geologici
rappresentativi del territorio calabrese sono prevalentemente condizionate al finito da geomateriali
costituiti da rocce sciolte (terreni a grana fina, terreni a grana grossa, terreni di alterazione e da
degradazione). I volumi di ammasso costituiti da rocce tenere o alterate (tenere per alterazione) e/o da
rocce lapidee sono generalmente “trasportate” nell’instabilità. Pur avendo un ruolo generalmente passivo è
opportuno procedere, quanto meno nelle fasi di approfondimento, ad una caratterizzazione di base anche
per questo tipo di macro-aggregazioni.
Le indicazioni metodologiche che si propongono per la caratterizzazione geotecnica di base di questi due
geomateriali servono dunque per classificarli e per stabilire il loro possibile contributo al comportamento
meccanico al finito degli ammassi rocciosi di cui sono parte.
A tal fine si suggerisce di procedere alla definizione del peso dell’unità di volume, dell’indice del Point
Loader Tester, dell’indice del Martello di Schmidt, della resistenza a taglio su provini pre-tagliati.
Vi sono ancora alcuni criteri di carattere generale che sono comuni alle diverse macro-aggregazioni di
terreni considerate. Uno di tali criteri, legato allo spessore del geomateriale coinvolto, riguarda la scelta
dell’intervallo di variazione delle tensioni verticali (o di cella nel caso di prove triassiali), da considerare
nella sperimentazione, per la valutazione della resistenza a taglio, facendo riferimento alle possibilità
operative delle apparecchiature standard. Questo aspetto può essere trattato con riferimento alle
categorie di frana già richiamate: superficiali, tensioni da circa 13 kPa a circa 100 kPa; mediamente
profonde e profonde, da 100 kPa a 600 kPa, ove possibile 1000 kPa per le frane profonde. Nel caso si
debbano caratterizzare geomateriali interessati da deformazioni gravitative profonde di versante si
possono utilizzare gli stessi intervalli di tensioni indicate per le frane profonde. Ovviamente gli intervalli
riportati non sono in assoluto adeguati per le deformazioni gravitative profonde di versante e, nei casi
complessi, si deve ricorrere all’utilizzo di apparecchiature di taglio o triassiali in grado di lavorare con
tensioni più elevate.
Altro aspetto sperimentale che può essere trattato preliminarmente è relativo alla verifica degli effetti di
eventuale anisotropia. Questo aspetto, che può assumere un certo rilievo nei terreni di alterazione o da
degradazione, può essere in prima battuta evidenziato da caratteri rilevabili con l’osservazione dei provini e
dei campioni di provenienza (marcate orientazioni preferenziali, presenza di zone inglobate e caratterizzate
da materiali a granulometria fina, ecc.). Nell’ipotesi vi siano ragionevoli elementi che facciano ritenere
possibile la presenza significativa di anisotropia nella resistenza a taglio dei terreni di interesse, si possono
adottare i seguenti semplici accorgimenti per i campioni dove si riscontrano gli elementi richiamati:
preparazione in successione di provini per prove di taglio diretto, o triassiali, con asse verticale e
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orizzontale; prove (taglio diretto o triassiali) con le stesse condizioni di carico sulle coppie di provini;
confronto e valutazione della differenza percentuale della resistenza di picco, e residua per il taglio diretto;
confronto, ove sia possibile eseguire le prove su almento tre coppie di provini, fra inviluppi relativi ai provini
con asse verticale e con asse orizzontale. Nella fig. 5.5-7 sono mostrati i risultati di alcune prove condotte
seguendo le indicazioni metodologiche proposte.
Per alcune aggregazioni di geomateriali vi possono essere ragionevoli dubbi circa la rappresentatività delle
dimensioni standard dei provini rispetto alla granulometria degli stessi. Vi sono dei criteri generali che
consentono di stabilire la rappresentatività, o meno, della resistenza ottenuta da provini di dimensioni
standard in funzione della massima dimensione granulometrica riscontrata nel geomateriale sottoposto a
prova, in particolare per il taglio diretto. Questo tipo di verifica merita tuttavia qualche approfondimento
con particolare riferimento ai terreni di alterazione o da degradazione ed ai terreni a grana grossa, che
presentano una frazione ghiaia derivata da rocce alterate o degradate. Per le aggregazioni di terreni
richiamate può succedere, dopo aver eseguito la prova meccanica ed individuato definiti valori di resistenza
a rottura, di riscontrare dalla curva granulometrica dimensioni massime dei grani che eccedono i valori di
riferimento per la rappresentatività. Può avvenire, infatti, che gli elementi più grossolani, proprio per le
condizioni di alterazione o degradazione che presentano, forniscono un contributo alla resistenza a taglio in
misura congrua e rappresentativa per il campione da cui il provino stesso è stato preparato. Per avere
indicazioni in merito all’aspetto evidenziato, la procedura che si suggerisce consiste nel preparare, dallo
stesso materiale dei provini e del campione di provenienza, uno o più provini ricostituiti, utilizzando il
passante al setaccio con maglie da 2 mm, e sottoporli a prova di taglio diretto con gli stessi carichi verticali
utilizzati per i provini intatti. Confrontando la resistenza a rottura dei provini intatti e ricostituiti sottoposti
alle stesse tensioni verticali ed i parametri relativi agli inviluppi di resistenza a taglio, rispettivamente dei
provini intatti e ricostituiti, si può verificare se ed in quale misura vi sono delle differenze significative e,
quindi, se si può considerare ragionevole, o meno, il contributo alla resistenza fornita dagli elementi
granulometrici più grossolani, alterati o degradati.
Altro aspetto da considerare, riguardo possibili indicazioni e criteri metodologici, è rappresentato dal
contributo alla resistenza a taglio fornito dalla condizione di parziale saturazione, di particolare rilievo per
alcune macro-aggregazioni di geomateriali (esp. terreni di alterazione, terreni a grana fina). Per desumere
utili indicazioni quantitative relativamente all’aspetto evidenziato si può procedere in due fasi. In una prima
fase si seguono i seguenti passaggi: si preparano cinque provini di taglio; si sceglie un valore della tensione
verticale congruo con la categoria di instabilità cui è finalizzata la caratterizzazione dei geomateriali di
interesse; utilizzando la tensione verticale scelta, si portano a rottura i cinque provini, il primo saturo, il
secondo dopo averlo lasciato a desaturare per un giorno esposto all’aria, il terzo dopo due giorni di
esposizione all’aria, il quarto dopo tre giorni di esposizione all’aria, il quarto dopo quattro giorni di
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esposizione all’aria; si valutano, a prove ultimate i gradi di saturazione dei provini, e si esamina
l’incremento della resistenza a rottura al ridursi del grado di saturazione. Se l’incremento della
desaturazione è significativo si passa alla seconda fase, che prevede la seguente procedura: da un
campione prelevato al di sopra del livello di falda si preparano il maggior numero possibile di provini; si
dividono i provini preparati in tre gruppi di provini; supponendo che ognuno dei tre gruppi sia formato da
tre provini si scelgono opportunamente tre valori di tensioni verticali; con i tre valori di tensioni verticali
scelti si sottopongono a rottura i provini del primo gruppo dopo averli completamente saturati, quelli del
secondo gruppo lasciandoli con il loro grado di saturazione naturale, quelli del terzo gruppo lasciandoli
desaturare all’aria per quattro giorni; si definiscono i parametri di resistenza a taglio degli inviluppi di
rottura dei provini completamente saturi, di quelli con grado di saturazione naturale (da valutare) e di quelli
con grado di saturazione attinto dai provini dopo quattro giorni di desaturazione per esposizione all’aria (da
valutare); si definisce in quale misura si incrementa la resistenza a taglio con la riduzione del grado di
saturazione.
Evidentemente gli approfondimenti da condurre riferendosi ai criteri ed alle indicazioni riassunte possono
essere svolti, ove ritenuti opportuni, una volta acquisita una prima caratterizzazione di base da utilizzare
per definire la pericolosità dell’instabilità di pendio di interesse e per individuare idonei interventi di
mitigazione e riduzione del rischio.
160
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0.002
0.06
Limo
100
2
Sabbia
60
Ghiaia
a)
Passante %
80
60
campioni (n=7)
provini (n=60)
40
20
0
0.001
0.01
0.002
100
0.1
1
Diametro [mm]
0.06
Limo
10
2
Sabbia
60
Ghiaia
b)
80
Passante %
100
60
campioni (n=5)
provini (n=14)
40
20
0
0.001
0.01
0.1
1
Diametro [mm]
10
100
Fig. 5.5-1 – Confronto fra i fusi granulometrici dei provini relativi a terreni a grana fina e quelli dei campioni
da cui sono stati preparati; a) argille; b) limi.
A
P1
P2
B
P3
A
P5
P6
B
P4
C
Fig. 5.5-2 – Schema concettuale di verifica della rappresentatività granulometrica dei provini rispetto al
campione di provenienza in terreni di alterazione (da Gullà & Aceto, 2009, modificata).
20
0
0.001
0
0.001
0.01
0.01
0.002
100
0.002
% %
Passante
Passante
1
Diametro
[mm]
0.1
1
Diametro [mm]
0.06
Limo
0.06
Limo
100
80
Sabbia
2
Sabbia
0.01
0.002
100
0.002
100
80
1
Diametro
[mm]
0.1
1
Diametro [mm]
0.06
Limo
100
60
Ghiaia
60
Sabbia
(b)
(b)
10
100
10
100
2
0.06
Limo
10
Glob. A
P1
Glob.
P2 A
P1
P3
P2
P4
P3
P4
40
20
0.1
100
Ghiaia
60
40
0.01
10
2
80
60
20
0
0.001
0
0.001
% %
Passante
Passante
0.1
2
Sabbia
60
Ghiaia
60
Ghiaia
80
60
60
40
40
20
20
0
0.001
0
0.001
0.01
0.01
0.1
1
Diametro
[mm]
0.1
1
Diametro [mm]
Glob. B
P5
Glob. B
P6
P5
P6
(c)
(c)
10
100
10
100
Fig. 5.5-3 – Confronto fra le curve granulometriche di provini relativi a terreni di alterazione e quelle dei
campioni da cui sono stati preparati (da Gullà & Aceto, 2009, modificata).
Fig. 5.5-4 – Variazioni granulometriche con il progredire delle condizioni di alterazione (da Cascini e Gullà,
1993).
1600
a)
Classe VI
800
'
'
[kPa]
(σ(σ
[kPa]
1’-σ
3’)/2
1-σ
3)/2
1200
400
16000
Classe V
Rottura su discontinuità relitte
b)
800
1
3
'
(σ
-σ'3’)/2
)/2 [kPa]
[kPa]
(σ 1’-σ
1200
400
0
0
400
800
1200
1600
2000
2400
'
[kPa]
σσ’[kPa]
Fig. 5.5-5 – Resistenza a taglio di provini di terreni di alterazione con discontinuità relitte (da Cascini e Gullà,
1993).
Fig. 5.5-6 – Riduzione della resistenza a taglio prodotta da processi di degradazione in terreni a grana fina
(da Gullà et al., 2008).
700
a)
600
τ vp [kPa]
500
400
300
R-coll
R
R-10
RS
SR
S
200
100
0
0
100
200
300
400
500
600
700
τ hp [kPa]
700
b)
600
τ vp [kPa]
500
400
300
R
RS
S
200
100
0
0
100
200
300
400
500
600
700
τ hp [kPa]
Fig. 5.5-7 – Esempi di prove condotte per accertare l’influenza dell’anisotropia sulla resistenza a taglio di
alcuni geomateriali: a) provini saturi; b) provini parzialmente saturi (Gullà, com. pers.).
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6. PROCEDURE DI CALCOLO PER LA MODELLAZIONE DELLE INSTABILITÀ DI PENDIO
6.1. Generalità
(Gullà G.)
L’individuazione delle procedure di calcolo che, sulla base degli elementi conoscitivi disponibili, sono più
idonee per la simulazione dei processi che governano, per gli aspetti essenziali, le condizioni di stabilità di
un pendio, rappresenta un aspetto cruciale del passaggio dallo schema geotecnico al modello geotecnico,
indispensabile per la valutazione della pericolosità da frana alla scale del singolo versante.
In generale, i processi che governano le condizioni di stabilità dei pendii sono riconducibili alla modellazione
del regime delle pressioni neutre ed alla modellazione di quanto produce l’instabilità nelle sue possibili
manifestazioni (rottura, spostamenti cumulati). Nella modellazione di quanto produce l’instabilità nei suoi
effetti diretti si potrà porre in conto, nei termini individuati nello schema geotecnico del pendio, l’eventuale
presenza di sollecitazioni sismiche.
Come meglio precisato nel seguito, la complessità delle problematiche rendono necessaria una graduale
strategia di affinamento delle analisi, supportata da un progressivo approfondimento del quadro
conoscitivo: a partire dalla fase di studio finalizzato alla definizione del modello geotecnico ed alla
valutazione della pericolosità da frana, per proseguire nella fase di progettazione e realizzazione degli
interventi di mitigazione e riduzione del rischio e continuare nella fase, essenziale, di controllo, gestione ed
eventuale integrazione degli interventi realizzati.
Potranno dunque essere utilizzate procedure di calcolo più sofisticate man mano che migliorerà il quadro
conoscitivo, ma dovranno essere individuate da subito le procedure di calcolo più efficaci con il quadro
conoscitivo disponibile. In altri termini, rispetto alle indicazioni metodologiche di seguito precisate, si
dovranno scegliere le procedure di calcolo tenendo ben presente la qualità e la quantità di dati disponibili
rispetto ai dati di input richiesti dalle procedure di calcolo utilizzabili, con riferimento al tempo disponibile
per produrre i risultati necessari per avviare a soluzione la problematica di interesse. Questo aspetto è
particolarmente rilevante per la modellazione del regime delle pressioni neutre, con riferimentio alla
disponibilità di misure di calibrazione per un periodo rappresentativo, e per la modellazione del campo di
spostamenti che possono determinare condizioni di instabilità, per quanto attiene l’individuazione dei
parametri fisico-meccanici rappresentativi del comportamento al finito, e ove necessario tempodipendente, dei geomateriali coinvolti dalla stessa instabilità di pendio.
Nella cornice di riferimento delineata sono di seguito trattati criteri ed indicazioni metodologiche relative
alla modellazione del regime delle pressioni neutre ed alla modellazione delle condizioni di instabilità.
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6.2. Modellazione del regime delle pressioni neutre
6.2.1. Modelli completi di versante
(Gullà G.)
La letteratura sui "modelli completi di versante", che, simulando gli aspetti fisici del problema, consentono
di pervenire, tra l'altro, alla stima delle pressioni neutre in funzione degli eventi meteorici, è quanto mai
vasta e variegata. In essa si ritrovano, infatti, contributi provenienti da numerose discipline quali quelle
idrauliche, agrarie e geotecniche; non mancano pertanto spunti di interesse sia sul piano strettamente
teorico-speculativo, sia su quello applicativo. La sintesi riportata nel seguito relativamente all’aspetto in
menzione, e con riferimento alle finalità della presente relazione, è ripresa dai lavori di Cascini et al. (1995;
2006) nel cui ambito i vari modelli disponibili sono raggruppati secondo due grandi categorie.
Alla prima sono da ascrivere quei modelli che fanno riferimento alla formulazione classica del problema dei
moti filtranti a superficie libera in regime vario. In essi, le equazioni differenziali che reggono la filtrazione in
un mezzo poroso vengono applicate alla sola parte satura del dominio sede del fenomeno.
Tale approccio, che in accordo con Vauclin et al. (1979) può essere battezzato "approccio saturo", ignora
completamente i processi di moto che hanno luogo nella zona parzialmente satura compresa tra il piano
campagna e la superficie libera.
Le uniche testimonianze della presenza di tale zona sono compendiate dalla porosità efficace ne e dalla
definizione dei volumi d'acqua, provenienti dalle precipitazioni meteoriche, che raggiungono la superficie
libera.
La porosità efficace ne rappresenta, come è noto, una frazione della porosità effettiva dello scheletro solido
ed il suo valore dipende, come è intuibile, dal diametro medio dei grani; nell'ambito dell'approccio classico
essa assume quindi un valore costante, caratteristico del particolare terreno considerato, e tiene conto
globalmente del valore assunto dal grado di saturazione Sr nella zona al di sopra della superficie freatica.
Ad esempio, la posizione assunta dalla superficie freatica dopo un intervallo di tempo ∆t, conseguente
all'apporto N di volume d'acqua che nello stesso intervallo di tempo e per unità di area raggiunge detta
superficie, viene ad essere valutata secondo l'espressione, di seguito riportata, proposta da (PolubarinovaKochina, 1962; Hantush, 1967; Marino, 1967)
∆z =
N ∆t
ne
In effetti, i processi di moto che si sviluppano nella zona parzialmente satura, causati
dall'evapotraspirazione, dall'infiltrazione di acque meteoriche nonché dalle stesse oscillazioni della
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superficie freatica, determinano, sovente, una distribuzione marcatamente disuniforme del grado di
saturazione, e quindi della porosità efficace, che pertanto è funzione dello spazio e del tempo (Bear, 1972;
Vauclin, 1984]; ne discende l'impossibilità di una misura sperimentale di tale parametro con conseguenze
evidenti sul piano applicativo (Vauclin et al., 1979; Carravetta e Santini, 1977 ; Hillel, 1980; Santini e
Ciollaro, 1988).
D'altra parte, le implicazioni che derivano dall'assumere la porosità efficace costante nella zona
parzialmente satura, si ritrovano in eguale misura nei riguardi della evoluzione della superficie libera nel
tempo e ciò con particolare riferimento ai terreni granulari.
Un ulteriore limite conseguente al completo disconoscimento dei processi di moto che hanno luogo nella
zona parzialmente satura si riflette, ovviamente, anche nei riguardi della valutazione dei contributi N dovuti
alle precipitazioni meteoriche che raggiungono la superficie freatica. Indicando con i l'intensità di pioggia,
supposta inferiore alla capacità di infiltrazione del terreno, nell'ambito dell'approccio classico, si ha
semplicemente N=i; viene cioè ipotizzato un trasferimento totale ed istantaneo sulla superficie freatica dei
volumi d'acqua che raggiungono il piano campagna (Hantush, 1967; Marino, 1967). Numerosi Autori,
rimanendo ancora nell'ambito dell'approccio saturo, sono pervenuti, con la rimozione delle ipotesi anzi
indicate, alla formulazione di modelli che consentono una più aderente simulazione del fenomeno reale. In
letteratura si ritrovano, pertanto, vari approcci che permettono sia la valutazione dei volumi d'acqua
effettivamente infiltratisi, sia la valutazione dei tempi necessari a questi ultimi per il raggiungimento della
superficie freatica. Per quanto riguarda quest'ultimo aspetto, Lumb (1975) attribuisce alla velocità di
avanzamento del fronte umido Vf il valore fornito all'espressione di seguito mostrata:
Vf =
K
n( Srf − Sri )
dove K è la permeabilità satura, Srf e Sri rappresentano il grado di saturazione finale e iniziale ed n è la
porosità dello scheletro solido. Tuttavia, nell'applicazione di tale modello e di altri simili (Paoliani e Santoro,
1980; Leach e Herbert, 1982; Sangrey et al., 1984), sebbene sia messa in evidenza l'importanza della
distribuzione del grado di saturazione nei riguardi delle caratteristiche di infiltrabilità del mezzo (Carravetta
e Santini, 1977; Hino et al., 1988), permangono le stesse incertezze prima evidenziate nei riguardi di ne
circa la appropriata valutazione dei valori assunti da Srf e Sri nei problemi al finito (Anderson e Howes,
1985).
In alternativa all'approccio saturo, ed alle sue successive integrazioni per portare in conto fenomeni non
considerati nell'impostazione classica, fa riscontro una formulazione del problema che, riferendosi all'intero
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dominio fisico, analizza senza soluzione di continuità, e quindi in un unico contesto, i processi di moto che
hanno luogo nelle zone sature e parzialmente sature.
In generale qualora si considerino le fasi fluide (aria ed acqua) immiscibili e trascurabili i fenomeni derivanti
da gradienti termici e da scambi ionici, la formulazione matematica del problema viene a tradursi nella
scrittura delle equazioni di continuità e della legge di Darcy per ciascuna delle fasi fluide presenti; esse sono
fornite dalle:
div (ρi qi ) = −
∂
( nρi Sri )
∂t
(1)

u 
qi = − K i (ψ i )∇ z + i 
ρi g 

dove ρi, ui, qi, Sri, Ki, rappresentano rispettivamente densità, pressione, portata specifica, grado di
saturazione, e permeabilità del fluido i, mentre n è la porosità dello scheletro solido.
Nelle (1), permeabilità Ki e grado di saturazione Sri sono funzioni non monodrome dei valori assunti
dall'altezza piezometrica ψ i = ui / ( ρi g ) , nonché dello stato tensionale agente.
Naturalmente, per la trattazione generale e completa del fenomeno, e sempre nelle ipotesi suddette, alle
(1) dovrebbero associarsi le equazioni indefinite dell'equilibrio, le leggi costitutive dello scheletro solido e le
equazioni di stato di ogni singola fase fluida presente (Fredlund e Morgenstern, 1976; Alonso et al., 1987).
Nell'ipotesi di fluidi incomprimibili ed inoltre considerando disaccoppiato il moto delle fasi fluide dal
contemporaneo processo deformativo dello scheletro solido, le equazioni reggenti sono rappresentate
dalle (1) che opportunamente combinate, forniscono, con riferimento a ciascuna fase:
∂ϑ w
= − K w (ψ w )∇(z + ψ w )
∂t
(2)
∂ϑ a
= − K a (ψ a )∇(z + ψ a )
∂t
Nelle (2) ϑw=nSrw e ϑa=nSra costituiscono rispettivamente i volumi di acqua e di aria contenuti in un
volume totale unitario.
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In campo geotecnico, tali equazioni sono state utilizzate con riferimento a problemi di consolidazione
mono, bi e tridimensionale da Fredlund e Hasan (1979), Lloret e Alonso (1980), Fredlund (1984), Alonso et
al. (1987). In tale ambito, la suddivisione tra le variazioni separate di n ed Sri, prodotte da una variazione
dello stato tensionale totale agente vengono dedotte mediante l'utilizzo di appropriate leggi costitutive,
dette "superfici di stato" (Matyas e Radhakrishna, 1968; Fredlund e Morgenstern, 1976; 1977; Lloret e
Alonso, 1985; Alonso et al., 1990) espresse generalmente nella forma analitica:
n = f ( σ − ua ; ua − uw )
(3)
Sr = g ( σ − ua ; ua − uw )
In letteratura si ritrovano molto di frequente analisi condotte sotto l'ipotesi aggiuntiva di indeformabilità
dello scheletro solido. Tali studi, cui tradizionalmente si sono rivolti ricercatori afferenti a discipline
idrauliche, contemplano la dipendenza del grado di saturazione Sri o, che è lo stesso, del prodotto ϑi=nSri e
della permeabilità Ki dalla sola altezza piezometrica ψi; in tal caso i legami funzionali possono essere
rappresentati in un piano dando luogo alle ben note curve caratteristiche Sri = Sri ( ψ i ) e
Ki = Ki ( ψ i )
per ciascuna delle fasi fluide presenti (Morel-Seytoux, 1973; Vauclin, 1984; Morel-Seytoux e Billica, 1985a;
1985b).
Sempre nell'ipotesi di scheletro solido indeformabile, un'ulteriore semplificazione nella modellazione
matematica del fenomeno, consiste nel considerare come unica fase fluida in movimento la sola acqua.
Tale assunzione sottintende l'attribuzione alla fase aeriforme di un valore della pressione ua costante e pari
a quella atmosferica. L'equazione reggente è quindi fornita dalla prima delle (2), che può riscriversi:
mv (ψ )
∂ψ
= ∇[K (ψ )(z + ψ )]
∂t
(4)
dove il termine mv = dϑ / dψ descrive la pendenza della curva caratteristica ϑ = ϑ ( ψ ) .
L'equazione (4), nella forma presentata, e sotto le ipotesi suddette, consente l'analisi simultanea dei moti
filtranti in condizioni di parziale e totale saturazione del mezzo. Nelle zone sature (ψ≥0), essa si riduce alla
equazione del moto transitorio nei mezzi saturi con mv e K caratterizzati da valori indipendenti dall'altezza
piezometrica; nelle zone parzialmente sature (ψ<0) la (4) contempla invece la dipendenza di tali grandezze
dai valori assunti dall'altezza piezometrica nel rispetto delle curve caratteristiche del mezzo.
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In definitiva, l'approccio saturo-parzialmente saturo permette, sul piano concettuale, di affrontare lo studio
dei moti filtranti con maggiore aderenza alla realtà fisica dei fenomeni, consentendo, pertanto, l'analisi di
situazioni di campo che l'approccio saturo non è in grado di condurre in modo soddisfacente (Freeze e
Cherry, 1979; Hillel, 1980). E' questo il caso ad esempio dello studio della formazione e della evoluzione
delle falde sospese (Anderson, 1984; Rulon e Freeze, 1985), dei meccanismi naturali o artificiali di ricarica
degli acquiferi (Vauclin et al., 1979; Rodriguez-Roa e Munoz, 1982; Rushton, 1989) e, in generale,
dell'insieme dei processi che presiedono all'infiltrazione susseguente alle precipitazioni meteoriche
(Carravetta e Santini, 1977; Vauclin, 1984).
La complessità della soluzione illustrata, sebbene siano ormai diponibili procedure di calcolo collaudate ed
affidabili, richiede dati qualitativamente e quantitativamente importanti la cui acquisizione, definizione e
validazione, in generale, necessita di tempi di non compatibili con le richieste di soluzioni progettuali alle
problematiche di instabilità. Per tali ragioni è proposto nel seguito, dopo aver brevemente illustrato le
caratteristiche di alcune procedure di calcolo disponibili per la modellazione del regime delle pressioni
neutre, un percorso idoneo ad uno sviluppo robusto della modellazione trattata.
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Proc. of the 3rd Int. Conf. Southestern Brazil.
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Sviluppo e applicazione di metodi per la valutazione della pericolosità dei fenomeni di dissesto dei versanti
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
6.2.2. Procedure di calcolo
Relativamente alla modellazione del regime delle pressioni neutre sono stati sviluppati in ambito scientifico
diverse procedure di calcolo che fanno sostanziale riferimento all’inquadramento generale, all’impianto
teorico ed alle necessità sperimentali delineate nel paragrafo 6.2.1. della presente relazione. Un certo
numero di procedure è stato opportunamente ingegnerizzato e commercializzato. Nel seguito, a solo titolo
esemplificativo e senza che ciò costituisca alcuna indicazione vincolante in termini metodologici, sono
illustrate le caratteristiche di due procedure di calcolo commercializzate dalla GEO-SLOPE ed una procedura
di calcolo di calcolo sviluppata da Capparelli (2006)
La trattazione di seguito riportata presuppone che sia definito per il pendio di interesse il relativo schema
geotecnico, sulla base del quale è possibile individuare la procedura di calcolo più idonea alla modellazione
del regime delle pressioni neutre.
Le indicazioni specifiche fornite relativamente ai dati di input delle procedure di calcolo di seguito illustrate,
devono pertanto essere riferite al percorso proposto nella presente relazione per la definizione dello
schema geotecnico del pendio, e del suo modello geotecnico.
6.2.2.1. La procedura SEEP/W
(Maiorano S.C.)
SEEP/W (Krahan,2007) è un programma agli elementi finiti che può essere utilizzato per risolvere problemi
di filtrazione e di dissipazione della pressione neutra in materiali porosi, come terreni e/o rocce. La sua
ampia libreria di formule permette di analizzare problemi semplici, come i tradizionali flussi stazionari nel
saturo, ma anche più complessi come moti tempo-dipendenti in terreni saturi e/o parzialmente saturi.
Infatti, in aggiunta alle tradizionali analisi dei moti stazionari nel saturo, la formulazione
saturo/parzialmente saturo di SEEP/W permette di analizzare la filtrazione come una funzione del tempo e
considera fenomeni quali l’infiltrazione delle precipitazioni, la migrazione del fronte umido e la dissipazione
della pressione neutra in eccesso. Tutto ciò permette, ovviamente, di ottenere risultati fisicamente
realistici, anche perché il software nella risoluzione utilizza funzioni continue, al contrario di altre software
che ricorrono alle cosiddette “step functions”, caratterizzate da domini di definizione discontinui.
Come già accennato, grazie alla presenza del modulo del parzialmente saturo è possibile analizzare vari casi
di infiltrazione come quella conseguente alle precipitazioni ed ai ristagni (fig. 6.2.2.1-1). In questi casi
un’analisi fisica realistica deve adeguatamente portare in conto il moto attraverso la zona parzialmente
satura con flusso dell’acqua diretto verso il basso.
SEEP/W può anche essere usato per modellare la dissipazione della sovrappressione neutra. Un caso tipico
è la dissipazione delle sovrappressioni all’interno di dighe in terra in seguito ad un abbassamento del livello
del bacino a monte della diga (fig. 6.2.2.1-2). In casi come questo, le condizioni stazionarie si raggiungono
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dopo qualche tempo; la formulazione satura/parzialmente satura di SEEP/W consente però di risolvere tali
problemi nonché di eseguire analisi di consolidazione.
Operativamente per poter condurre una modellazione con SEEP/W è necessario, innanzitutto, definire il
modello geometrico del caso in esame, assegnare i materiali al modello, definendone isotropia o
anisotropia, e modulo e direzione della permeabilità. Una volta definiti geometria e materiali è possibile
assegnare le condizioni al contorno, imponendo, ad esempio, la linea freatica o una potenziale superficie di
filtrazione, ed inserire anche il regime delle piogge imponendo condizioni di carico piezometrico costante o
variabile a seconda dei casi. Il programma discretizzerà quindi il problema creando una mesh ad elementi
quadrangolari e/o triangolari (fig. 6.2.2.1-3), attraverso la quale il programma procede alle operazioni di
risoluzione iterative. In uscita SEEP/W restituisce il regime delle pressioni neutre in funzione delle
condizioni iniziali ed al contorno definite, ed il flusso totale attraverso una o più sezioni definite all’interno
della mesh.
6.2.2.2. La procedura VADOSE/W
(Gullà G.)
La procedura di calcolo VADOSE/W della GEO-SLOPE (Krahan, 2007 ) consente di simulare tutti i movimenti
dell’acqua nel sottosuolo indipendentemente dalla presenza di “driving force” o di suolo saturo o insaturo.
All’avvio la procedura richiede una prima fase di pianificazione delle elaborazioni: impostazione della
pagina, definizione della scala, eventuale presenza della griglia, caratterizzazione del progetto attraverso un
titolo ed un eventuale commento, ecc. Fra gli aspetti sostanziali che è necessario definire all’avvio vi è la
scelta del tipo di analisi (stazionario - necessario per le condizioni iniziali, transitorio) (fig. 6.2.2.2-1).
Per le analisi in regime stazionario, l’altezza idraulica e il coefficiente di permeabilità rimangono costanti nel
tempo in ciascun punto del semispazio che si intende modellare e non si possono inserire, come condizione
al contorno, i dati climatici. Per le analisi in regime transitorio l’altezza idraulica, e possibilmente il
coefficiente di permeabilità, variano nel tempo, in generale al modificarsi nel tempo delle condizioni al
contorno. Lo regime transitorio è dunque in grado di valutare come si modificano le grandezze di interesse
del semispazio che schematizza il pendio in risposta alle condizioni al contorno definite dall’utente.
La procedura di calcolo consente di definire, come opzione, la presenza o meno di suolo ghiacciato,
includere la vegetazione, la diffusione di gas (ossigeno o radon), ecc. (fig. 6.2.2.2-1).
Altro passaggio preliminare è la scelta del massimo numero di iterazioni, e della tolleranza, relativamente
alla convergenza dell’analisi e, ancora, la precisazione degli step temporali di analisi (numero complessivo
di step temporali esp. 365, numero di giorni in un anno).
Aspetto fondamentale, fortemente correlato allo schema geotecnico di cui si dispone, è costituito dai dati
relativi alle proprietà idrauliche e termiche dei geomateriali di interesse.
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Tra le proprietà idrauliche le funzioni da inserire sono: la funzione contenuto volumetrico d’acqua e la
funzione conducibilità idraulica (fig. 6.2.2.2-2). Con riferimento alla possibilità di utilizzare VADOSE/W ai fini
di valutazioni preliminari, è utile rilevare che la procedura stessa include un database con le informazioni
indicate relative ad alcuni tipi di terreni. In assenza di dati diretti, e con le ovvie cautele e limiti, è dunque
possibile svolgere delle preliminari simulazioni utilizzando dati in qualche misura rappresentativi.
Per quanto attiene invece le proprietà termiche è necessario inserire la funzione conducibilità termica.
Anche per questo tipo di dati la procedura include un suo database, relativo ad alcuni tipi di terreni, con le
temperature max e min, T (°C), l’umidità relativa in termini %, RH, il vento, Wind (m/s), le precipitazioni,
Prec (mm), ecc.
Se si intendono svolgere simulazioni che tengono conto della presenza di vegetazione è necessario definire
il LAI (indice di area fogliare). Per la definizione del LAI è possibile, qualora non siano disponibili dati
specifici, fare riferimento a quanto disponibile nel database della procedura di calcolo VADOSE/W dove
sono distinti tre tipi di vegetazione: poor grass, good grass, excellent grass. Se si intende condurre l’analisi
in presenza di vegetazione è necessario definire anche la funzione umidità delle piante e la funzione
profondità delle radici.
Oltre ai dati illustrati, con riferimento alle diverse possibili opzioni, è necessario fornire per ciascun tipo di
geomateriale presente nel modello geotecnico del pendio: la funzione conducibilità idraulica (kx), la
funzione contenuto volumetrico d’acqua (se il problema è in regime transitorio), il rapporto delle
conducibilità idrauliche ky e kx, la funzione di conducibilità termica e la funzione di calore specifico
volumetrico.
La procedura richiede, ovviamente, la schematizzazione della geometria del pendio e della sua stratigrafia.
Con riferimento a quest’ultima saranno individuate le regioni di appartenenza di ciascun geometariale
presente nel pendio ed attribuite le relative proprietà idrauliche e termiche.
La procedura VADOSE/W utilizza la tecnica degli elementi finiti per risolvere il sistema di equazioni che
governa il problema. Come è noto il continuo che definisce il pendio è discretizzato con una griglia
costituita da elementi i cui vertici individuano i nodi. La discretizzazione, nota la geometria del problema,
può essere fatta direttamente dalla procedura di calcolo, utilizzando una maglia di quadrati mista a
triangoli che si adatta in funzione della geometria del versante, oppure scegliendo una maglia rettangolare
o solo triangolare.
L’ultimo passo, ma non come importanza, prima dell’avvio della simulazione, consiste nel fissare le
condizioni iniziali e quelle al contorno. Come condizioni iniziali è necessario fornire il livello di falda, il
valore di temperatura nel suolo, la concentrazione di gas (pari al valore di concentrazione dell’ossigeno
nell’aria nel caso sia fissata per l’ossigeno una concentrazione pari a 280 g/m3). Per le condizioni al
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contorno è possibile definire per ciascun punto, per l’intera regione o solo per una linea delle condizioni al
contorno idrauliche, climatiche oppure le sezioni di flusso.
Ultimate le operazioni di inserimento dei dati la procedura VADOSE/W procederà ad una loro prima verifica
automatica. Chiaramente deve essere condotta una verifica di merito, basandosi sui contenuti conoscitivi
del modello geotecnico del pendio.
La procedura di calcolo fornisce diversi dati di output, fra i quali informazioni circa l’infiltrazione, il
“ponding”, l’evaporazione potenziale ed attuale, la traspirazione attuale e le pressioni neutre (fig. 6.2.2.23).
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Fig. 6.2.2.1-1 – Esempio di infiltrazione dovuta a “ponding” (da Krahan, 2008).
Fig. 6.2.2.1-2 – Esempio di filtrazione attraverso una diga in terra (da Krahan, 2008).
Fig. 6.2.2.1-3 – Esempio di mesh mista per la discretzzazione del modello di calcolo (da Krahan, 2008).
Fig. 6.2.2.2-1 – Schermata iniziale del software VADOSE/W.
Fig. 6.2.2.2-2 – Finestra di dialogo del software VADOSE/W per la definizione delle proprietà idrauliche del
modello di calcolo.
Fig. 6.2.2.2-3 – Esempio di livelli piezometrici calcolati in condizione di moto stazionario (da Krahan, 2008).
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Bibliografia
6.2.2.2.
Krahan J., 2007. SEEP/W User’s Manual. GEO-SLOPE/W International Ltd, Calgary. Alberta, Canada.
Krahan J., 2007. VADOSE/W User’s Manual. GEO-SLOPE/W International Ltd, Calgary. Alberta, Canada.
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6.2.2.3. La procedura SUSHI
(Versace P., Capparelli G.)
Il modello SUSHI (Capparelli, 2006; Capparelli et al., 2007, 2009) si basa sull’uso combinato di due moduli:
 un modulo idrologico-idraulico finalizzato all’identificazione dei contenuti idrici e delle pressioni
neutre che si determinano nella zona non satura ed in quella satura, sulla base delle caratteristiche
delle piogge, della morfologia e dell’idraulica del suolo. In particolare, sono modellati il processo di
infiltrazione delle piogge, il processo di circolazione delle acque negli strati saturi e non saturi, la
ricarica e lo svuotamento delle falde sotterranee.
 un modulo geotecnico finalizzato alla valutazione del grado di stabilità del versante sulla base delle
caratteristiche meccaniche dei suoli e dell’informazione derivante dal modulo idrologico-idraulico.
Tra i due moduli, il primo è certamente il più complesso sia perché molti sono i fenomeni coinvolti sia
perché questi possono diversificarsi in modo piuttosto rilevante anche per limitate variazioni del dominio
indagato.
Al contrario, il modulo geotecnico è, in genere, più semplice, essendo ricondotto, quasi sempre, allo
schema del pendio indefinito, molto conosciuto e diffuso proprio per la semplicità del metodo analitico.
Il modello SUSHI rispecchia questa schematizzazione. Si compone, infatti, di:
•
un modulo idrologico-idraulico che, risolvendo numericamente l’equazione di Richards simula
l’infiltrazione della pioggia e la distribuzione del contenuto idrico nel sottosuolo;
•
e di un modulo geotecnico che, adoperando i metodi di risoluzione all’equilibrio limite, fornisce i
risultati in termini di fattore di sicurezza del pendio.
Il modello è stato già applicato a diversi casi di studio (Capparelli, 2006; Capparelli et al., 2007,2009)
fornendo risultati incoraggianti e soprattutto coerenti con la fisica dei processi osservati. Le applicazioni
hanno dimostrato una buona capacità del modello nel simulare, anche per stratigrafie eterogenee,
l’infiltrazione della pioggia, l’avanzamento del fronte umido e le conseguenze in termini di stabilità del
terreno.
Il modulo idrologico-idraulico del modello SUSHI, in particolare, è stato testato con successo sia su alcuni
casi per i quali era nota, da letteratura, la soluzione numerica o quella sperimentale, sia eseguendo una
validazione sperimentale, condotta grazie ai dati forniti da una rete di tensiometri posizionati a Sarno
(Campania), nei terreni piroclastici soggetti a rischio di colate di fango
Il modello è estremamente flessibile ed offre la possibilità di eseguire analisi su stratigrafie anche molto
complesse, per geometria e per distribuzione dei suoli, senza limitarsi a schematizzazioni troppo omogenee
e semplificate, poco vicine alle situazioni che realmente si osservano in campo.
Complessivamente il modello risponde ai seguenti requisiti di carattere generale:
•
capacità di simulare il flusso idrico sotterraneo nel caso di totale e parziale saturazione;
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•
capacità di analizzare il fenomeno nel transitorio;
•
applicabilità al caso di terreni fortemente eterogenei;
•
applicabilità al caso di dominio irregolare;
•
applicabilità al caso di condizioni al contorno variabili nello spazio e nel tempo;
•
flessibilità sufficiente a garantire l’applicabilità anche in contesti tra loro differenti.
Il modulo idrologico-idraulico del modello SUSHI
Il modulo analizza il moto idrico nel sottosuolo in un dominio spazialmente bidimensionale, Ω ⊂ ℜ × ℜ ,
definito da suoli con caratteristiche idrogeologiche diverse.
L’equazione di Richards utilizzata è quella che assume come incognita del problema il carico di suzione ψ .
Tale scelta è stata condizionata, principalmente, dalla necessità di analizzare suoli stratificati con presenza
di strati saturi e non saturi. Adottando un sistema di riferimento cartesiano ortogonale 0xz, con asse z
orientato verso il basso, l’equazione implementata è stata la seguente:
∂ψ
∂ 
∂ψ  ∂ 
 ∂ψ

(
)
(
)
(
)
,
,
1
,
ψ
ψ
ψ
K
F
K
F
=
C
F
+
−


SU


∂t
∂x 
∂x  ∂z 
 ∂z

(1)
dove K (F ,ψ ) è la permeabilità, o più propriamente la conducibilità idraulica che per i terreni non saturi è
funzione della suzione ψ . Nell’analisi è stata trascurata l’anisotropia del mezzo, ponendo nell’equazione (1)
K x (F ,ψ ) = K z (F ,ψ ) = K (F ,ψ ) e ciò, essenzialmente, a causa dell’impossibilità di pervenire ad
attendibili misurazioni della diversità tra le funzioni K x (F ,ψ ) e K z (F ,ψ ) . Il simbolo F introdotto è una
conveniente rappresentazione dell’eterogeneità spaziale. Più precisamente, F = F ( x, z) é una funzione
indicatrice dello strato a cui appartiene il generico punto P( x, z ) .
Il coefficiente C SU (F ,ψ ) è stato invece introdotto vista la necessità di simulare il flusso idrico in un campo
di moto che presenti zone non sature e zone sature senza, per questo, ricorrere ad algoritmi differenziati,
per la risoluzione di equazioni paraboliche, in un caso e di equazioni ellittiche nell’altro.
In tali circostanze, infatti, è conveniente modellare sia la capacità capillare specifica C (F ,ψ ) , per la
condizione insatura, che il coefficiente di immagazzinamento specifico S 0 (F ,ψ ) , per la condizione satura.
Ritenendo trascurabili gli effetti legati alla comprimibilità dei granelli solidi e dell’acqua, si ottiene:
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C (F ,ψ ) = ∂θ ∂ψ
CSU (F ,ψ ) = 
S0 (F ,ψ ) = ρgncm
per mezzo insaturo
per mezzo saturo
(2)
dove g è l’accelerazione di gravità, ρ è la densità dell’acqua ed c m indica la comprimibilità della matrice
solida del mezzo.
I valori assunti da S 0 (F ,ψ ) , per ψ negativi, sono ben minori di quelli attinti da C (F ,ψ ) , quindi
inessenziali nel caso di parziale saturazione. Mentre, nelle zone del campo di moto ove si instaurano le
condizioni di saturazione, con il conseguente annullamento della capacità capillare specifica C (F ,ψ ) , il
ruolo di S 0 (F ,ψ ) diventa apprezzabile, garantendo il mantenimento della natura parabolica
dell’equazione (1).
Il modulo idraulico qui proposto riprende, in parte, quello presentato da Freeze (1971), che ancora oggi
mantiene intatta la sua validità.
La discretizzazione spazio-temporale è realizzata seguendo le procedure del metodo alle differenze finite,
mentre la risoluzione è ottenuta con le tecniche iterative del metodo S.O.R. (Young ,1950; Varga,1962;
Wang & Anderson, 1995).
Schema numerico e condizioni al contorno
Il dominio spaziale è discretizzato in una sequenza di nodi che individuano il centro di maglie rettangolari
con lati di dimensioni ∆x , in direzione orizzontale, e ∆z , in direzione verticale.
In figura 6.2.2.3-1 è riportato un esempio grafico di discretizzazione spaziale applicata ad un generico
dominio composto da tre differenti strati.
I valori di ∆x e ∆z vengono opportunamente scelti in base alla complessità della stratigrafia in analisi. E’
essenziale, infatti, garantire quanto più possibile una fedele riproduzione degli strati presenti, in modo da
assicurare una rappresentazione corretta e realistica dello scambio dei flussi idrici.
Adottando uno schema tipo implicito, in particolare il fully implicit, l’equazione (1), con riferimento al
generico nodo di coordinate x = x0 + i∆x , z = z 0 + j∆z , può essere, per tanto, discretizzata nella
seguente forma:
ψ i(+k1+,1j) −ψ i(,kj+1) 
ψ i(,kj+1) −ψ i(−k1+,1j) 
1 
(k +1) ) 
(k +1) ) 

 +


(
)
(
)
,
,
ψ
ψ
K
F
K
F
−

i +1 / 2 , j 
i −1 / 2 , j 


x
x
∆
∆x 
∆




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 ψ i(,kj++11) − ψ i(,kj+1)

 ψ i(,kj+1) − ψ i(,kj+−11)

1 
( k +1)
( k +1)


− 1 − K (F ,ψ i , j −1 / 2 )
− 1 =
 K (F ,ψ i , j +1 / 2 )
∆z 
∆z
∆x




CSU (F ,ψ
( k +1)
i, j
 ψ i(.kj+1) − ψ i(.kj) 
) ∆t 


(2)
dove:
 i pedici i ± 1 / 2, j e i, j ± 1 / 2 indicano grandezze valutate in corrispondenza delle coordinate
spaziali (x0 + (i ± 1 / 2)∆x, z 0 + j∆z ) , e (x0 + i∆x, z 0 + ( j ± 1 / 2)∆z ) ;

∆t rappresenta l’ampiezza della discretizzazione dell’asse temporale;
 gli apici (k ) e (k + 1) indicano quantità riferite agli istanti temporali t = t 0 + k∆t e
t = t 0 + (k + 1)∆t ;
La definizione del problema retto dall’equazione (1) è completa se sono assegnate le opportune condizioni
iniziali ed al contorno.
Come accade nelle applicazioni del modello, si prende spunto da considerazioni dedotte osservando l’area
diventata oggetto di studio. Il codice prevede, comunque, condizioni al contorno variabili, in particolare, sia
condizioni di Dirichlet che condizioni di Neumann, così da poter contemplare i diversi possibili casi e
rendere il modello versatile.
Con riferimento alla figura 6.2.2.3-1 per definire la frontiera Γ , è importante soffermarsi, in particolare al
limite verticale di valle, o bordo CD, ed al bordo superiore BC
Per quanto concerne il primo, quando il caso indagato presenta una parete verticale a costante contatto
con l’atmosfera, dove è possibile che in caso di completa saturazione si formi una superficie di trapelazione,
si contemplano condizioni variabili in funzione del grado di saturazione raggiunto ai nodi disposti lungo tale
bordo.
In particolare, è stata imposta una condizione di Neumann con flusso uscente nullo, in caso di parziale
saturazione ed una condizione di Dirichlet, con valori nulli del carico di suzione nel caso di completa
saturazione.
Questo controllo consente, durante le elaborazioni, di valutare la portata idrica che, attraverso la porzione
satura del lato CD, fuoriesce dal dominio in analisi
Per la condizione al contorno lungo il bordo superiore BC si valuta la quantità di flusso idrico q z che si
infiltra nel terreno durante un evento pluviometrico.
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Tale flusso è regolato dalle condizioni locali del gradiente piezometrico, ovvero dalle condizioni locali di
umidità del terreno.
Questa impostazione consente di valutare sia l’infiltrazione che l’exfiltrazione, nel caso di fuoriuscita di
flusso idrico dagli strati superficiali di terreno. E’ necessario sottolineare però che, mentre per
l’exfiltrazione il reale flusso è determinato solo dai valori locali del gradiente piezometrico, per
l’infiltrazione il gradiente piezometrico indica il potenziale flusso entrante q *z , che potrebbe non essere
soddisfatto dall’intensità di pioggia.
Così, per poter valutare correttamente gli scambi idrici fra suolo e atmosfera, vengono confrontati il
potenziale flusso entrante q *z e l’intensità delle pioggia I p . Tradotto in termini matematici, si hanno, in
sintesi, le seguenti condizioni al contorno:
qz = q*z


q = I
 z
P
se q*z < I P
se q*z ≥ I P
lungo AB
(4)
la prima delle quali racchiude anche il caso dell’exfiltrazione.
Il modulo geotecnico del modello SUSHI.
Dopo aver sviluppato l’analisi con il modulo idraulico e ricostruito la distribuzione delle pressioni neutre del
sottosuolo, è possibile avviare l’analisi di stabilità con il modulo geotecnico. I due moduli sono disgiunti. Il
grafico a blocchi riportato (fig. 6.2.2.3-2) illustra meglio le modalità di esecuzione dei due moduli.
Quando si analizzano i meccanismi legati all’innesco dei movimenti franosi, soprattutto se il dominio di
indagine ricade in versanti che, per le pendenze degli strati e permeabilità dei terreni coinvolti, hanno
coperture sempre fuori falda, non è possibile trascurare ciò che avviene negli strati non saturi. Tra le
diversità che lo studio del comportamento meccanico di terreni parzialmente saturi presenta rispetto al
caso tradizionale, la più importante e ricca di implicazioni nasce dalla necessità di dover definire una
ulteriore variabile di stato tensionale direttamente correlata alla pressione negativa dell’acqua nei pori.
L’influenza della suzione sulla resistenza dei terreni parzialmente saturi è stata definita da Fredlund et al.
(1978), attraverso l’estensione del criterio di Mohr-Coulomb.
Questo criterio, infatti, è stato dedotto in principio per il caso di strati a completa saturazione.
Gli Autori dimostrano come il contributo fornito dalla suzione, ovvero dalle azioni capillari, concorra a
mantenere stabile il pendio (Rahardjio et al., 1995). L’effetto provocato si traduce, in definitiva, in un
incremento della tensione media efficace. Tale incremento cresce al crescere della suzione verso un valore
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
asintotico che è funzione della geometria e delle dimensioni delle particelle a contatto. Di conseguenza, ai
fini della resistenza al taglio, in un terreno non saturo un incremento di suzione produce un aumento delle
resistenza offerta allo scorrimento.
L’infiltrazione di acque meteoriche riduce, o molte volte annulla, questo contributo, inducendo, in
particolari condizioni di pioggia e di permeabilità degli strati interessati, la formazione di transitori di
pressioni interstiziali all’interno dello spessore della coltre, che riducono notevolmente le forze resistenti e
creano condizioni di instabilità.
Pertanto, l’analisi del campo di moto in condizioni di parziale saturazione risulta, al pari degli strati saturi,
essenziale per la descrizione dei processi fisici all’origine dei dissesti.
Partendo da queste considerazioni che trovano ormai grande riscontro nelle letteratura tecnica, è stato
progettato ed implementato il modulo geotecnico per costituire il modello completo di versante.
L’analisi ripercorre i noti metodi dell’equilibrio limite, ma è effettuata non più in termini di tensioni
effettive, ma in termini di tensioni nette e suzione.
L’espressione utilizzata, che rappresenta in definitiva l’estensione del criterio di Mohr-Coulomb al caso di
terreni non saturi è la seguente:
τ f = c ' + (σ f − u a ) f tan φ ' + (u a − u w ) f tan φb
(5)
in cui: (σ f − u a ) rappresenta la tensione netta sul piano di rottura, c ' e φ ' rappresentano i parametri di
f
resistenza del terreno saturo, (u a − u w ) f è la suzione di matrice sul piano di rottura, φ b rappresenta
l’incremento di resistenza prodotto da un incremento di suzione,ed il termine
(u a − u w ) tan φb
è
propriamente detto “coesione apparente” (Fredlund & Rahardjo, 1993).
Generalità
Il grado di stabilità di un pendio viene valutato attraverso la determinazione del cosiddetto "fattore o
coefficiente di sicurezza” (FS ) .
Tale coefficiente rappresenta un indice della stabilità del pendio in oggetto ed è definito come il rapporto
tra la somma delle forze (o dei momenti) risultanti che tendono a opporsi al movimento della massa, e la
somma delle forze risultanti destabilizzanti che tendono a provocarlo.
Valori di FS ≤ 1 sono indicativi di condizioni di instabilità, mentre per valori maggiori di 1.0 le condizioni
sono a favore della stabilità.
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Questo è il classico concetto di base di tutti i modelli per la verifica di stabilità che si rifanno al concetto
dell' equilibrio limite.
FS deve essere valutato entro un preciso riferimento spaziale. È perciò necessario considerare una
potenziale superficie di scorrimento nella massa del pendio e valutare tutte le forze agenti e resistenti su
detta superficie. In pratica, essendo infinite le superfici di scivolamento possibili, FS viene valutato per ogni
superficie ammissibile nel dominio di indagine, generate in modo da analizzarne ogni sua parte. Il fattore di
sicurezza del pendio sarà quello che compete alla superficie di scorrimento con FS più basso.
Il modello è caratterizzato dalla presenza di 3 metodi di calcolo: il metodo di Janbu,di Bishop e del Pendio
indefinito.
Il modulo nella versione ad oggi realizzata, consente di:
 verificare le superfici di scivolamento singole definite dall’utente;
 salvare su file i dati della superficie critica con minor FS;
 analizzare stratigrafie non omogenee;
 rappresentare adeguatamente tutte le discontinuità presenti nei pendii naturali.
Dati in ingresso ed indagini necessari all’applicazione del modello.
Per applicare il modello è necessario avviare una campagna di indagini in sito ed in laboratorio per definire
tutti i dati di input necessari all’applicazione.
Prioritaria è l’esecuzione di sopralluoghi mirati a circoscrivere con precisione la zona da sottoporre
all’analisi.
Nella scelta della sezione (o delle sezioni) da analizzare si dovrà tenere conto delle altimetrie ed in
particolare dei gradienti topografici.
Può essere, inoltre, necessaria la lettura di foto aeree per ottenere una visione globale dell’area e, quindi,
un quadro generale degli eventi morfoevolutivi salienti che caratterizzano il versante.
Il modello SUSHI, come già detto, opera su di un dominio bidimensionale (x, z ) dove x è la distanza
progressiva orizzontale dal punto più alto dell’area di indagine e z la quota altimetrica degli strati che
definiscono il dominio.
Definita la sezione di applicazione, occorre, quindi stabilire l’assetto stratigrafico e la distribuzione dei suoli.
Si dovranno, pertanto, programmare attività in situ per l’esecuzione di scavi e pozzetti esplorativi.
Le osservazioni di campagna ed i rilievi stratigrafici dovranno fornire le informazioni utili per la ricostruzione
dell’intera sequenza dei suoli lungo tutto lo sviluppo verticale della sezione di indagine, come riportato, a
titolo dimostrativo, in figura 6.2.2.3-3.
Dopo aver identificato terreni presenti nell’area di indagine, si rende necessario prelevare un numero
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sufficiente di campioni per le indagini di laboratorio al fine di definire e ricavare le caratteristiche di ogni
suolo, in riferimento:
•
alle proprietà idrauliche, necessarie per definire le condizioni di deflusso idrico sia in caso di
parziale saturazione che nel caso di completa saturazione degli strati;
•
ed alle proprietà geotecniche, essenziali per ricavare le caratteristiche di resistenza dei terreni.
In particolare, per ciò che concerne i dati idraulici occorre definire i seguenti valori:
 il contenuto idrico a saturazione θ s (.);
 il contenuto idrico residuo θ r (.);
 il coefficiente di permeabilità a saturazione K s (m / s ) ;
 e, soprattutto, un numero sufficiente di dati sperimentali per ricavare l’espressione delle
curve caratteristiche (K −ψ ) e (θ −ψ ) , che consentono di conoscere come varia il
comportamento idraulico del suolo in condizioni di parziale saturazione.
Per quanto concerne le proprietà geotecniche occorre, invece, definire:
(
 i pesi dell’unità di volume dei terreni γ sat , γ terr , γ dry g / cm 3
)
 la coesione c (Kpa ) ;
 l’angolo di attrito interno φ (°) .
In sintesi, per ciascuna sezione di indagine si dovranno prevedere:
•
•
Campionamento dei terreni
o
Realizzazione di pozzetti esplorativi, per l’identificazione della stratigrafia;
o
Prelievo di campioni di terreno, per ogni strato rilevato;
Prove di laboratorio (per ogni suolo rilevato)
o
Definizione delle caratteristiche fisiche - analisi granulometriche, caratteristiche fisiche
delle particelle, analisi porosimetriche -;
o
Definizione delle caratteristiche idrauliche - prove di laboratorio per identificare il
coefficiente di permeabilità a saturazione, il contenuto d’acqua a saturazione e residuo, le
curve caratteristiche -;
o
Definizione delle caratteristiche meccaniche dei suoli - prove di laboratorio per identificare
le caratteristiche di resistenza dei suoli, in particolare la coesione ed il coefficiente di attrito
interno, attraverso le usuali prove di taglio diretto (DST) -;
Questi dati sono necessari per garantire una corretta e adeguata applicazione del modello completo di
versante. Infatti, la mancanza di queste informazioni potrebbe compromettere i risultati ottenuti dalle
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simulazioni, che rischiano di essere poco attendibili o insufficienti a definire la circolazione idrica nel
sottosuolo ed i suoi effetti sulla stabilità di un’area.
Oltre a queste indagini di tipo conoscitivo è opportuno prevedere anche una campagna di indagine per
tarare il modello.
Si tratta di indagini in situ utili sia a stabilire le condizioni al contorno dell’area di studio che a validare i
risultati attraverso un controllo tra le letture degli strumenti e le risposte del modello.
In particolare, è opportuno prevedere:
•
Letture piezometriche:
o
Attraverso l’installazione di un piezometro per rilevare l’eventuale presenza di falde
superficiali;
•
Letture tensiometriche:
o
Mediante installazione di tensiometri, distribuiti lungo sezioni verticali per misurare la
suzione negli strati superficiali non saturi.
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B
Strato 1
Strato 2
Strato 3
A
C
E
D
Fig. 6.2.2.3-1 - Discretizzazione del dominio spaziale (mesh block-centered nodes).
Fig. 6.2.2.3-2 - Diagramma a blocchi del modello completo di versante.
Suoli:
A
D C
F E
Substrato roccioso
Fig. 6.2.2.3-3 - Esempio di colonna stratigrafica.
profondità
B
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6.2.3. Strategia generale per la modellazione
(Gullà G.)
Come è noto, la letteratura geotecnica sulla modellazione delle acque sotterranee risulta quanto mai vasta
e variegata soprattutto per i molteplici obiettivi che con il suo ausilio possono essere conseguiti. Questi
ultimi possono ad esempio riguardare l’interpretazione di prove per la stima dei dati sperimentali, lo studio
parametrico di schemi semplificati ed adeguatamente rappresentativi di situazioni arealmente diffuse,
l’individuazione della sezione geometrica più idonea per il modello geotecnico da utilizzare per condurre
appropriate analisi, l’analisi a ritroso di problemi al finito, la previsione nel tempo e nello spazio della
distribuzione delle pressioni neutre.
Nello studio geotecnico finalizzato alla definizione delle condizioni di stabilità dei pendii, i modelli
matematici proposti in letteratura per la definizione del regime delle pressioni neutre possono essere
classificati in due gruppi. Nel primo di tali gruppi rientrano quei modelli che consentono di simulare i
processi fisici che presiedono ai moti filtranti e che sono indicati come “modelli completi di versante”; del
secondo gruppo fanno parte invece i cosiddetti “modelli a scatola chiusa” che, prescindendo dagli aspetti
fisici del problema, permettono di individuare idonee relazioni matematiche tra alcune delle grandezze in
gioco e per le quali si dispone di adeguate misure (sia come qualità dei dati sia relativamente alla durata del
periodo di osservazione). Questo tipo di classificazione, in realtà, è puramente concettuale (Cascini e
Versace, 1988) ed in letteratura si ritrovano, infatti, numerose analisi condotte con approcci di tipo “misto”.
Vi sono, ad esempio, “modelli completi di versante” che, relativamente ad alcuni degli elementi che
concorrono all’analisi del problema specifico, ricorrono anche a schematizzazioni proprie dei “modelli a
scatola chiusa” già discussi dettagliatamente.
Sicuramente la buona qualità dei dati costituisce l’elemento indispensabile per l’analisi, qualunque sia il
metodo di calcolo utilizzato. La qualità dei dati, infatti, riduce al minimo il peso dell’interpretazione
soggettiva, sempre presente, che non è in alcun modo quantificabile, essendo una diretta conseguenza
dell’esperienza personale.
A parità di qualità dei dati, la loro quantità intesa in senso spaziale e temporale può, invece, risultare
determinante nella scelta dell’approccio che più efficacemente può consentire l’interpretazione e la
simulazione delle misure sperimentali e quindi la loro previsione.
Ad esempio, sin dalla fase di definizione del modello geotecnico dell’instabilità, anche le misure di pressioni
neutre limitate a poche verticali, se opportunamente inquadrate nel contesto geologico ed idrogeologico
nel cui ambito ricade la frana, possono essere utilmente analizzate con codici di calcolo del tipo a “scatola
nera” per individuare, ad esempio, valori “soglia” delle pressioni neutre ai quali associare un diverso grado
di attenzione rispetto alla riattivazione della frana stessa. Pur sussistendo in questo caso importanti
limitazioni, determinate dal fatto che non sono direttamente valutabili le condizioni di stabilità del pendio,
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l’approccio in menzione può essere impiegato sia per delineare scenari di instabilità sia per acquisire alcune
indicazioni specifiche necessarie per l’utilizzo di approcci del tipo “modelli completi di versante”.
Questi ultimi, infatti, necessitano della disponibilità di misure delle pressioni neutre protratte per un
congruo periodo di tempo e per un numero adeguato di verticali, di un’idonea conoscenza degli acquiferi
presenti nel sottosuolo e delle loro reciproche interazione, di una conoscenza approfondita delle proprietà
dei terreni e di un chiaro quadro di riferimento del contesto geologico e geomorfologico dell’area in cui
ricade la frana di diretto interesse. Tuttavia, a fronte della necessità di disporre di un quadro conoscitivo
molto articolato, l’analisi condotta con i “modelli completi di versante” fornisce le variazioni del regime
delle pressioni neutre e consente, quindi, di effettuare valutazioni dirette dell’evoluzione delle condizioni di
stabilità del pendio.
Si comprende da quanto sinteticamente illustrato che, in generale, il percorso più efficace deve prevedere,
nelle diverse fasi di approfondimento dello studio, l’impiego di procedure di calcolo riferibili ad entrambi gli
approcci indicati.
Un esempio che segue la logica delineata è dato dallo studio condotto nell’ambito delle ricerche svolte su
una frana in una coltre di alterazione (Cascini, 1983; Cascini et al. 2007). Nel caso richiamato, un elemento
importante emerso sin dai primi studi condotti era costituito dalla sostanziale quiescenza del movimento
franoso tra due successive rimobilizzazioni. Queste ultime, come per altro testimoniato dalle riattivazioni
note del 1931 e 1981, risultando estremamente distanziate nel tempo, rendevano difficoltosa la
circostanziata oggettivazione delle cause innescanti che, anche in tal caso, già nelle fasi iniziali di studio,
erano identificabili negli eventi meteorici.
Proprio per conseguire tale oggettivazione, in una prima fase di sviluppo della ricerca, veniva utilizzato
un modello idrologico (Cascini & Versace, 1988). L’ipotesi di stazionarietà del fenomeno, necessaria per una
corretta applicazione del modello idrologico al problema in esame, veniva supportata dai risultati delle
prime ricerche storico-documentaristiche condotte da Cascini (1983; 1986). Tali ricerche portavano infatti
ad individuare diverse rimobilizzazioni della frana e le relative date, confermate da successivi
approfondimenti estesi all’area in cui ricadeva la frana stessa (Antronico, 1996), indicavano pertanto che
per le fasi parossistiche fosse ragionevole considerare mobilitata la resistenza a taglio residua.
Il modello idrologico proposto per il caso di studio metteva in relazione la probabilità di riattivazione
del movimento franoso con la probabilità che, in un determinato lasso di tempo, le piogge cumulate
assumessero un valore critico (Cascini e Versace, 1988; Filice e Versace, 1990). A tal fine, le serie giornaliere
delle piogge, disponibili fin dal 1923 per una stazione di misura posta in prossimità della frana, venivano
elaborate con i metodi dell’idrologia statistica dando luogo alla distribuzione teorica delle piogge cumulate
per differenti periodi di ritorno. Tali distribuzioni venivano, quindi, confrontate con le curve ottenute
cumulando a ritroso le piogge giornaliere che avevano preceduto le riattivazioni note. L’analisi evidenziava
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che le condizioni più gravose erano quelle relative alle piogge cumulate su 100–110 giorni caratterizzate da
un periodo di ritorno di 40–50 anni. In particolare, si concludeva da questo tipo di analisi che gli eventi
pluviometrici in grado di produrre piogge cumulate di circa 900 mm su 110 giorni davano luogo a scenari di
innesco per la frana.
Una volta oggettivata la causa innescante, e dopo aver sistematicamente acquisito le misure dei livelli
piezometrici per circa un decennio, si metteva a punto un secondo modello (Cascini et al., 1992a), ancora a
scatola nera, finalizzato alla definizione di un’idonea funzione matematica in grado di individuare una
relazione di corrispondenza tra gli eventi pluviometrici e le escursioni piezometriche misurate.
Lo sviluppo del modello, per i cui dettagli si rinvia a Cascini et al. (1992a), veniva condotto partendo da
un’analisi statistica delle piogge giornaliere e delle misure eseguite ad un piezometro rappresentativo delle
escursioni dei livelli piezometrici rilevate nella coltre detritica in frana. Questo tipo di analisi consentiva di
evidenziare, con un certo sfasamento, una periodicità simile dei valori medi mensili delle piogge e dei livelli
piezometrici. Questa indicazione portava all’individuazione di una legge di corrispondenza tra le grandezze
indicate in grado di riprodurre adeguatamente le misure in sito. Nella definizione di questo tipo di modelli è
essenziale la calibrazione dei parametri della funzione matematica individuata che, in situazioni complesse
quale era quella in esame, necessita della disponibilità di un periodo di misura sufficientemente lungo
(Cascini et al., 1992a).
Una volta definito il modello era possibile, essendo disponibili i dati pluviometrici sin dal 1923, stimare
i livelli piezometrici attinti lungo la verticale passante per il piezometro analizzato in occasione delle
riattivazioni del 1931 e del 1981.
La prosecuzione dello studio, e la sua organica collocazione in una più vasta ricerca relativa alle
instabilità nei profili di alterazione sviluppati negli gneiss della Sila Occidentale (Cascini et al., 1992b),
permetteva l’esecuzione di ulteriori misure dei livelli piezometrici, lungo tutte le verticali strumentate nelle
varie fasi di approfondimento (Cascini e Gullà, 1988), rilevate con cadenza media settimanale per circa un
ventennio. Ciò consentiva l’acquisizione di conoscenze sempre più circostanziate sulle proprietà fisicomeccaniche dei terreni ed in particolare sulle loro caratteristiche idrauliche ed portava ad un organico
inquadramento del pendio instabile nel contesto geologico e geomorfologico dell’area in cui lo stesso si
collocava. La condizione generale delineata consentiva agli Autori di procedere all’analisi del regime delle
acque sotterranee mediante un modello completo di versante.
L’utilizzo dell’approccio in menzione, nel caso in esame, si è dovuto misurare con la complessità del
regime spaziale e temporale delle acque sotterranee evidenziato sia dalle rilevanti escursioni della falda
superficiale sia dalla marcata eterogeneità dei terreni.
La scelta del modello più indicato per conseguire risultati significativi nel caso specifico, richiedeva,
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pertanto, anche un approfondito studio teorico. Tale studio prendeva le mosse da una attenta disamina
delle formulazioni matematiche disponibili in letteratura, dove si ritrovavano preziosi contributi provenienti
da svariati settori disciplinari quali quello geotecnico, idraulico ed agrario (Sorbino, 1994).
Questa ricerca ha evidenziato che, pur nella molteplicità delle formulazioni, i modelli completi di
versante possono aggregarsi in due distinti gruppi. Al primo gruppo possono ascriversi quei modelli che
fanno riferimento alla formulazione classica del problema dei moti filtranti a superficie libera in regime
vario; in essi, le equazioni differenziali reggenti vengono applicate alla porzione di dominio saturo del
mezzo poroso. Al secondo gruppo appartengono, invece, quei modelli che, riferendosi all’intero dominio
fisico sede del fenomeno, analizzano senza soluzione di continuità, e quindi in un unico contesto, i processi
di moto che hanno luogo nelle zone sature e parzialmente sature.
Questo secondo approccio, che riflette ovviamente l’intento di portare in conto la reale natura trifase
del mezzo, ha fornito risultati particolarmente soddisfacenti nella analisi sia di casi parametrici che in quella
dei problemi al finito: formazione ed evoluzione delle falde sospese, meccanismi naturali o artificiali di
ricarica degli acquiferi, in generale l’insieme dei processi che presiedono all’infiltrazione susseguente alle
precipitazioni meteoriche.
La maggior parte delle condizioni su elencate sussistevano per la frana oggetto di studio, sede, come in
precedenza illustrato, di una falda ad andamento stagionale, in parte sospesa, caratterizzata da escursioni
che, seppur rilevanti, davano luogo a livelli piezometrici posizionati a quote notevolmente inferiori al piano
campagna. Tale circostanza determinava, indipendentemente dalle condizioni climatiche stagionali, la
presenza di significative porzioni di terreno in condizioni di parziale saturazione nell’ambito delle quali si
sviluppavano i processi che presiedevano all’infiltrazione delle acque meteoriche.
Per i motivi esposti appariva, pertanto, opportuno l’adozione di un modello saturo-parzialmente saturo per
la modellazione delle acque sotterranee nell’area in frana.
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6.3. Modellazione delle condizioni di stabilità
6.3.1 Generalità
(Gullà G.)
Nella trattazione metodologica della modellazione delle condizioni di stabilità si assumerà che un pendio è
stabile quando non è interessato da movimenti, ben consci dell’eccessiva cautela di questa definizione in
termini ingegneristici.
L’aver adottato la definizione esposta ci consente di affermare che un pendio è instabile se sulla sua
superficie si misurano spostamenti o si evidenziano effetti riconducibili al verificarsi di spostamenti. Per
ovvie ragioni questa prima semplice definizione deve essere opportunamente precisata in termini
ingegneristici ed ai fini della valutazione della pericolosità da frana: vi sono infatti diffuse evidenze di pendii
interessati da movimenti e nel cui ambito le strutture ed infrastrutture presenti mantengono una
funzionalità adeguata per lunghi periodi ed in condizioni di rischio accettabili per la collettività.
La condizione di movimento in un pendio, che non è in generale permanente, si determina o si modifica
quando nel pendio si verificano, per diverse ragioni, variazioni nello stato tensionale tali da produrre una
modifica delle deformazione e, quindi, un campo di spostamenti, alla cui evoluzione nel tempo è associabile
un campo di velocità e di accelerazioni.
Le variazioni nello stato tensionale possono essere ricondotte a diverse cause e fra queste: variazioni del
regime delle pressioni neutre, sollecitazioni dinamiche prodotte da un sisma, modifiche antropiche del
pendio (geometria, carichi, drenaggio, ecc.).
Nell’ipotesi di un pendio costituito da geomateriali intatti, quando, per una ragione da individuare, si avvia
un movimento la sua evoluzione nel tempo, funzione degli elementi che definiscono il modello geotecnico
del pendio, può portare ad una rottura del pendio, quindi ad una frana di prima generazione. L’entità degli
spostamenti e le modalità con cui si cumulano nel tempo, funzione delle caratteristiche geotecniche dei
materiali coinvolti, possono dunque portare alla rottura del pendio e ad una condizione di instabilità per
frana di prima generazione. Se le caratteristiche del/i geomateriale/i che costituiscono il volume instabile
non sono tali poter dar luogo ad un collasso globale dello stesso volume (evoluzione catastrofica del
fenomeno di frana per crollo, colata veloce, valanga di roccia a seconda del/i geomateriale/i coinvolti), il
movimento rallenta (fase post-rottura) sino ad arrestarsi completamente (fase di quiescenza) o
proseguendo con velocità costante da lenta a molto lenta (fase di creep). Si possono alternare a volte fasi
di quiescenza e fasi di creep.
In un pendio già interessato da una frana che non ha avuto evoluzione catastrofica, nel quale il movimento
è assente (fase di quiescenza) o caratterizzato da velocità costante da lenta a molto lenta (fase di creep), se
si modificano le caratteristiche cinematiche del movimento (aumento della velocità con accelerazione
costante - fase pre-rottura) si possono determinare due possibili scenari: rottura del pendio (aumento della
190
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
velocità con accelerazione crescente - fase di rottura) e quindi ad un’instabilità per rimobilizzazione del
fenomeno di frana; rallentamento della velocità di movimento con o senza arresto (fase di creep seguita o
meno da fase di quiescenza).
Il secondo degli scenari descritti potrà produrre una condizione di instabilità di pendio per criticità del
campo di spostamenti se gli spostamenti che si sono man mano cumulati hanno determinato danni a
persone, strutture o infrastrutture che insistono sul pendio.
In definitiva, e volendo schematizzare per le finalità del presente lavoro, una volta che in un pendio si
produce un’instabilità per frana di prima generazione si possono ciclicamente riproporre, non
necessariamente con lo stesso meccanismo, instabilità per rimobilizzazione di frana o per criticità del
campo di spostamenti.
In alcuni versanti si possono riscontrare condizioni di movimento caratterizzate da velocità da molto lente a
lente (fase di creep), a volte interrotte da assenza di movimento (fase di quiescenza), che raramente
manifestano per brevi periodi condizioni di pre-rottura (fase di pre-rottura), ma nei quali non si attingono
condizioni di rottura (fase di rottura). I versanti che presentano le caratteristiche di movimento indicate
sono interessati da fenomeni di Deformazione Gravitativa Profonda di Versante (DGPV) (Gullà, 2009). Gli
spostamenti che si cumulano nel tempo possono determinare, generalmente in alcune zone, delle
significative condizioni di danno alle strutture ed infrastrutture che vi insistono. I danni che si producono
alle strutture ed infrastrutture nelle condizioni di movimento richiamate, dopo intervalli di tempo che
dipendono dalle stesse strutture ed infrastrutture, possono determinare, nelle zone in cui le stesse
strutture ed infrastrutture ricadono, livelli di rischio elevato o molto elevato. Si può in definitiva affermare
che i pendii interessati dalle condizioni di movimento illustrate sono instabili per movimento del pendio.
Nei versanti interessati da fenomeni di DGPV, che coinvolgono spessori dell’ordine dei cento metri ed oltre,
spesso si riscontrano sovrapposte frane profonde, mediamente profonde e superficiali, con evidenti
implicazioni per quanto attiene la valutazione della pericolosità da frana nel pendio di interesse.
In definitiva la condizione di instabilità di un pendio è comunemente determinata dall’attivazione di una
rottura generalizzata, che si sviluppa lungo una “superficie” di spessore più o meno grande in funzione delle
caratteristiche litologico-strutturali dell’ammasso di geomateriale interessato (volume geotecnicamente
significativo). Tuttavia, nelle fasi cinematiche che precedono o seguono la rottura, quando si forma
completamente per la prima volta la superficie di rottura o quando la rottura si ripresenta lungo una
superficie di rottura già completamente formata, ed a volte anche in assenza di una superficie di rottura, si
possono determinare delle condizioni di movimento con caratteristiche cinematiche tali da rendere il
pendio instabile: in questi casi la definizione della condizione di instabilità del pendio, e la valutazione della
relativa pericolosità, richiede la conoscenza della risposta delle strutture ed infrastrutture che vi insistono
ai campi di spostamenti cui possono essere sottoposte.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Le condizioni di instabilità prodotte dai movimenti in massa (frane e deformazioni gravitative di versante)
possono prodursi, a seconda delle caratteristiche delle cause di innesco/attivazione, puntualmente
(instabilità di pendio) o diffusamente e con simultaneità in aree più o meno ampie (evento di instabilità di
pendio).
Per la modellazione di un’instabilità di pendio per frana di prima generazione (di primo distacco o di
neoformazione) i parametri di resistenza a taglio da considerare sono quelli di picco dei geomatariali
presenti nel volume in cui si sviluppa la rottura, e nei quali si forma quindi la superficie (zona) di rottura.
Per la modellazione di un’instabilità di pendio per rimobilizzazione di frana, quindi lungo una superficie già
completamente formata, i parametri di resistenza a taglio da considerare, in funzione delle caratteristiche
della stessa superficie (zona) di rottura, sono intermedi fra quelli di picco (minori) e quelli residui
(maggiori) (superficie di rottura non completamente formata) o sono quelli residui (superficie di rottura
completamente formata), sempre relativi ai geomateriali presenti nel volume in cui si è sviluppata la
superficie (zona) di rottura.
Per la modellazione di un’instabilità di pendio per criticità del campo di spostamenti, quindi lungo una
superficie parzialmente o completamente formata, i parametri di resistenza a taglio da considerare si
differenziano in funzione delle condizioni di rottura sviluppate nei geomateriali presenti lungo la stessa
superficie (zona): sono intermedi fra quelli di picco e quelli residui nel caso in cui la superficie di rottura
non è completamente formata; sono quelli residui nel caso in cui la superficie di rottura è completamente
formata.
Nelle condizioni di instabilità di pendio indicate si può ragionevolmente assumere che il campo di
spostamenti non è influenzato in maniera significativa dalle deformazioni che in qualche misura si
verificano, inevitabilmente, nel volume geotecnicamente significativo delimitato in basso dalla superficie di
rottura, sia essa completamente o parzialmente formata.
Molto complessa è la modellazione di un’instabilità per movimento del pendio, determinata da un campo
di spostamenti condizionato in maniera rilevante dai processi di deformazione che interessano tutto il
volume geotecnicamente significativo. Nel pendio dove si può manifestare questa condizione di instabilità
sono generalmente in atto processi lenti di deformazione nei geomateriali interessati, spesso in presenza di
campi tensionali sostanzialmente costanti nei quali può essere rilevante la loro componente tempodipendente. Una delle difficoltà che si incontrano nella modellazione è data dall’individuazione dei
parametri meccanici rappresentativi del comportamento al finito e, a tal fine, il monitoraggio dei
movimenti nel pendio, anche in profondità, può rappresentare uno strumento risolutivo.
Per le finalità della presente relazione si farà riferimento a delle classi di instabilità definite in base alle
modalità con cui si può determinare una condizione di instabilità in un pendio:
a) instabilità per frana di prima generazione,
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b) instabilità per rimobilizzazione di frana,
c) instabilità per criticità del campo di spostamenti,
d) instabilità per movimento del pendio.
Nella tab. 6.3.1-1 sono mostrate alcune informazioni che consentono di collocare un generico caso di studio
in una delle classi di instabilità definite utilizzando progressivamente: studi geologico-strutturali e
geomorfologici, analisi dei dati storici, caratterizzazione idrologica del sito di interesse, esame di tutti i dati
geotecnici disponibili.
La modellazione delle instabilità di cui ai punti a) e b) può assumere come riferimento una condizione di
rottura per superamento della resistenza a taglio, quella che riguarda i punti c) e d) deve considerare la
necessità di valutare gli spostamenti che si cumulano nel pendio di interesse al variare delle condizioni al
contorno o di “carico”.
6.3.2. Modellazione delle instabilità per superamento della resistenza a taglio
(Gullà G.)
La modellazione delle condizioni di instabilità (stabilità) di un pendio per superamento della resistenza a
taglio può essere condotta facendo riferimento alla teoria generale dell’Equilibrio Limite (EL), utilizzata per
risolvere diversi problemi di ingegneria geotecnica.
I numerosi Metodi dell’Equilibrio Limite (MEL), formulati coerentemente alle ipotesi generali della teoria
dell’EL, forniscono attraverso la valutazione del fattore di sicurezza un’indicazione sintetica delle condizioni
di stabilità di un pendio e, anche per tale motivo, costituiscono uno degli strumenti di calcolo più utilizzati
per le verifiche di stabilità dei pendii che concorrono all’analisi delle relative condizioni di stabilità.
L’utilizzo dei MEL è dunque diffuso sia a fini di ricerca sia a fini applicativi per la progettazione nel campo
dell’ingegneria. La semplicità con cui si possono schematizzare situazioni geometricamente e
stratigraficamente complesse sono i principali punti di forza da cui deriva un largo consenso da parte degli
utilizzatori. In generale, i risultati ottenuti indicano una loro significativa potenzialità di modellazione per
numerose situazioni reali. Bisogna tuttavia rilevare, sulla base di quanto precedentemente esposto, che per
alcune condizioni di instabilità di pendio i MEL non sono in grado di fornire dirette valutazioni delle
condizioni di instabilità, ma solo, e con le dovute cautele, indicazioni convenzionali circa dette condizioni di
instabilità.
L’utilizzo dei metodi dell’equilibrio limite per le verifiche di stabilità dei pendii è in uso da tempo: uno dei
primi metodi proposti è quello del Cerchio d’Attrito (Taylor, 1937; 1948), mentre fra i più recenti si ricorda
quello del GLE (General Equilibrium Method) di Fredlund & Krahn (1977).
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Sono molti i metodi proposti in letteratura per le verifiche di stabilità dei pendii che fanno riferimento alla
teoria generale dell’Equilibrio Limite. Le ipotesi generali che contraddi
distinguono tali metodi possono essere
sinteticamente riassunte nei seguenti punti:
-
comportamento a rottura rigido-plastico del mezzo;
-
volume geotecnicamente significativo delimitato dal profilo topografico del pendio e dalla superficie
che delimita in basso il volume di cui si vogliono stabilire le condizioni di stabilità;
-
nessuna limitazione per la forma della superficie che delimita in basso il volume geotecnicamente
significativo;
-
condizione di rottura attinta simultaneamente lungo tutta la superficie che delimita in basso il volume
geotecnicamente significativo (consegue direttamente dall’ipotesi di comportamento a rottura del
mezzo);
-
volume geotecnicamente significativo che a rottura si muove rigidamente rispetto alla superficie, in
quanto non interessato in alcun punto da rottura ed in virtù del tipo di comportamento ipotizzato per il
mezzo;
-
le incognite del problema sono risolte utilizzando le equazioni di equilibrio delle forze e dei momenti e
la relazione che definisce l’inviluppo di rottura del mezzo.
L’ipotesi che porta a trattare il volume di cui si vogliono definire le condizioni di stabilità come un corpo
rigido comporta come conseguenza che con i MEL non è possibile conoscere puntualmente lo stato
tensionale al di sopra ed al di sotto della superficie di scorrimento assunta, né avere informazioni circa gli
spostamenti del volume instabile.
Pur presentando notevoli semplificazioni i MEL sono indicati per interpretare numerose situazioni di
instabilità di pendio (Fredlund & Krahn, 1977; Fredlund et al., 1981; Nash, 1987), se scelti ed utilizzati
oculatamente in relazione alle condizioni di instabilità che effettivamente interessano il pendio.
Da quanto si andrà ad illustrare nel seguito si comprenderà che la scelta, fra quelli proposti in letteratura,
del MEL da utilizzare nella specifica situazione di interesse, deve essere condotta facendo riferimento al
cinematismo dell’instabilità e, quindi, alla forma della superficie di rottura che si ritiene di poter ipotizzare
sulla base degli elementi conoscitivi acquisiti per la definizione del modello geotecnico.
Nel seguito sono illustrati alcuni dei MEL più utilizzati ed efficaci, fra quelli numerosi proposti in letteratura.
Ovviamente l’indicazione metodologica fornita ha il solo scopo di orientare il percorso da seguire e non
rappresenta alcun vincolo nelle scelte specifiche che devono essere fatte, di volta in volta, riferendosi agli
elementi conoscitivi sintetizzati nello schema geotecnico del pendio di interesse.
Per quanto attiene i parametri fisico-meccanici richiesti per l’utilizzo del MEL, che devono essere quelli
rappresentativi del comportamento al finito del pendio di interesse, sono necessari, con riferimento a
quanto precedentemente precisato, il peso dell’unità di volume (naturale e saturo), l’angolo d’atrito e la
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coesione che definiscono l’inviluppo di rottura del geomateriale (geomateriali) in cui si sviluppa la superficie
di rottura.
6.3.2.1. Schema di classificazione
A fronte di un consistente numero di MEL, tab. 6.3.2.1-1, può essere utile disporre di uno schema che
consenta di classificarli ed identificarne le caratteristiche essenziali anche per un loro corretto ed efficace
utilizzo operativo.
I MEL, in particolare relativamente alle verifiche di stabilità dei pendii, possono essere classificati in prima
istanza in due gruppi:
-
Metodi Globali (MEL_GL)
-
Metodi delle Strisce (MEL_ST)
Nei Metodi Globali le equazioni di equilibrio e la relazione che esprime l’inviluppo di rottura del mezzo sono
scritte rispettivamente per tutto il volume considerato e per tutta la superficie che lo delimita in basso
(equilibrio globale). Fra i MEL_GL, che non è necessario disaggregare ulteriormente, si menzionano il
Metodo del Cerchio di Attrito (MEL_GL_CA) (Taylor, 1937; 1948) ed il Metodo φu=0 (MEL_GL_φu=0)
(Fellenius, 1918).
I metodi globali (MEL_GL), che sono fra quelli proposti per primi, sono molto semplici, ma non si prestano
ad essere utilizzati per trattare situazioni complesse (pendii con profili geometricamente irregolari, con
condizioni stratigrafiche articolate, con presenza di falda, con superfici di scorrimento di forma generica,
ecc.). Attualmente non sono molto utilizzati, ma possono essere utili anche in situazioni complesse per
effettuare verifiche speditive e preliminari riferibili a schemi semplificati del modello geotecnico.
Nei metodi delle strisce (MEL_ST) il volume geotecnicamente significativo è suddiviso in strisce, le cui facce
non debbono essere necessariamente verticali e la cui larghezza non deve essere necessariamente
costante, per ognuna delle quali, in generale, sono scritte le equazioni di equilibrio e la relazione che
esprime l’inviluppo di rottura del mezzo. Nei metodi in menzione devono poi essere complessivamente
esplicitate le equazioni di equilibrio per il volume geotecnicamente significativo.
La suddivisione del volume in strisce consente l’utilizzo dei metodi in esame per le verifiche di stabilità di
pendii complessi (profilo con geometria irregolare, condizioni stratigrafiche articolate, presenza di falda,
superficie di scorrimento di forma generica, ecc.).
I metodi delle strisce si disaggregano in due ulteriori gruppi in funzione delle condizioni di equilibrio
impiegate per scrivere l’espressione del fattore di sicurezza. Si possono infatti distinguere:
-
Metodi Semplificati (MEL_ST_SE), utilizzano relativamente a tutto il volume una sola condizione di
equilibrio, la condizione di equilibrio delle forze (Ff) o quella dei momenti (Fm) (Janbu, 1956); Bishop,
195
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
1955); consegue da quanto esposto che i metodi delle strisce semplificati possono essere ancora
classificati in:
- Metodi delle Forze (MEL_ST_SE_FO), utilizzano l’equilibrio delle forze (Ff) (Janbu, 1956);
- Metodi dei Momenti (MEL_ST_SE_MO), impiegano la condizione di equilibrio dei momenti (Fm)
(Bishop, 1955);
-
Metodi Completi (MEL_ST_CO), utilizzano relativamente a tutto il volume l’equilibrio delle forze e dei
momenti (Ff-m) (Morgenstern & Price, 1965; Fredlund & Krahn, 1977).
La tab. 6.3.2.1-2 riassume lo schema di classificazione illustrato, mentre nella tab. 6.3.2.1-3 sono indicate le
condizioni di equilibrio complessivo utilizzate per alcuni MEL_ST.
A questi due gruppi si affiancano poi altri metodi da utilizzarsi in condizioni particolari (pendio indefinito,
scorrimento di blocchi, sollecitazioni dinamiche) e con le dovute limitazioni, di alcuni dei quali si dirà
dettagliatamente nel seguito.
Riferendosi a quanto anzi esposto, ed alle ipotesi generali su cui si basano i MEL, le incognite del problema,
considerando il volume geotecnicamente significativo suddiviso in n strisce, con riferimento alla fig. 6.3.2.11 sono:
1
fattore di sicurezza F che assume lo stesso valore per tutte le n strisce;
n
forze normali totali Pi agenti sulla base di ogni striscia;
n
punti di applicazione ai delle forze normali totali Pi;
n
forze di taglio Ti agenti sulla base di ogni striscia;
n–1
forze interstriscia Zi;
n–1
direzione θi delle forze interstriscia;
n–1
punti di applicazione hi delle forze interstriscia;
pertanto si hanno in totale (6n–2) incognite.
Per ognuna delle n strisce si possono scrivere 3 equazioni di equilibrio (equilibrio alla traslazione orizzontale
e verticale ed equilibrio alla rotazione) ed un’equazione relativa al criterio di rottura.
Con riferimento alla fig. 6.3.2.1-1, in cui sono riportate le forze agenti sulla generica striscia, si può scrivere
l’equilibrio alla rotazione intorno ad O:
l
b
l
b
l





P  − a  + Z R cos θ R  hR − sen α  + Z R sen θ R − Z L cos θ L  hL + sen α  + Z L sen θ L = 0 ,
2
2
2
2
2





l’equilibrio alla traslazione verticale:
196
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
W + Z L sen θ L − Z R sen θ R − P cos α − T sen α = 0 ,
l’equilibrio alla traslazione orizzontale:
Z L cos θ L + P sen α − Z R cos θ R − T cos α = 0 ,
ed infine il criterio di rottura:
T=
tan φ '
c' l
.
+ (P − ul )
F
F
Riferendosi dunque alle condizioni delle singole strisce si hanno a disposizione per la soluzione del
problema 4n equazioni e, pertanto, il problema stesso risulta (2n–2) volte staticamente indeterminato.
I vari metodi delle strisce proposti in letteratura, classificabili secondo lo schema proposto nella tab.6.3.2.12, si differenziano proprio per le assunzioni che propongono per ridurre il grado di indeterminazione anzi
evidenziato.
Una prima ipotesi, sostanzialmente comune a tutti i metodi e che riduce a (n-2) il numero delle incognite in
eccesso rispetto alle equazioni, considera il punto di applicazione delle forze normali totali Pi coincidente
con il punto medio della base della striscia. La validità di tale assunzione è conseguente ad una
distribuzione uniforme delle tensioni normali totali agenti sulla base della striscia che implica, in generale,
la suddivisione del pendio in strisce di larghezza sufficientemente piccola rispetto allo sviluppo della
superfice che delimita in basso il volume significativo (indicativamente almeno 1/10).
Per eliminare le indeterminazioni del problema i vari metodi dell’equilibrio limite propongono diverse
ipotesi relative alla distribuzione delle forze sulle strisce. Nella tab. 6.3.2.1-4 sono indicate tali ipotesi per
alcuni dei metodi proposti in letteratura.
Il complesso delle assunzioni che i metodi proposti considerano per determinare le incognite del problema,
e prima fra queste il fattore di sicurezza F, comporta come conseguenza che le soluzioni ottenute con
metodi diversi possono non coincidere e, più in generale, che le soluzioni ottenute per particolari situazioni,
non definibili a priori, non rispettino complessivamente le ipotesi generali su cui si basano i MEL.
Per verificare alcune delle possibili incompatibilità connesse alle soluzioni ottenute si può fare riferimento
alle indicazioni suggerite da Chowdhury (1978):
-
non devono esserci forze di trazione lungo le interstrisce;
-
il criterio di rottura non deve essere violato lungo le interstrisce;
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Tabella 6.3.2.1-1 – Elencazione di alcuni MEL presenti in letteratura.
MEL
Metodo φu=0 (Fellenius, 1918)
Fellenius (1927, 1936)
Cerchio d’attrito (Taylor, 1937, 1948)
Janbu completo (1954)
Bishop semplificato (1955)
Janbu semplificato (1956)
Morgenstern & Price (1965)
Spencer (1967)
GLE (Fredlund & Krahn, 1977)
Tabella 6.3.2.1-2 – Schema di classificazione dei MEL e relativi esempi.
Cerchio d’attrito (Taylor, 1937; 1948)
METODI GLOBALI
Metodo φu=0 (Fellenius, 1918)
Morgenstern & Price (1965)
Completi
GLE (Fredlund & Krahn, 1977)
METODI
DELLE
STRISCE
Equilibrio delle forze
Janbu (1956)
Fellenius (1927, 1936)
Semplificati
Equilibrio dei momenti
Bishop (1955)
Tabella 6.3.2.1-3 – Condizioni di equilibrio relative al volume geotecnicamente significativo utilizzate in
alcuni dei MEL_ST proposti in letteratura.
Metodo
Fellenius
Bishop semplificato
Janbu semplificato
Janbu completo
Spencer
Morgenstern & Price
GLE
Equilibrio delle forze
Direz. verticale
Direz. Orizzontale
Si
No
Si
No
Si
Si
Si
Si
Si
Si
Si
Si
Si
Si
Equilibrio dei
momenti
Si
Si
No
*
Si
Si
Si
* l’equilibrio dei momenti è utilizzato per calcolare le forze interstriscia di taglio
b
ZL
θL
W
hL
R
O
T
P
a
ZθR
hR
α
l
l/2
Fig. 6.3.2.1-1 – Forze agenti sulla generica striscia in condizioni statiche.
Tabella 6.3.2.1-4 – Assunzioni considerate da alcuni MEL per eliminare le indeterminazioni del problema.
MEL
Fellenius (1927, 1936)
Assunzioni
Trascura le forze interstriscia.
Bishop semplificato (1955)
Trascura le componenti verticali delle forze interstriscia, che
coincidono con le risultanti delle tensioni di taglio
interstriscia.
Janbu semplificato (1956)
La risultante delle forze interstriscia ha solo componente
orizzontale, ma si può tenere conto delle forze di taglio
attraverso un coefficiente moltiplicativo del fattore di
sicurezza.
Janbu completo (1954)
Il punto di applicazione delle forze interstriscia è definito
assumendo come nota la “thrust line”.
Spencer (1967)
La risultante delle forze interstriscia ha pendenza costante.
Morgenstern & Price (1965)
La direzione della risultante delle forze interstriscia è
determinata attraverso una funzione arbitraria f(x). Viene
calcolata la percentuale λ della funzione f(x) necessaria per
soddisfare l’equilibrio dei momenti e delle forze.
GLE (Fredlund & Krahn, 1977)
La direzione della risultante delle forze interstriscia è definita
attraverso una funzione arbitraria f(x). Viene calcolata la
percentuale λ della funzione f(x) necessaria per soddisfare
l’equilibrio dei momenti e delle forze.
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-
le tensioni normali effettive lungo la superficie di scorrimento devono essere di compressione.
6.3.2.2. Metodi globali
6.3.2.2.1. Metodo del cerchio d’attrito
Il metodo del cerchio d’attrito, brevemente indicato con MEL_GL_CA, è applicabile in tutti quei casi di
stabilità dei pendii in cui il materiale coinvolto sia dotato di resistenza coesiva ed attritiva per analisi
condotte sia in termini di tensioni totali che in termini di tensioni effettive.
Con riferimento alla fig. 6.3.2.2.1-1, in cui viene schematizzato il metodo proposto, la risultante TC delle

forze di coesione agenti lungo l’arco di cerchio l , compreso tra i punti a e b, viene sostituita con una forza
C avente stesso modulo e diretta parallelamente alla corda ab di lunghezza L ad una distanza x dal centro O
ricavabile dalla relazione:

Cx = cm Lx = cm l R
⇒

l
x= R
L
Per l’equilibrio tra le forze agenti risulta che la reazione P passa per il punto d’intersezione tra la forza peso
W del volume di terreno analizzato e la risultante C.
In ogni punto della superficie di scorrimento agisce una porzione infinitesima dP della reazione attritiva
inclinata di φm rispetto alla normale nel punto alla superficie stessa; tali reazioni sono tutte tangenti ad uno
stesso cerchio di centro O e raggio:
R f = R sin φm
Tale cerchio, per il legame che lo unisce alle reazioni che si esplicano lungo la superficie di scorrimento,
viene detto cerchio d’attrito.
Vista la proprietà delle reazioni infinitesime dP a meno di piccoli errori, e in ogni caso a vantaggio di
sicurezza (Chowdhury, 1978), anche la loro risultante P si assume tangente al cerchio d’attrito.
Definita la retta d’azione delle forze che entrano in gioco e noto il peso del volume di terreno considerato, è
possibile risalire al valore delle forze C e P per via analitica o mediante l’utilizzo del poligono delle forze.
A questo punto si definisce il fattore di sicurezza in termini di coesione definito dal rapporto.
Fc =
c
cm
198
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
essendo c la coesione disponibile e cm la coesione necessaria per l’equilibrio ed espressa come rapporto tra
la forza calcolata C e l’arco di cerchio ab.
In maniera analoga si definisce il fattore di sicurezza in termini di angolo d’attrito Fφ dato dalla relazione:
Fφ =
tan φ
tan φm
dove φ rappresenta l’angolo d’attrito disponibile e φm l’angolo d’attrito necessario all’equilibrio.
Il valore del fattore di sicurezza alla stabilità del pendio andrà ricercato per tentativi e sarà tale che risulti:
Fc = Fφ .
6.3.2.2.2. Metodo φu = 0
Tale metodo venne proposto per la prima volta da Fellenius nel 1918 ed è classificabile tra i metodi globali
dell’equilibrio limite (MEL_GL_φu=0).
Nel metodo proposto, illustrato in fig. 6.3.2.2.2-1, si ipotizza che la rottura avvenga contemporaneamente
lungo una superficie circolare di centro O. Il metodo viene utilizzato per risolvere problemi di stabilità in
condizioni non drenate (a breve termine) e pertanto fa riferimento nella sua formulazione alla coesione
non drenata quale unico parametro di resistenza meccanica. Di conseguenza il criterio di rottura utilizzato è
espresso dalla relazione:
τ r = cu
La condizione di stabilità è valutata con riferimento all’equilibrio dei momenti, dovuti alla forza peso e alla
risultante delle tensioni tangenziali, rispetto al centro di rotazione O (fig. 6.3.2.2.1-1).
La resistenza a taglio mobilitata lungo la superficie di scorrimento può scriversi come:
τ=
cu
F
(6.3-1)
essendo F il fattore di sicurezza.
Risultando dall’equilibrio dei momenti:
Wx = TR
199
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O
Rf
R
x
R
W
P
b
W
C
C
L
a
P
Fig. 6.3.2.2.1-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo del cerchio d’attrito.
O
θ
R
x
W
T
τ
Fig. 6.3.2.2.2-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo φu=0.
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sostituendo alla risultante delle tensioni tangenziali l’espressione:
T = τL
dove L rappresenta la lunghezza dell’arco di cerchio che ha per centro O e τ è dato dalla (6.3-1), si ottiene
l’espressione del fattore di sicurezza:
F=
cu LR
Wx
La formulazione alquanto semplificata del metodo proposto lo rende di immediata estrapolazione anche ai
casi in cui siano presenti carichi superficiali o invasi di acqua al piede del pendio.
6.3.2.3. Metodi delle strisce
6.3.2.3.1. Metodi semplificati
6.3.2.3.1.1. Metodi dei momenti
6.3.2.3.1.1.1. Metodo di Fellenius
Il metodo di Fellenius, nella sua formulazione originaria di seguito proposta, è relativo a superfici di
scorrimento di forma circolare (Fellenius, 1927; 1936). Il metodo, noto anche come metodo delle strisce
ordinario e del quale esiste una formulazione generalizzata proposta da Fredlund & Krahn (1977), in seguito
riportata, può essere classificato come: metodo delle strisce, metodo semplificato, metodo dei momenti
(MEL_ST_SE_MO).
Lo schema di riferimento per la formulazione del metodo è fornito in fig. 6.3.2.3.1.1.2-1. Dallo schema
emerge che la superficie di scorrimento ha per centro il punto O e rispetto ad esso viene calcolato il fattore
di sicurezza imponendo l’equilibrio dei momenti.
Il metodo, al fine di eliminare l’indeterminatezza di tipo statico dovuta alla presenza delle forze interstriscia
assume che queste ultime siano autoequilibrate e parallele alla base della striscia.
Il criterio di rottura di Mohr-Coulomb risulta espresso dalla relazione in termini di tensioni effettive:
s = c'+(σ − u) tan φ '
nella quale:
200
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-
s e σ rappresentano rispettivamente la resistenza a taglio disponibile e la tensione normale agente
lungo il piano di scorrimento considerato;
-
u è la pressione neutra dell’acqua dei pori;
-
c’ è la coesione in termini di tensioni effettive;
-
φ’ è l’angolo di resistenza a taglio sempre in termini di tensioni effettive.
La resistenza a taglio mobilitata è data dalla relazione:
τ=
s
1
= [c'+(σ − u ) tanφ ']
F F
Poiché risulta:
P =σl
T =τl
si può esprimere la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate T nella seguente forma:
T=
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']
F
(6.3-2)
Poiché le forze interstriscia sono dirette parallelamente alla base della striscia stessa, dall’equilibrio delle
forze in direzione ortogonale alla base della generica striscia si ottiene l’espressione della risultante delle
tensioni normali totali agente lungo la base stessa:
P = W cos α
(6.3-3)
Dall’equilibrio dei momenti intorno al centro di rotazione O, scritto complessivamente per le n strisce in cui
si suddivide il volume di terreno compreso tra la superficie di scorrimento assunta e il profilo topografico
del pendio, risulta:
∑WR sen α = ∑ TR
201
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Sostituendo alla risultante delle tensioni tangenziali mobilitate l’espressione (6.3-2) precedendemente
ottenuta e, risolvendo rispetto a F, si ottiene:
Fm =
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ']
∑W sen α
e in definitiva, sostituendo l’espressione (6.3-3) della risultante delle tensioni normali totali agente lungo la
base della striscia risulta:
Fm =
∑ [c' l + (W cos α − ul ) tan φ ']
∑W sen α
La principale caratteristica del metodo è quella di fornire un’espressione del fattore di sicurezza in forma
esplicita, consentendo una rapida e semplice determinazione dello stesso. Generalmente il valore di Fm
fornito dal metodo di Fellenius, viene utilizzato come valore iniziale per velocizzare il processo iterativo
degli altri metodi nel seguito proposti.
6.3.2.3.1.1.2. Metodo di Bishop semplificato
Il metodo di Bishop semplificato, nella sua formulazione originaria di seguito proposta, è relativo a superfici
di scorrimento di forma circolare (Bishop, 1955). Il metodo in esame, la cui formulazione generalizzata per
superfici di scorrimento di forma qualsiasi è fornita da Fredlund e Krahn (1977), può essere classificato
come: metodo delle strisce, metodo semplificato, metodo dei momenti (MEL_ST_SE_MO).
Lo schema di riferimento per la formulazione del metodo è fornito nella fig.6.3.2.3.1.1.2-1. Da tale schema
si rileva che la superficie di scorrimento di forma circolare ha come centro il punto O rispetto al quale si
scrive la condizione di equilibrio globale dei momenti che fornisce l’espressione del fattore, o coefficiente,
di sicurezza F.
Nella formulazione generalizzata proposta da Fredlund & Krahn (1977) il centro della superficie di
scorrimento circolare, rispetto al quale come già detto si scrive la condizione di equilibrio globale dei
momenti, è sostituito da un centro di rotazione fittizio.
Sempre dallo schema di fig.6.3.2.3.1.1.2-1 si rileva, come già evidenziato nella tab. 6.3.2.1-4, che sulla
generica striscia agisce la sola componente orizzontale della forza interstriscia.
Il criterio di rottura di Mohr-Coulomb risulta espresso dalla relazione in termini di tensioni effettive:
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
s = c'+(σ − u) tan φ '
nella quale:
s e σ rappresentano rispettivamente la resistenza a taglio disponibile e la tensione normale agente
-
lungo il piano di scorrimento considerato;
-
u è la pressione neutra dell’acqua dei pori;
-
c’ è la coesione in termini di tensioni effettive;
-
φ’ è l’angolo di resistenza a taglio sempre in termini di tensioni effettive.
La resistenza a taglio mobilitata è data dalla relazione:
τ=
s
1
= [c'+(σ − u ) tanφ ']
F F
Poiché risulta:
P =σl
T =τl
si può esprimere la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate T nella seguente forma:
T=
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']
F
(6.3-4)
Scrivendo la condizione di equilibrio in direzione verticale delle forze agenti sulla singola striscia,
considerato che il metodo in esame assume che X R = X L = 0 , si ottiene la seguente relazione:
P cos α + T sen α = W
esplicitando nella relazione precedente la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate agente sulla base
della generica striscia si ha che
sen α tanφ '  
1


P cos α +
 = W − (c' l sen α − ul tanφ ' sen α )
F
F

 

203
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e risolvendo rispetto alla risultante delle tensioni normali totali agente sempre sulla base della generica
striscia risulta:
1

 1
P = W − (c' l sen α − ul tanφ ' sen α )
F

 mα
con:
tan φ ' 

mα = cos α 1 + tan α

F 

Scrivendo infine l’equazione di equilibrio globale dei momenti rispetto ad O si ottiene la relazione:
∑WR sen α = ∑ TR
Sostituendo nella relazione precedente la (6.3-4) si ottiene la relazione che esprime il fattore di sicurezza
con il metodo di Bishop semplificato:
Fm =
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ']
∑W sen α
Se si fa riferimento alla relazione che esprime P si comprende che nell’espressione ottenuta per il fattore di
sicurezza l’incognita è presente anche al secondo membro e, pertanto, per ottenere la soluzione bisogna
procedere iterativamente. Sono sufficienti tuttavia poche iterazioni per convergere alla soluzione.
6.3.2.3.1.2. Metodi delle forze
6.3.2.3.1.2.1. Metodo di Janbu semplificato
Il metodo di Janbu semplificato è relativo a superfici di forma qualsiasi (Janbu, 1954). Il metodo in esame
può essere classificato come: metodo delle strisce, metodo semplificato, metodo delle forze
(MEL_ST_SE_FO).
Lo schema di riferimento per la formulazione del metodo è fornito nella fig. 6.3.2.3.1.2.1-1. L’espressione
del fattore di sicurezza si ricava dall'equilibrio globale delle forze in direzione orizzontale, assumendo che le
forze di taglio interstriscia siano nulle.
Il criterio di rottura di Mohr-Coulomb risulta espresso dalla relazione in termini di tensioni effettive:
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s = c'+(σ − u) tan φ '
il cui significato dei termini che compaiono è stato precedentemente specificato.
La resistenza a taglio mobilitata è data dalla relazione:
τ=
s
1
= [c'+(σ − u ) tanφ ']
F F
Poiché risulta:
P =σl
T =τl
la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate può scriversi come:
T=
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']
F
Scrivendo la condizione di equilibrio delle forze verticali agenti sulla singola striscia, e considerato che il
metodo in esame assume X R = X L = 0 , si ottiene la seguente relazione:
P cos α + T sen α = W
esplicitando nella relazione precedente la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate agente sulla base
della generica striscia e risolvendo rispetto alla risultante delle tensioni normali totali agente sempre sulla
base della generica striscia si ha:
tan φ '  
1


P cos α + sen α
 = W − (c' l sen α − ul tan φ ' sen α )
F  
F


e risolvendo rispetto alla risultante delle tensioni normali totali agenti lungo la base si ottiene:
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1

 1
P = W − (c' l sen α − ul tan φ ' sen α )
F

 mα
tan φ ' 

mα = cos α 1 + tan α

F 

con
Scrivendo l’equazione di equilibrio delle forze in direzione parallela alla base della striscia, si ricava:
T + (E R − E L ) cos α = W sen α
esplicitando nella relazione ottenuta la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate agente sulla generica
striscia e risolvendo rispetto alla risultante delle forze orizzontali interstriscia si ottiene:
E R − E L = W tan α −
1
[c' l + (P − ul ) tan φ '] 1
F
cos α
Scrivendo, infine, l’equazione di equilibrio globale delle forze orizzontali, nell’ipotesi di carichi in superficie
assenti, risulta:
∑ (E
R
− E L ) = ∑W tan α −
1
F
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ')]secα = 0
ed esplicitando rispetto al fattore di sicurezza si ottiene, in definitiva:
Fo =
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ']secα
∑W tan α
Anche in questo caso, se si fa riferimento alla relazione che esprime P, si comprende che nell’espressione
ottenuta per il fattore di sicurezza l’incognita è presente anche al secondo membro e, pertanto, per
ottenere la soluzione bisogna procedere iterativamente. Sono tuttavia sufficienti poche iterazioni per
convergere alla soluzione.
Per tenere conto delle forze di taglio interstriscia Janbu et al. (1954) suggeriscono di applicare al fattore di
sicurezza FO un coefficiente correttivo fO funzione delle caratteristiche meccaniche del terreno
(comportamento attritivo, coesivo oppure misto) e del rapporto tra la profondità e l’estensione della
superficie di scorrimento ipotizzata fig. 6.3.2.3.1.2.1-2.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
6.3.2.3.2. Metodi completi
6.3.2.3.2.1. Metodo di Morgenstern & Price
Il metodo di seguito proposto costituisce uno dei più generali approcci all’analisi di stabilità dei pendii
mediante i metodi dell’equilibrio limite. Nella trattazione originale (Morgenstern & Price, 1965) gli Autori
fanno riferimento ad una striscia di spessore infinitesimo dx (fig. 6.3.2.3.2.1-1) sulla quale agiscono le
seguenti forze:
-
il peso della striscia dW;
-
le forze verticali interstriscia X e X+dX;
-
le forze orizzontali interstriscia E’ ed E’+dE’;
-
la risultante delle tensioni normali effettive agenti sulla base della striscia dN’;
-
la risultante delle tensioni tangenziali agenti sulla base della striscia dS;
-
le risultanti della pressione dell’acqua agente sui lati della striscia Pw e Pw+dPw;
-
la risultante della pressione dell’acqua dei pori agente sulla base della striscia Pb.
Considerando la singola striscia, dall’equilibrio dei momenti rispetto alla mezzeria della base e nell’ipotesi di
infinitesimi del 2° ordine risulta:
X =
d
(E ' y' t ) − y dE ' + d (Pw h ) − y dPw
dx
dx dx
dx
(6.3-5)
dall’equilibrio delle forze in direzione ortogonale alla base si ottiene:
dN '+dPb = dW cos α − dX cos α − dE ' sen α − dPw sen α
(6.3-6)
mentre dall’equilibrio delle forze in direzione parallela alla base si ha:
dS = dE ' cos α + dPw cos α − dX sen α + dW sen α
(6.3-7)
Dal criterio di rottura di Mohr-Coulomb espresso in termini di tensioni effettive e dall’espressione del
fattore di sicurezza risulta:
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dS =
1
(c' dx secα + dN ' tanφ ')
F
(6.3-8)
essendo c’ la coesione, φ’ l’angolo di resistenza a taglio ed F il fattore di sicurezza.
Sostituendo le equazioni (6.3-6) e (6.3-7) nella(6.3-8) e dividendo per dxcosα si ottiene:
dP
dP
tanφ '  dW dX dE '
c'
dW
 dE ' dPw dX
sec 2 α +
−
−
tanα − w tanα − b secα  =
+
−
tanα +
tanα

F
F  dx
dx dx
dx
dx
dx
dx
dx
 dx
che, essendo tan α = −
dy
2
2
e sec α = 1 + tan α , diventa:
dx
2
2
c'   dy   tanφ ' 
dW   dy   
 dW dX dE ' dy dPw dy

−
+
+
− ru

1 +    +
1 +     =
F   dx  
F 
dx   dx   
 dx dx dx dx dx dx

dE ' dPw dX dy dW dy
=
+
+
+
dx
dx dx dx dx dx
(6.3-9)
nella quale ru rappresenta il rapporto della pressione dell’acqua dei pori definito da Bishop & Morgenstern
(1960).
Le equazioni (6.3-5) e(6.3-9) rappresentano le equazioni differenziali reggenti del metodo di Morgenstern &
Price. Tali equazioni da sole non sono però sufficienti a fornire la soluzione del problema essendo il sistema
staticamente indeterminato.
Per eliminare il grado di indeterminatezza, gli Autori ipotizzano che le componenti verticale ed orizzontale
totale delle forze interstriscia siano correlate tra loro attraverso un’espressione del tipo:
X = λf ( x) E
essendo:
-
f(x) una funzione arbitraria, continua lungo la superficie di scorrimento, che tiene conto del modo in cui
le tensioni si distribuiscono al contatto tra le strisce;
-
λ uno scalare che rappresenta l’aliquota di funzione f(x) da considerare affinchè sia verificato
l’equilibrio.
La componente orizzontale della forza interstriscia espressa in termini di tensioni totali E è correlata a
quella espressa in termini di tensioni effettive E’ dalla seguente relazione:
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E = E '+ Pw
ed il suo punto di applicazione è dato dall’equazione:
Ey t = E ' y' t + Pw h
Suddividendo il volume di terreno compreso tra il profilo topografico e la superficie di scorrimento in n
strisce verticali in modo che per ciascuna striscia siano valide le approssimazioni:
y = Ax + B
dW
= px + q
dx
f = kx + m
l’equazione (6.3-5) e (6.3-9) , ricordando l’espressione di E, diventano rispettivamente:
X =
d
(Ey t ) − y dE
dx
dx
(6.3-10)
(Kx + L) dE + KE = Nx + P
(6.3-11)
dx
essendo:
 tan φ '

K = λk 
+ A
 F

tan φ '
 tan φ '

L = λm
+ A + 1 − A
F
 F

tan φ ' 
 tan φ '
+ A − ru (1 + A 2 )
N = p
F 
 F
tan φ ' 
c'
 tan φ '
P = (1 + A 2 ) + q 
+ A − ru (1 + A 2 )
F
F 
 F
La soluzione del problema si ottiene integrando le equazioni (6.3-10) e(6.3-11) lungo il riferimento locale di
ciascuna striscia:
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x
dy 

M = E ( y t − y ) = ∫  X − E dx
dx 
x 
(6.3-12)
0
Ei +1 =
Nx 2
1 

+ Px 
 Ei L +
L + Kx 
2

(6.3-13)
imponendo le seguenti condizioni al contorno:
Ex=x = 0
0
Ex=x = 0
n
M x=x = 0
0
M x= x = 0
n
(6.3-14)
Vista la complessità della sua formulazione, il problema viene risolto per via iterativa assumendo un valore
di tentativo per λ ed F e procedendo alla determinazione delle forze interstriscia. In particolare, partendo
dalla prima striscia, si risolvono le equazioni (6.3-12) e (6.3-13) per tutte le strisce fino all’ultima. Se i valori
di partenza assunti per λ ed F sono corretti, in corrispondenza dell’n-esima striscia saranno
automaticamente soddisfatte le condizioni al contorno indicate nelle (6.3-14), altrimenti si reitera il
processo assumendo per λ ed F nuovi valori di tentativo.
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6.3.2.3.2.2. Metodo GLE (General Equilibrium Method)
Il metodo rappresenta una formulazione generalizzata del metodo delle strisce è infatti applicabile nel caso
di superfici di scorrimento sia di forma circolare che di forma generica e può essere classificato come:
metodo delle strisce, metodo completo (MEL_ST_CO).
Lo schema di riferimento per la formulazione del metodo è fornito in fig. 6.3.2.3.2.2-1. Il fattore di
sicurezza viene determinato verificando contemporaneamente l'equilibrio globale dei momenti rispetto ad
O e delle forze in direzione orizzontale.
Per eliminare il grado di indeterminatezza, intrinseco a tutti i metodi dell’equilibrio limite, si impone che le
componenti verticale ed orizzontale delle forze interstriscia siano correlate tra loro mediante
un'espressione del tipo: X=λf(x)E essendo f(x) una funzione arbitraria, continua lungo la superficie di
scorrimento, che tiene conto del modo in cui le tensioni si distribuiscono al contatto tra le strisce.
Il criterio di rottura di Mohr-Coulomb in termini di tensioni effettive risulta espresso dalla relazione:
s = c'+(σ − u) tan φ '
il cui significato dei termini che compaiono è stato precedentemente specificato.
La resistenza a taglio mobilitata è data dalla relazione:
τ=
s
1
= [c'+(σ − u ) tanφ ']
F F
Poiché risulta:
P =σl
T =τl
possiamo esprimere la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate T agente lungo la base della striscia
nella seguente forma:
T=
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']
F
(6.3-15)
211
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Scrivendo la condizione di equilibrio delle forze verticali agenti sulla singola striscia si ottiene:
P cos α + T sen α = W − ( X R − X L )
sostituendo nella relazione precedente l’espressione (6.3-15) per la risultante delle tensioni tangenziali
mobilitate agente sulla singola striscia risulta:
tan φ '  
1


P  cos α + sen α
 = W − ( X R − X L ) − (c' l sen α − ul tan φ ' sen α )
F  
F


e risolvendo rispetto alla risultante delle tensioni normali totali agente sempre sulla base della generica
striscia si ottiene:
1

 1
P = W − ( X R − X L ) − (c' l sen α − ul tan φ ' sen α )
F

 mα
tan φ ' 

mα = cos α 1 + tan α

F 

con
Scrivendo la condizione di equilibrio in direzione orizzontale delle forze agenti sulla singola striscia risulta:
E R − E L = P sen α −
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']cos α
F
(6.3-16)
Imponendo l’equilibrio dei momenti rispetto ad O scritto complessivamente per le n strisce si ricava la
relazione:
∑Wd = ∑ TR + ∑ Pf
e in definitiva, sostituendo l’espressione (6.3-15) ricavata per la risultante delle tensioni tangenziali
mobilitate lungo la base della striscia, si ottiene per il fattore di sicurezza la relazione:
Fm =
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ']R
∑ (Wd − Pf )
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Imponendo, invece, l'equilibrio globale delle forze agenti in direzione orizzontale dalla (6.3-16) si ottiene:
∑ (E
R
− E L ) = ∑ P sen α − ∑
1
[c' l + (P − ul ) tan φ ']cos α = 0
Ff
che, risolvendo rispetto al fattore di sicurezza, fornisce l’espressione:
Ff =
∑ [c' l + (P − ul ) tan φ ']cos α
∑ P sen α
Note le espressioni del fattore di sicurezza e assegnata la funzione delle forze interstriscia f(x), il problema è
risolto in corrispondenza del valore di λ per il quale risulta Fm=Ff.
Sia per la natura intrinseca della sua formulazione, sia per la presenza in forma implicita del fattore di
sicurezza al secondo membro di entrambe le espressioni ricavate, anche il metodo GLE è risolvibile solo per
via iterativa mediante l'utilizzo di un codice di calcolo automatico.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
6.3.2.3.3. Altri metodi dell’Equilibrio Limite
6.3.2.3.3.1. Metodo del Pendio Indefinito o Schema a Pendio Indefinito
Tale tipo di verifica può effettuarsi in tutte quelle situazioni in cui lo spessore del volume di terreno che si
instabilizza e che si muove è piccolo in rapporto allo spessore dell’ammasso dal quale tale volume si
distacca. Il pendio deve inoltre presentare, ad ogni determinata quota misurata da un punto qualsiasi del
piano campagna, condizioni e proprietà del terreno costanti.
Con riferimento all’elemento di terreno indicato in fig. 6.3.2.3.3.1-1 le forze agenti alla base sono la
risultante P delle tensioni normali totali σ e la risultante T delle tensioni tangenziali τ, sul volume di terreno
insistono inoltre: la forza peso W e le risultanti QL e QR degli sforzi agenti lateralmente. Queste ultime,
nell’ipotesi di pendio indefinito, hanno stesso modulo e direzione ma verso opposto pertanto in termini di
equilibrio la loro risultante è nulla.
Considerando il sistema di forze agenti sull’elemento di terreno dall’equilibrio delle forze in direzione
ortogonale al pendio risulta:
P = W cos β
T = W sen β
ed ipotizzando una distribuzione uniforme delle tensioni lungo la base l di lunghezza b/senβ si ottengono le
espressioni della tensione normale totale e della tensione tangenziale agenti sulla base dell’elemento:
W
cos 2 β
b
W
τ = sen β cos β
b
σ=
(6.3-17)
Il criterio di rottura è espresso in termini di tensioni effettive dalla relazione:
s = c'+(σ − u ) tanφ '
poiché la resistenza a taglio mobilitata lungo la base dell’elemento di terreno può esprimersi come:
τ =
s
1
= [c'+(σ − u ) tan φ ']
F F
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dalle equazioni (6.3-17) ne consegue che:
1  W
W


sen β cos β = c'+ cos 2 β − u  tanφ '
b
F b


ed infine, risolvendo rispetto al fattore di sicurezza e sostituendo il valore della forza peso, si ottiene
l’espressione:
F=
{
}
c'+ [γ (z − d w ) + γ sat d w ]cos 2 β − u tanφ '
[γ (z − d w ) + γ satd w ]sin β cos β
(6.3-18)
nella quale u rappresenta la pressione dell’acqua dei pori che vale u = γ w hw , con hw = d w cos 2 β
nell’ipotesi di filtrazione parallela al pendio fig. 6.3.2.3.3.1-1.
Si osserva che per terreno privo di coesione ed in assenza di falda, l’espressione (6.3-18) si riduce a:
F=
tan φ '
tan β
ed il pendio risulta stabile fino a quando la sua inclinazione β è inferiore all’angolo di attrito interno.
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6.3.2.3.3.2. Metodo di Janbu completo
Il metodo di Janbu completo, come anche la formulazione semplificata, è relativo a superfici di scorrimento
di forma qualsiasi (Janbu, 1954). Il metodo in esame non rientra tra i metodi precedentemente classificati
poiché la ricerca del fattore di sicurezza avviene imponendo unicamente l’equilibrio globale delle forze
mentre il solo valore delle forze interstriscia viene calcolato considerando l’equilibrio dei momenti
relativamente a ciascuna striscia.
Dallo schema di riferimento adottato per la formulazione del metodo e riportato in fig. 6.3.2.3.3.2-1, si
evince che per eliminare il grado di interminazione statica legata alla formulazione generale dei MEL si
assume nota la linea d’azione delle forze interstriscia.
Il criterio di rottura di Mohr-Coulomb risulta espresso in termini di tensioni effettive dalla relazione:
s = c'+(σ − u) tanφ '
pertanto la resistenza a taglio mobilitata può scriversi come:
τ=
s
1
= [c'+(σ − u) tan φ ']
F F
Poiché risulta:
P =σl
T =τl
si può esprimere la risultante delle tensioni tangenziali mobilitate T agente lungo la base della striscia nella
seguente forma:
T=
1
[c' l + (P − ul ) tanφ ']
F
(6.3-19)
con riferimento alla generica striscia, considerando l’equilibrio in direzione verticale delle forze su di essa
agenti, risulta:
P cosα + T senα = W − ( X R − X L )
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
sostituendo nell’equazione appena scritta l’espressione (6.3-19) ricavata per T si ottiene:
tan φ '  
1


P  cos α + sen α
 = W − ( X R − X L ) − (c' l sen α − ul tan φ ' sen α )
F  
F


ed esplicitando la risultante delle tensioni normali totali P si ha infine:
1

 1
P = W − ( X R − X L ) − (c' l sen α − ul tanφ ' sen α )
F

 mα
(6.3-20)
essendo
tanφ ' 

mα = cos α 1 + tanα

F 

Sempre con riferimento alla generica striscia, dall’equilibrio delle forze agenti in direzione parallela alla
base della striscia stessa risulta:
T + (ER − EL )cosα = [W − ( X R − X L )]senα
esplicitando rispetto alla componente orizzontale netta delle forze interstriscia e sostituendo l’espressione
(6.3-19) di T si ottiene:
E R − E L = [W − ( X R − X L )]tanα −
1
[c' l + (P − ul ) tanφ ']secα
F
(6.3-21)
Dall’equilibrio alla rotazione della generica striscia rispetto al centro della base e per strisce
sufficientemente sottili tali da potersi ritenere il centro di massa coincidente con il punto medio della
striscia, risulta:
ER b tanα t − X R b − (ER − EL )ht = 0
che può anche scriversi come:
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
X R = E R tanα t − (E R − E L )
ht
b
Estendendo l’equazione di equilibrio (6.3-21) alle n strisce in cui è stato suddiviso il volume di terreno
significativo e in assenza di carichi superficiali, per cui risulta
∑ (E
R
− EL ) = 0 e
∑(X
R
− X L ) = 0 , si
ottiene:
∑ (E
R
− E L ) = ∑ [W − ( X R − X L )]tanα −
1
Ff
∑[c' l + (P − ul ) tanφ ']secα = 0
dalla quale esplicitando il fattore di sicurezza si ottiene:
Ff =
∑[c' l + (P − ul ) tanφ ']secα
∑[W − ( X − X )]tanα
R
(6.3-22)
L
Come si può ben notare, essendo la risultante P espressa dall’equazione (6.3-20), nella (6.3-22) il fattore di
sicurezza compare in entrambi i membri dell’equazione pertanto il suo valore può ricavarsi solo per via
iterativa assumendo alla prima iterazione X R − X L = 0 . Il metodo risulta comunque di rapida
convergenza.
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6.3.2.3.3.3. Metodo di Sarma
Il metodo in esame, formulato per superfici di scorrimento di forma generica (Sarma, 1973), consente di
determinare il valore critico Kc del coefficiente di accelerazione sismica K per il quale il pendio attinge alla
condizione di rottura (F=1). È possibile comunque utilizzare il metodo in modo da poter risalire al fattore di
sicurezza di un pendio soggetto ad una generica accelerazione sismica K⋅g costruendo un diagramma del
tipo indicato in fig. 6.3.2.3.3.3-1 ottenuto mediante interpolazione grafica di 3 o più coppie di valori (K, F)
(si applica il metodo stesso assumendo che i parametri di resistenza siano ridotti di un fattore pari ad F ed
ottenendo il relativo valore di K).
Per ridurre il numero delle incognite l’Autore ipotizza che lungo i lati della generica striscia sia mobilitata
per intero la resistenza tangenziale disponibile, in questo modo è possibile determinare il valore delle forze
interstriscia e dalle condizioni di equilibrio statico determinare il valore di Kc per il quale si attinge alla
condizione di rottura.
Con riferimento alla singola striscia e al sistema di forze agenti su di essa, come riportato in fig. 6.3.2.3.3.32, la condizione di equilibrio alla traslazione verticale fornisce:
N i cosα i + Ti senα i = Wi + X i +1 cosδ i +1 − X i cosδ i − Ei +1 senδ i +1 − Ei senδ i
(6.3-23)
mentre dall’equilibrio alla traslazione orizzontale si ottiene:
Ti cosα i − N i senα i = K cWi + X i +1 senδ i +1 − X i senδ i + Ei +1 cosδ i +1 − Ei cosδ i
(6.3-24)
inoltre per essa si può scrivere il criterio di rottura di Mohr-Coulomb nella forma:
Ti = (N i − U i ) tanϕ ' i +c' i bi secα i
(6.3-25)
Sarma ipotizza che lungo il piano di contatto tra strisce adiacenti sia attinta la condizione di equilibrio
limite; in tal modo si ottiene un coefficiente di sicurezza locale pari all’unità ed è possibile valutare le forze
normali interstriscia come il massimo taglio mobilitato Ti :
X i = (Ei − Pwi ) tanϕ 'i +c 'i d i
(6.3-26)
X i +1 = (Ei +1 − Pwi +1 ) tanϕ 'i +1 +c 'i +1 d i +1
(6.3-27)
219
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in cui :
ϕ ' rappresenta l’angolo d'attrito medio lungo il piano di scorrimento tra due strisce adiacenti;
c'
è la coesione media lungo il piano di scorrimento tra due strisce adiacenti;
d è la lunghezza del piano di scorrimento tra due strisce adiacenti;
Pw è la risultante della pressione dell’acqua dei pori agente sul piano di scorrimento tra due strisce
adiacenti.
Sostituendo le equazioni (6.3-25), (6.3-26) e (6.3-27) nelle (6.3-23) e (6.3-24) ed eliminando Ti, Xi, Xi+1 e Pi si
ottiene:
Ei +1 = ai − pi Kc + Ei ei
(6.3-28)
dove:
ai =
Wi sen(ϕ 'i −αi ) + Ri cos ϕ 'i + Si +1 sen(ϕ 'i −δ i +1 − α i ) − Si sen(ϕ 'i −δ i − αi )
cos ϕ 'i +ϕ 'i +1 −δ i +1 − α i sec ϕ 'i +1
pi =
Wi cos(ϕ 'i −α i )
cos ϕ 'i +ϕ 'i +1 −δ i +1 − α i sec ϕ 'i +1
ei =
cos ϕ 'i +ϕ 'i −δ i − α i sec ϕ 'i
cos ϕ 'i +ϕ 'i +1 −δ i +1 − α i sec ϕ 'i +1
(
(
(
)
)
(
)
)
con
Si = c ' i d i − Pwi tanϕ ' i
Ri = c' i bi secα i − U i tanϕ ' i
l’espressione (6.3-28) estesa ci consente di scrivere il legame esistente tra l’n-esimo termine e quello
successivo:
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En+1 = an − pn Kc + En en
(6.3-
29)
e più in generale, in maniera ricorsiva, ricordando che:
En = an−1 − pn−1 Kc + En−1en−1
si ottiene:
En+1 = (an + an−1en ) − ( pn + pn−1en )Kc + En−1en en−1
(6.3-30)
Estendendo questo processo ricorsivo a tutte le n strisce si giunge alla seguente espressione:
En+1 = (an + an−1en + an−2 en en−1 + ... ) − Kc ( pn + pn−1en + pn−2 en en−1 + ... ) + E1en en−1en−2 ...
che in assenza di carichi esterni (En+1=E1=0) fornisce:
Kc =
a n −1 + a n −2 en −1 + a n −3 en −1en −2 ....... + a1 en −1 en −2 ..... e3 e2
pn −1 + pn −2 en −1 + pn −3 en −1en −2 + ...... + p1en −1 en −2 ....... e3 e2
(6.3-31)
Una volta determinato il valore di K c è possibile determinare dalla relazione (6.3-28) tutti i valori di E i
dal valore noto E1 = 0 , successivamente dalle espressioni (6.3-26) e (6.3-27) si ottengono i valori delle Xi
ed infine, dalle equazioni (6.3-23) e (6.3-25) si ricavano i valori della forza normale totale Ni:
N i = (Wi + X i+1 cosδ i+1 − X i cosδ i − Ei+1sinδ i+1 + Ei sinδ i )cosϕ 'i sec(ϕ 'i −αi )
(6.3-32)
L’equazione (6.3-32) risolta ci consente poi di risalire al valore delle Ti tramite la (6.3-24).
Nella trattazione appena esposta sono state fatte n-1 assunzioni tra le Xi e le Ei. Per conoscere il punto di
applicazione delle forze interstriscia deve essere fatta un’ulteriore assunzione sui punti di applicazione delle
forze Ni o viceversa per determinare il punto di applicazione delle Ni si ritiene noto il punto di applicazione
delle Ei. In entrambi i casi occorrono altre n-1 assunzioni.
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L’equazione reggente è rappresentata dall’equazione di equilibrio dei momenti intorno al punto A fig.
6.3.2.3.3.3-2 dovuti alle forze agenti sulla i-esima striscia:
N i li − Wi (x gi − xi ) + K cWi (z gi − zi ) − X i +1bi sec α i cos(α i + δ i +1 ) + Ei +1 [ yi +1 + bi sec α i sen(α i + δ i +1 )] +
− Ei yi = 0
Da questa equazione è possibile determinare i punti di applicazione delle forze Ni (o Ei) iniziando dalla
prima striscia, per la quale si assume y1 = 0 e, successivamente, per tutte le altre fino all’ultima per la
quale si assume yn+1 = 0 .
Poiché la valutazione di K c dipende dall’assunzione fatta sui valori di δ i , alcune volte è richiesto il valore
di δ i critico ovvero quello che produce il più piccolo valore di K c . Per ottenere tale valore critico è
necessario incrementare o decrementare i valori di δ i dell’i-esimo punto, mantenendo costanti quelli degli
altri punti, determinando i valori di K c relativi fino a trovare quello minimo.
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6.3.2.3.3.4. Metodo dei cunei
Il metodo proposto fa riferimento ai casi in cui, per particolari condizioni cinematiche e/o fattori
predisponenti, la superficie di scorrimento possa ritenersi costituita da un serie continua di tratti planari
(fig. 6.3.2.3.3.4-1).
In particolare, suddividendo il volume di terreno potenzialmente instabile in una serie di blocchi più o meno
regolari, il fattore di sicurezza viene calcolato imponendo l’equilibrio in direzione orizzontale e verticale di
ciascun blocco. Per rendere il problema staticamente determinato è comunque necessario fare alcune
assunzioni sulle forze di contatto tra i cunei.
Con riferimento allo schema riportato in fig. 6.3.2.3.3.4-1 le incognite del problema sono:
-
le risultanti delle tensioni normali totali agenti sulla base del cuneo P1 e P2;
-
le risultanti delle tensioni tangenziali mobilitate agenti sulla base del cuneo T1 e T2;
-
la forza di interazione che si sviluppa al contatto tra i due cunei Z e la relativa inclinazione θ;
-
i fattori di sicurezza F1 e F2 relativi a ciascun blocco.
Poiché per ciascun blocco si dispone solo di due equazioni di equilibrio (in direzione verticale ed
orizzontale) e del criterio di rottura di Mohr-Coulomb espresso dalla relazione:
T = [C + (P − U ) tanφ ]
1
F
il problema risulta 2 volte staticamente indeterminato.
Si necessita pertanto di due assunzioni per rendere il problema determinato. Generalmente, la prima
riguarda l’inclinazione θ della forza di contatto, e la seconda il fattore di sicurezza assumendo per esso un
unico valore comune a tutti i blocchi. In questo modo il problema si risolve facendo ricorso al poligono delle
forze che agiscono sul sistema di blocchi. Operativamente si procede costruendo il poligono delle forze per
diversi valori del fattore di sicurezza fino a quando non risulta equilibrato.
6.3.2.3.3.5. Metodo di Newmark
Il tipo di analisi proposta da Newmark è una combinazione di procedure pseudo-statiche e considerazioni
dinamiche di base relative al moto del terreno. Sulla base di considerazioni di equilibrio sono ottenute le
equazioni che forniscono la porzione minima A di accelerazione di gravità necessaria a causare:
a) scorrimento su una superficie di rottura circolare;
b) scorrimento di un blocco su una superficie orizzontale;
c) scorrimento su una superficie piana inclinata.
Di seguito si esaminano, nello specifico, le tre situazioni dinanzi elencate pervenendo alla definizione di A.
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a) scorrimento su una superficie di rottura circolare
Con riferimento allo schema proposto in fig. 6.3.2.3.3.5-1a, si ipotizza che nel baricentro del volume di
terreno individuato dalla superficie di scorrimento agisca una forza di modulo AW inclinata di α,
corrispondente ad un’accelerazione costante pari ad A⋅g e che per valori costanti dell’accelerazione ed
inferiori a A⋅g non intervengano scorrimenti.
Per un qualunque valore A’⋅g, corrispondente ad un input dinamico, è possibile definire un fattore di
sicurezza dinamico F’ tale che risulti:
F ' = 1 ⇔ A' = A
Quando A’=0 il fattore di sicurezza dinamico F’ diventa pari ad F definito come il rapporto tra il momento
generato dalle forze resistenti lungo la superficie di scorrimento e il momento Wb dovuto al peso del
volume di terreno che si instabilizza.
In condizioni statiche l’andamento delle tensioni tangenziali τ risulta incognito, tuttavia è noto il momento
risultante ad esse dovuto il quale è dato da:
Wb = R∑τds
(6.3-33)
pertanto, assumendo che in condizioni dinamiche la resistenza tangenziale disponibile coincida con la
coesione non drenata cu, il fattore di sicurezza dinamico può essere definito come:
F=
R ∑ cu ds
=
R ∑τds
∑ c ds
∑τds
u
Una stima approssimata di A può ottenersi eguagliando il momento instabilizzante al momento resistente:
Wb + AWh = R∑ cu ds
(6.3-34)
infatti, risolvendo rispetto ad A e sostituendo l’espressione (6.3-33) si ottiene:
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
A=
b  ∑ cu ds 
b

− 1 = (F − 1)

h  ∑τds
h

(6.3-35)
Nel caso in cui A’ risulti diverso da zero, la definizione di F’ è analoga a quella data per F pertanto si
perviene alla seguente relazione:
R∑ cu ds = F ' (Wb + A'Wh )
(6.3-36)
che eguagliata alla (6.3-34) fornisce:
A = A' F '+(F '−1)
b
h
(6.3-37)
che nell’ipotesi di input dinamico orizzontale, come spesso si assume nelle procedure convenzionali, può
riscriversi come:
A = A' F '+(F '−1) tan β
Poiché la ricerca è mirata all’individuazione del minimo valore di A per tutte le possibili superfici di
scorrimento, e poiché tale valore non necessariamente occorre in corrispondenza della superficie che
presenta il minimo valore di F, l’utilizzo dell’espressione (6.3-37) porta a soluzioni più accurate rispetto a
quelle fornite dalla relazione (6.3-35).
b) scorrimento di un blocco su una superficie orizzontale
Nel caso di blocchi che scorrono lungo superfici orizzontali l’espressione del fattore di sicurezza dinamico
viene formulata in termini di equilibrio delle forze anziché dei momenti. Con riferimento a quanto riportato
in fig. 6.3.2.3.3.5-1b, in condizione di equilibrio statico lungo la superficie individuata dalla traccia z-z le
tensioni tangenziali possono ritenersi trascurabili, e l’unica azione perturbatrice agente sul sistema è
rappresentato dall’accelerazione orizzontale costante A⋅g.
La massima resistenza tangenziale che può essere mobilitata in condizioni sismiche è rappresentata dalla
coesione non drenata cu, pertanto dall’equilibrio delle forze risulta:
AW = ∑ cu ds
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ossia A =
∑ c ds
u
W
c) scorrimento su una superficie piana inclinata
Per terreni incoerenti e altamenti permeabili, caratterizzati da una superficie di scorrimento planare (fig.
6.3.2.3.3.5-1c) si è trovato che la condizione più sfavorevole alla stabilità si attinge in corrispondenza del
piano passante per la superficie topografica del pendio.
Sotto queste ipotesi l’angolo che la forza peso W forma con il piano di scorrimento è θ, pertanto il fattore di
sicurezza allo scorrimento in condizioni di equilibrio statico è dato da:
F=
W cos θ tan φ tan φ
=
W sen θ
tanθ
essendo φ l’angolo di attrito del materiale costituente il pendio.
In presenza di azioni dinamiche l’equilibrio delle forze fornisce l’espressione:
( A + senθ )W = W cosθ tanφ
dalla quale si ottiene:
A = cos θ tanφ − sen θ
che, dividendo il tutto per senθ ed esplicitando rispetto ad A, fornisce in definitiva:
A = (F − 1)sen θ
6.3.3 Modellazione delle instabilità per spostamenti cumulati
6.3.3.1. Generalità
Nelle situazione in cui l’instabilità di pendio si determina per criticità del campo di spostamenti, in
presenza di una superficie di rottura parzialmente o completamente formata, o per movimento del pendio,
determinata da un campo di spostamenti condizionato in maniera rilevante dai processi di deformazione
che interessano tutto il volume geotecnicamente significativo, occorre ricorrere per la modellazione,
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finalizzata alla valutazione della pericolosità, a procedure di calcolo che consentano di valutare il campo di
deformazioni, e quindi gli spostamenti nel volume geotecnicamente significativo, al variare delle condizioni
che modificano il campo delle tensioni.
Per poter ottenere i risultati delineati sono state sviluppate negli ultimi decenni tecniche di analisi basate
sulla modellazione numerica (Duncan ,1996; Griffiths et al.,1999), che possono essere applicate ai più
complessi problemi di geotecnica. Essi possono far riferimento, principalmente, al metodo agli elementi
finiti (FEM) o al metodo alle differenze finite (FDM), i quali permettono la risoluzione di equazioni
differenziali parziali attraverso la discretizzazione di queste equazioni nelle loro dimensioni spaziali. Tale
discretizzazione viene effettuata su piccole regioni di forma arbitraria (anche se nella maggior parte dei casi
risultano avere forma triangolare e/o quadrangolare) dotati di caratteristiche significative uguali a quelle
dell’insieme nel quale si esegue l’integrazione e che vanno a costituire, nel loro insieme, la cosiddetta mesh.
I suddetti metodi, pur giungendo alle stesse equazioni risolutive, presentano delle differenze sostanziali
nella definizione delle stesse. Infatti contrariamente al FEM, nel metodo alle differenze finite le variabili di
campo non vengono approssimate nel singolo elemento da funzioni specifiche definite a priori, ma la
definizione dell’incognita nell’intervallo di tempo viene linearizzata; inoltre, la deformazione, e di
conseguenza la sollecitazione, è assunta costante all’interno di ogni elemento di discretizzazione spaziale
ed infine, non è necessario costruire una matrice di rigidezza globale del problema in esame. Quanto detto,
suggerisce l’opportunità di utilizzare l’uno o l’altro metodo a seconda delle esigenze: ad es. nei sistemi di
tipo lineare o in problemi di piccole deformazioni il metodo FEM risulta più efficace rispetto al FDM con
risolutore esplicito; allo stesso modo in problemi di geotecnica ed ingegneria delle rocce il metodo alle
differenze finite è più competitivo del FEM in quanto non richiede lunghi e dispendiosi processi iterativi
(Cundall, 2005)
Lo svolgimento di analisi tensioni-deformazioni consente di portare in conto i condizionamenti strutturali
(Agliardi et al., 2001), le caratteristiche morfologiche e di fratturazione (Bachmann et al., 2009), l’effetto
dello scioglimento dei ghiacci e l’oscillazione del livello di falda (Forlati et al., 2001, Frattini et al., 2004),
nonché comportamenti del materiale tempo-dipendenti (oltre che ovviamente, comportamenti
perfettamente elastici ed elasto-plastici) ( Gullà et al., 2008).
I numerosi esempi di casi di studio trattati nella letteratura mostrano che, nella maggior parte dei casi, si
ottiene una buona congruenza tra i risultati ottenuti dalla modellazione ed il caso reale. La qualità dei
risultati conseguiti è fortemente condizionata dalla qualità degli studi geologico-geomorfologici,
dall’adeguatezza delle indagini, dei monitoraggi e delle analisi svolte per definire lo schema geotecnico del
pendio instabile, di supporto alla scelta più indicata della procedura di calcolo e, quindi, della definitiva
individuazione del modello geotecnico.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
La complessità della problematica in esame rende in generale necessario il ricorso ad analisi di sensitività,
per poter calibrare opportunamente i parametri che è necessario utilizzare per la modellazione con le
procedure tensioni-deformazioni. Le inevitabili incertezze del modello, dovute alla variabilità dei dati ed alla
complessità intrinseca del problema, ha stimolato recenti sviluppi in campo teorico e computazionale che
hanno condotto alla messa a punto di diversi metodi utili in tal senso. Peschl & Schweiger (2004), ad
esempio, hanno applicato ad un problema geotecnico, il Random Set Method, che permette di poter
rappresentare analiticamente le incertezze. Tale metodo può essere visto come la generalizzazione della
teoria della probabilità e dell’analisi degli intervalli e i risultati che essi hanno ottenuto ne hanno
confermato la validità.
Importanti condizionamenti della modellazione possono essere determinati dalla definizione della mesh
con la quale il modello viene discretizzato, in particolare, quando si ha a che fare con il comportamento
rammollente di terreni saturi caratterizzati da deformazioni localizzate. In casi del genere, per ovviare ai
problemi numerici, spesso si ricorre al modello di Cosserat, ma nel tempo è stata dimostrata (Murakami et
al. 2001) anche l’appropriatezza delle procedure cosiddette “meshless” rientranti nella categoria dei
Metodi degli Elementi Diffusi (DEM), proposta da Nayroloes et al. (1994). Esempio di tali procedure è l’
EFGM sviluppata da Belytschko et al. (1994. La differenza principale tra il metodo FE e l’EFGM risiede nel
fatto che quest’ultimo non richiede informazioni circa la “connettività” tra la mesh e i nodi. Dal punto di
vista della formulazione numerica invece, le “funzioni forma” dei due metodi sono diverse, ma presentano
le stesse formulazioni deboli.
Risultati ancora più soddisfacenti si possono ottenere con l’approccio di calcolo in esame sviluppando
modelli tridimensionali, in grado di portare in conto lo sviluppo spaziale proprio del pendio (Bachmann et
al., 2009; Agliardi & Crosta, 2003).
In generale le procedure che consentono un’analisi tensioni-deformazioni richiedono in input dati di più
complessa definizione rispetto a quelli necessari per condurre un’analisi in termini di equilibrio limite. In
particolare, i parametri necessari dipendono dal legame costitutivo che si ritiene di dover utilizzare per
simulare il comportameno al finito del/i geomateriale/i che costituiscono il pendio instabile. Nell’ipotesi si
ritenga che il comportamento del/i geomateriale/i sia di tipo elastico-perfettamente plastico è necessario
introdurre parametri quali il peso per unità di volume naturale (e saturo, qualora ci si trovi in presenza di
falda), angolo di attrito e coesione dei vari strati costituenti il modello, nonché il modulo di elasticità E ed il
modulo di Poisson ν (o in alternativa il modulo di elasticità tangenziale G ed il modulo di compressibilità K).
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6.3.3.2. Procedure che utilizzano i Metodi degli Elementi Finiti
Nelle procedure di calcolo che utilizzano metodi agli elementi finiti il mezzo continuo viene suddiviso in un
certo numero di elementi (di volume), ognuno dei quali è costituito da un certo numero di nodi. Ogni nodo
possiede un numero di gradi di libertà che corrisponde ai valori delle incognite del problema al contorno
che si vuole risolvere.
Considerando il problema della deformazione, ad esempio, i gradi di libertà corrispondono alle componenti
di spostamento. All’interno di ogni elemento il campo di spostamenti u si ottiene dai valori nodali discreti
nel vettore v usando le funzioni di interpolazione assemblate nella matrice N :
u = N∙v
(6.3-38)
Le funzioni di interpolazione nella matrice N sono spesso chiamate “shape functions”.
Se si considera la relazione cinematica:
ε = L∙u
che lega le sei componenti di deformazione (ε) alle tre componenti di spostamento (u) mediante la matrice
differenziale L, la cui trasposta è di seguito indicata:
LT=
e si sostituisce la (6.3-38) (1) al suo interno, si ottiene:
ε=L∙N∙v=B∙v u
(6.3-39)
In cui B è la matrice di interpolazione di deformazione, che contiene le derivate spaziali delle funzioni di
interpolazione. Utilizzando le relazioni (6.3-38) e (6.3-39), nella loro forma differenziale è possibile scrivere
la condizione di equilibrio, anch’essa in forma discreta:
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∫B∙T∆σ∙dV = ∫NT∙pi∙dV + ∫NT∙ti∙dS - ∫BT∙ σi-1∙dV
(6.3-40)
Il primo ed il secondo termine a destra del simbolo di uguaglianza rappresentano il vettore forza esterna
corrente, mentre l’ultimo termine rappresenta il vettore reazione interna allo step precedente. La
differenza tra il vettore delle forze esterne e il vettore delle reazioni interne sarà bilanciata dall’incremento
di tensione ∆σ.
La relazione tra gli incrementi di tensione e gli incrementi di deformazione è in genere non lineare. Di
conseguenza, non è possibile calcolare direttamente gli incrementi di deformazione ma bisogna ricorrere
ad una procedura di iterazione globale che soddisfi l’equazione di equilibrio (6.3-40) (5) in ogni punto del
materiale. Tale processo può essere scritto come segue:
Kj δvj = fiex – fj-1in
In cui K è una matrice di rigidezza, δv è il vettore spostamenti incrementali, fex è il vettore forze esterne e fin
è vettore delle reazioni interne, l’indice i si riferisce al numero di step mentre l’indice j al numero di
iterazioni.
La matrice di rigidezza K descrive il comportamento del materiale in maniera approssimata, nella sua forma
più semplice rappresenta una risposta elastico-lineare. In questi casi la matrice di rigidezza può essere
formulata come segue:
K = ∫BTDeBdV
L’uso di una matrice di rigidezza elastica fornisce una procedura iterativa robusta finchè la rigidezza del
materiale non cresce, anche quando si usano modelli di plasticità non associati. Tecniche speciali come il
controllo della lunghezza dell’arco (Riks, 1979), possono essere usate per migliorare il processo di
iterazione.
Le procedure di calcolo agli elementi finiti, che consentono di completare il modello geotecnico di pendii
interessati da instabilità determinate per criticità del campo di spostamenti o per movimento del pendio,
sono ormai numerose, affidabili e ben documentate. Fra quelli più diffusi e considerati in ambito tecnicoscientifico si ricorda PLAXIS (AA.VV., 2008)
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6.3.3.3. Procedure che utilizzano i Metodi delle Differenze Finite
Nelle procedure di calcolo che utilizzano i metodi delle differenze finite, al mezzo (nel caso di interesse
pendio), è “sovrapposta” una griglia di discretizzazione, ma l’analisi svolta è di tipo lagrangiano. Ciò significa
che gli spostamenti incrementali sono sommati alle coordinate in modo tale che la griglia si possa muovere
e deformare conformemente al materiale che essa rappresenta e poiché non è necessario costruire una
matrice di rigidezza globale è molto semplice aggiornare le coordinate ad ogni timestep in termini di grandi
deformazioni. Al contrario, in una formulazione di tipo “euleriano” il materiale si muove e si deforma
relativamente ad una griglia fissa; la legge costitutiva ad ogni step è fornita in termini di piccole
deformazioni, che comunque equivalgono a grandi deformazioni su molti passi.
Per quanto riguarda la formulazione matematica la soluzione del corpo solido richiede la conoscenza delle
equazioni del moto e dei legami costitutivi.
Nella sua forma più semplice, l’equazione del moto lega l’accelerazione, du / dt , di una massa, m , alla
forza applicata, F (che può variare nel tempo), con una relazione del tipo:
m
du
=F
dt
che, per un corpo solido diventa:
ρ
∂u i ∂σ ij
=
+ ρg i
∂t
∂x j
dove:
ρ
= densità di massa;
t
= tempo;
xj = componente del vettore posizione;
gi = componente dell’accelerazione gravitazionale;
σij = componente del tensore tensioni.
Il legame costitutivo è, invece, fornito dalla relazione:
σ ij = M (σ ij , eij , k )
(6.3-41)
dove:
M( ) = funzionale della legge costitutiva;
eij =
k
1  ∂u i ∂u j 
+

 , componente del tensore deformazioni, con u i componente di velocità;
2  ∂x j ∂xi 
= parametro che rappresenta la storia di carico del materiale e che, a seconda del tipo di
materiale può essere presente o meno.
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E’ ovvio che il legame costitutivo assume formulazioni diverse per i diversi materiali.
Esiste, poi, un altro contributo al tensore delle tensioni, dovuto alle rotazioni finite di una generica zona in
un dato timestep: le componenti di tensione riferite ad un fissato sistema di riferimento cambiano quindi
secondo la seguente:
σ ij = σ ij + (ωik σ kj − σ ik ωkj )∆t
(6.3-42)
in cui:
1  ∂u i ∂u j 
−

2  ∂x j ∂xi 
ωij = 
Sul contorno di un solido possono essere applicati sia degli spostamenti che delle tensioni. In particolare, gli
spostamenti sono forniti in termini di velocità prefissate in determinati punti della griglia. A partire dalle
tensioni al contorno, le forze sono così calcolate:
Fi = σ ijb n j ∆s
dove nj è il vettore normale uscente dal segmento di contorno e Δs è la lunghezza dello stesso segmento sul
quale agisce la tensione σ ijb .
Per quanto riguarda la generazione del modello del corpo solido, bisogna realizzare una maglia composta
da elementi quadrilateri, che in alcune procedure di calcolo sono suddivisi in due triangoli sovrapposti
caratterizzati da deformazioni costanti
Le equazioni alle differenze finite sono ricavate per ogni triangolo a partire dalla formulazione generalizzata
del teorema della divergenza di Gauss, secondo il quale:
∫ n fds = ∫
S
i
A
∂f
dA
∂xi
(6.3-43)
dove:
∫
A
= integrale lungo il contorno di una superficie chiusa;
ni = vettore normale alla superficie S;
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f
= scalare, vettore o tensore;
xi
= vettore posizione;
ds = lunghezza di un arco infinitesimo;
∫
A
= integrale sulla superficie di area A.
La forma alle differenze finite della (6.3-43) risulta essere:
<
∂f
1
>= ∑ < f > ni ∆s
∂xi
A S
(6.3-
44)
in cui:
<
∂f
> è il valore medio del gradiente di f;
∂xi
Δs è la lunghezza di un lato del triangolo e la sommatoria è estesa a tutti e tre i lati;
<f> è il valor medio di f sul lato considerato.
La relazione (6.3-44) per ogni sottozona triangolare permette di scrivere le percentuali di deformazione in
termini di velocità nodali, semplicemente sostituendo il vettore velocità media al posto della variabile f,
ottenendo di conseguenza:
∂u i
1
≅
∑ (ui(a) + ui(b) )n j ∆s
∂x j 2 A S
eij =
(6.3-45)
1  ∂u i ∂u j 
+


2  ∂x j ∂xi 
(6.3-46)
essendo le sommatorie estese ai lati della sottozona triangolare, e (a) e (b) due nodi consecutivi sul lato. Le
equazioni (6.3-45) e (6.3-46) possono essere utilizzate per determinare tutte le componenti del tensore
deformazioni percentuali a partire dalle velocità nodali, analogamente può essere costruito il tensore
deformazioni sostituendo gli spostamenti nodali alle velocità.
Nell’analisi delle deformazioni piane , la massima deformazione da taglio, γ, è definita come:
γ =
(
1
(exx − e yy )2 + 4exy2
2
)
1
2
233
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
L’uso di elementi triangolari nella discretizzazione permette di eliminare il problema della deformazione a
clessidra che si può verificare nel caso di discretizzazione con elementi quadrilateri. Infatti, per elementi
con più di tre nodi si verifica una combinazione di spostamenti nodali che non produce deformazioni né
forze opposte. L’effetto risultante è quello di avere deformazioni concordi con direzioni alterne. Tuttavia,
nei problemi di flusso plastico, è possibile utilizzare anche degli elementi di forma quadrilatera sui quali le
componenti isotropiche di tensioni e deformazioni rimangano costanti, mentre le componenti deviatoriche
sono trattate separatamente per ogni sub-elemento triangolare. Questa procedura, indicata con il nome
“discretizzazione mista”, permette di risolvere problemi di incompressibilità locale della mesh nel caso di
flusso plastico ( i quali sono la causa delle deformazioni a clessidra).
Utilizzando il legame costitutivo (6.3-41) e la sua correzione per mezzo delle rotazioni infinitesime(6.3-42) si
ricava un nuovo tensore delle tensioni a partire dal tensore delle deformazioni percentuali. La
discretizzazione mista è nuovamente chiamata in causa, ma facendola agire sulle tensioni, in modo da
bilanciare le tensioni isotropiche tra ogni coppia di triangoli, usando come peso l’area degli stessi:
σ
(a)
0
=σ
(b )
0
=
σ 0( a ) A( a ) + σ 0(b ) A(b )
A( a ) + A(b )
dove:
σ 0a è la tensione isotropica nel triangolo (a);
A(a) è l’area del triangolo (a).
Per lo schema esplicito utilizzato da alcune procedure di calcolo la legge costitutiva è consultata solamente
una volta per zona e per timestep. Non sono necessarie iterazioni poiché il timestep è così piccolo che le
informazioni non possono fisicamente propagarsi da un elemento all’altro al suo interno.
Una volta determinate le tensioni, si passa al calcolo delle forze equivalenti applicate ai nodi. Le tensioni in
ogni sottozona triangolare agiscono come tensioni sui lati dei triangoli e ogni trazione è assunta equivalente
alle due forze (uguali) agenti alle due estremità del corrispondente lato. Per cui in ogni nodo sono presenti
due contributi di forze ( una per ogni lato convergente nel nodo). Si ha allora:
1
Fi = σ ij (n (j1) S (1) + n (j2) S ( 2) )
2
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Si ricorda che ogni elemento quadrilatero è composto da due coppie di triangoli, quindi, all’interno di ogni
coppia le forze presenti su ogni nodo vengono sommate tra loro, mentre il contributo alle forze nodali per
ogni quadrilatero viene calcolato come la media delle forze derivanti da entrambe le coppie.
Il vettore della forza nodale netta in ogni nodo è dato dalla somma delle forze agenti su tutti i quadrilateri
adiacenti. Tale vettore include il contributo dei carichi applicati ed il contributo della forza di gravità.
Quest’ultima è fornita dalla relazione:
Fi ( g ) = g i mg
dove mg è la massa gravitazionale concentrata nel nodo e calcolata come la somma di un terzo della massa
dei triangoli connessi dallo stesso nodo.
Se il corpo si trova in condizioni di equilibrio o di flusso stazionario, il termine ΣFi è nullo, in caso contrario il
nodo subirà un’accelerazione fornita dalla seconda legge del moto espressa nella forma alle differenze
finite:
u it + ∆t / 2) = u it −∆t / 2) + ∑ Fi (t )
∆t
m
in cui l’apice sta ad indicare il tempo rispetto al quale è valutata la variabile.
Anche le procedure di calcolo che utilizzano i metodi delle differenze finite sono ben collaudate ed
affidabili, ma sono meno diffuse commercialmente rispetto a quelle che utilizzano gli elementi finiti. Fra le
procedure alle differenze finite è apprezzata in ambito tecnico-scientifico quella denominata FLAC (Cundall,
2005). La procedura richiamata utilizza una formulazione esplicita alle differenze finite, che compie analisi
di tipo lagrangiano e lavora in campo bidimensionale e tridimensionale, simulando il comportamento di
strutture costituite da terreno, rocce o altri materiali. Questi materiali sono rappresentati da elementi o
zone piane nel caso bidimensionale, che vanno a costituire una griglia la quale può essere all’occorrenza
modificata in modo da renderla più conforme alla struttura che si vuole modellare. Ogni elemento si
comporta secondo una determinata legge tensioni-deformazioni, lineare o non-lineare, in risposta alle
forze applicate e alle condizioni al contorno. Il materiale può cedere e fluire e la griglia può deformarsi e
muoversi conformemente al materiale. Lo schema di calcolo lagrangiano esplicito e la tecnica della
discretizzazione mista assicurano una corretta modellazione del collasso plastico. Inoltre, poiché non
vengono costruite matrici, i calcoli sia in ambito 2D che 3D non richiedono eccessive capacità di memoria.
FLAC possiede diverse caratteristiche fra le quali si annoverano:
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• elementi di interfaccia per simulare piani distinti lungo i quali possono verificarsi scivolamenti e/o
separazioni;
• modalità plane- strains, plane- stress e geometria assisimmetrica;
• modellazione di falde e consolidamenti con il calcolo automatico della superficie freatica;
• modellazione di elementi strutturali per simulare appoggi strutturali (ad esempio tunnel o pali di
fondazione);
• capacità di analisi dinamica ;
• modelli viscoelastici e viscoplastici;
I metodi alle differenze finite consentono di ricercare in maniera semplice la soluzione numerica di
un’equazione o di un sistema di equazioni differenziali, ossia dei valori approssimati della soluzione in un
numero discreto di valori della variabile indipendente. Con questi metodi, ogni derivata del sistema di
equazioni che regge il problema è direttamente sostituita da un’espressione algebrica scritta in termini di
variabili di campo ( ad es., tensioni o spostamenti) in punti discreti dello spazio.
In particolare, la sequenza di calcolo incorporata in FLAC è mostrata in figura 6.3.3.3-1.
La procedura FLAC richiama innanzitutto le equazioni del moto che, a partire dalle tensioni o dalle forze,
calcola nuovi valori delle velocità e degli spostamenti. Quindi, dalle velocità ricava le aliquote di
deformazione, che a loro volta vengono utilizzate per determinare i nuovi valori delle tensioni. E’
importante sottolineare che ogni box in figura aggiorna tutte le sue variabili di griglia a partire dai valori
noti, che rimangono fissi finchè il controllo si trova all’interno del box stesso. Ad esempio, il box in basso
prende il sistema di velocità già calcolato e, per ogni elemento, calcola le nuove tensioni. Si assume che le
velocità rimangano “congelate” per le operazioni che vengono svolte all’interno del box: cioè, gli ultimi
valori di tensione calcolati non influenzano il valore delle velocità. Tutto ciò può sembrare irragionevole
perché è noto che se la tensione varia in un punto, questa variazione influenzerà i punti adiacenti
modificando quindi il valore delle velocità. Tuttavia, scegliendo un timestep molto piccolo questo tipo di
informazioni non può passare da un elemento all’altro ( infatti ogni elemento possiede una determinata
velocità di propagazione delle informazioni). Per cui, finchè un ciclo occupa un timestep, l’assunzione che le
velocità rimangano “congelate” è giustificata. Naturalmente, dopo un certo numero di cicli il disturbo può
propagarsi attraverso diversi elementi, così come avverrebbe fisicamente.
Questo modo di procedere (che permette di definire il metodo utilizzato “esplicito”) presenta molti
vantaggi fra cui il più importante è sicuramente quello di non avere a che fare con un processo di tipo
iterativo ( cosa che invece influenza i metodi alle differenze finite impliciti). Tuttavia, il lato negativo dei
metodi espliciti è che avendo definito piccoli timestep, occorrerà un elevato numero di step per completare
il processo.
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LOTTO 01_RELAZIONE finale 03 – Metodologie pericolosità
Alcuni esempi di analisi tensioni-deformazioni, condotte con metodi alle differenze finite, sono state
condotte da Agliardi et al. (2001), Bachmann et al.(2009), Forlati et al. (2001), Gullà et al.(2004a,b),
Hürlimann et al. (2006), solo per citarne alcuni . In particolare i lavori di Gullà et al. (2004a,b) sono relativi
ad instabilità di pendio tipiche e ad elevato impatto, presenti in contesti rappresentativi del territorio
calabrese.
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Figura 6.3.3.3-1- Ciclo del calcolo esplicito di base (da Cundall, 2005).
dx
X+dX
P'w
X
dW
E'
y-h
E'+dE'
Pw+dPw
y+dy-(y't+dy't)
y+dy-(h+dh)
y-y't
α
dy
dS
dN'
dPp
Fig. 6.3.2.3.2.1-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Morgenstern & Price.
f
O
R
a
W
EL
XR
XL
ER
l
T
α
P
Fig. 6.3.2.3.2.2-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo GLE.
b
QL
h
W
W
T
β
h
W
QR
z
P
d
W
β
Fig. 6.3.2.3.3.1-1 – Schema di riferimento per la verifica a pendio indefinito
b
EL
XL
W
αt
ht
l
T
XR
ER
α
P
Fig. 6.3.2.3.3.2-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Janbu completo.
KC
K
0
1
F
F
Fig. 6.3.2.3.3.3-1– Diagramma F-KC ottenuto mediante applicazione del metodo di Sarma.
KcWi
Xi
yi
Ei
δi
Wi
A(xi, zi)
Xi+1
Ei+1
(xgi, zgi)
δi+1
yi+1
Ti
αi
Ni
l
i
bi
Fig. 6.3.2.3.3.3-2 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Sarma.
2
1
Z
W1
θ
θ
W 2 T2
Z
P2
T1
P1
Fig. 6.3.2.3.3.4-1 – Esempio applicativo del metodo dei cunei.
b
a)
θ
h
R
ds
W
AW
cU
b)
AW
ds
z
W
z
cU
c)
AW
W
θ
Fig. 6.3.2.3.3.5-1 – Schemi di riferimento per la formulazione del metodo di Newmark.
O
α
R
W
ZL
l
ZR
T
P
Fig. 6.3.2.3.1.1.1-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Fellenius.
O
α
R
W
EL
l
ER
T
P
Fig. 6.3.2.3.1.1.2-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Bishop semplificato.
W
EL
ER
l
T
α
P
Fig. 6.3.2.3.1.2.1-1 – Schema di riferimento per la formulazione del metodo di Janbu semplificato.
Fig. 6.3.2.3.1.2.1-2 – Fattore di correzione f0 utilizzato per il metodo di Janbu semplificato (da Janbu et al.,
1956).
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6.4. Modellazione della propagazione dei movimenti in massa rapidi
(Iovine G.)
6.4.1. Premessa
Negli ambiti territoriali spesso diffusamente antropizzati del nostro Paese, serie condizioni di rischio sono
frequentemente indotte per l’esposizione a processi gravitativi di trasporto in massa noti come colate
detritico–fangose (nel seguito, per brevità “colate”), nonché a fenomeni di caduta massi o a frane da crollo
in roccia (nel seguito, per brevità “crolli”). Tralasciando in questa sede gli aspetti inerenti alla diffusione
territoriale di tali fenomeni, e quindi alla loro analisi a scala areale in termini di fattori causali, occorre
sottolineare come essi tendano ad originarsi in contesti geomorfologici talvolta contigui, fin dalle porzioni
più interne dei bacini idrografici, e manifestino spesso un aumento progressivo dell’intensità lungo il
percorso. I materiali mobilizzati dai suddetti fenomeni possono accumularsi alla base dei versanti,
originando per coalescenza laterale estesi accumuli colluviali (talus), o incanalarsi e propagarsi per distanze
anche considerevoli, determinando la formazione depositi detritici piano-convessi (conoidi).
La caduta massi riguarda il distacco, da pareti molto acclivi o aggettanti, di un frammento - o di un numero
limitato di frammenti - di roccia, per un volume complessivo modesto (per convenzione, non superiore a
105 m3 – cfr. Evans & Hungr, 1993). Inizialmente, il moto del materiale tende ad essere prevalentemente
condizionato dall’accelerazione gravitazionale, secondo una traiettoria di caduta libera priva di significative
interazioni con il versante e con eventuali altri frammenti in moto. Alla base del versante (o in
corrispondenza di una rottura concava di pendenza intermedia), il moto può manifestarsi attraverso una
serie di urti e di rimbalzi, rotolamenti, scivolamenti, variamente alternati, fino all’arresto. Durante il
tragitto, si possono registrare diverse transizioni dall’uno all’altro dei suddetti tipi di moto, in funzione della
forma del versante su cui il fenomeno si propaga.
I casi caratterizzati da maggior volume e/o numero di frammenti vengono denominati frane da crollo
(Varnes, 1978; Rochet, 1987). Con l’aumentare del volume e/o del numero di frammenti coinvolti, le
interazioni tra le parti in movimento tendono a non essere più trascurabili, e cambiano i meccanismi di
dissipazione dell’energia, con conseguenze sulla dinamica e sulla capacità di propagazione dei fenomeni,
come pure sulle caratteristiche geomorfologiche e su quelle stratigrafiche dei depositi. Nelle porzioni iniziali
del tragitto, le modalità di distacco e di propagazione delle frane da crollo non si differenziano
sostanzialmente da quelle della caduta massi: in generale, le zone di origine sono ubicate su versanti
subverticali o aggettanti, ed il percorso iniziale avviene ca. per caduta libera (o scivolamento su piani molto
inclinati, oltre i 45-55° - cfr. Erismann & Abele, 2001), con velocità “estremamente rapide” (v>5 m/s – fino
ad alcune decine di metri al secondo). Nelle parti mediane e distali, i fenomeni tendono invece a propagarsi
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in massa, attraverso una serie complessa di interazioni col versante e con notevole disgregazione. A causa
degli impatti, la copertura detritica presente sul versante può essere in parte destabilizzata ed “erosa” dal
fenomeno gravitativo, ed inglobata nella massa in movimento, con conseguente incremento di volume. Per
volumi considerevoli, le frane da crollo mostrano una transizione verso fenomeni da flusso, con elevate
capacità di propagazione.
Per quanto sopra detto, i diversi tipi di fenomeni da crollo sopra citati necessitano di metodi di analisi
differenti, sia riguardo allo studio delle caratteristiche delle zone di innesco che delle modalità di
propagazione e di arresto. In generale, a causa dei loro peculiari caratteri dinamici, i crolli presentano
un’elevata capacità distruttiva. Tra le più comuni cause di innesco, si ricordano gli eventi sismici, le
esplosioni/vibrazioni (anche artificiali), le precipitazioni intense, i cicli gelo-disgelo, l’alterazione progressiva
delle rocce, e le modificazioni antropiche dei versanti (Wieczorek, 1996). Relativamente ai fattori
predisponenti, risulta fondamentale la presenza di versanti sub-verticali o sufficientemente acclivi, e di
discontinuità opportunamente orientate negli ammassi rocciosi per favorire il rilascio dei volumi nelle zone
“sorgenti”.
Relativamente alle colate, esse possono generarsi in diversi modi e propagarsi con caratteristiche anche
molto differenti in funzione delle peculiarità geomorfologiche e litologiche del territorio, oltre che dei
caratteri dell’evento innescante. Si tratta di processi molto complessi, almeno quanto le grandi frane da
crollo. I metodi di analisi e gli approcci per la diminuzione (riduzione/mitigazione) del rischio che sono stati
proposti negli anni risultano alquanto diversificati (cfr. es. Jakob & Hungr, 2005; Fell et al., 2008), e sono
caratterizzati da interessanti potenzialità ma anche limitazioni e punti di debolezza.
La genesi delle colate può ricondursi alla trasformazione graduale di un flusso idrico newtoniano in un
flusso iper-concentrato, e quindi in una colata, per aumento progressivo della frazione solida trasportata
per erosione del materiale detritico disponibile lungo il tragitto (Takahashi, 1981). Tali casi sono favoriti
dalla disponibilità di materiale erodibile e dagli incendi (Cannon & Gartner, 2005), e si verificano
solitamente in occasione delle prime precipitazioni che seguono la stagione secca. In altri casi, l’origine
delle colate ha carattere più istantaneo, per collasso di sbarramenti temporanei (Papageorgiou et al., 1997)
nei settori più interni del bacino, con mobilizzazione improvvisa del detrito che si unisce al volume idrico
accumulato a monte dello sbarramento, ed al ruscellamento (se presente). Un altro meccanismo, piuttosto
frequente, è legato alla trasformazione di una frana p.d., per fluidificazione progressiva, in colata
(Campbell, 1974; Ellen & Fleming, 1987): in genere tali fenomeni sono del tipo “scorrimento di terreno” ed
interessano all’origine qualche metro cubo di detrito, solitamente poco coerente e saturo. In funzione dei
caratteri geomeccanici e morfologici, essi possono propagarsi per lunghe distanze, inglobando materiale
(vegetazione, blocchi di roccia, manufatti, ecc.) lungo il tragitto. In presenza di contesti morfologici
adeguati, porzioni secondarie di corpi franosi di più vaste dimensioni o interi corpi franosi possono
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collassare, generando fenomeni catastrofici da flusso (Scott et al., 2001; Hungr et al., 2001). In condizioni di
sollecitazione dinamica (es. terremoti, esplosioni, vibrazioni) o a seguito di rapidi sovraccarichi o di impatti
sul versante, i materiali di copertura, specie se incoerenti ed in condizioni prossime alla saturazione,
possono destabilizzarsi ed originare direttamente fenomeni di colata (Hutchinson and Bhandari, 1971;
Youd, 1992). Ancora in altri casi, si può assistere alla liquefazione spontanea di materiali sciolti per
incremento del contenuto d’acqua ed annullamento progressivo della resistenza dovuta alla suzione
(Lefebvre, 1995).
Le velocità di propagazione delle colate variano in genere da “rapide” (v>1.8 m/h) ad “estremamente
rapide” (v>5 m/s – fino ad alcune decine di metri al secondo). Tali fenomeni presentano quindi un’elevata
capacità distruttiva, e possono percorrere tratti in contro–pendio o superare ostacoli morfologici (Pierson &
Costa, 1987). In conseguenza del processo di presa in carico di materiale lungo il tragitto, i volumi di detrito
depositati nelle zone di recapito – ubicate talvolta ad alcuni chilometri di distanza dalle zone di origine –
possono superare anche di diversi ordini di grandezza i valori iniziali (Hungr, 2004).
Come già accennato, tra le cause più comuni di innesco dei flussi detritici vi sono le precipitazioni intense e
gli eventi sismici (Wieczorek, 1996). Relativamente ai fattori predisponenti, risulta fondamentale la
disponibilità di materiale detritico, colluviale e/o alteritico, o di sedimenti sciolti, a copertura di un
substrato meno permeabile, su versanti caratterizzati da pendenze di almeno 10° e, generalmente, non
oltre i 45° (Ellen, 1989).
In generale, la previsione della suscettibilità, pericolosità e rischio rispetto ai fenomeni da crollo e da colata
non può limitarsi alla definizione delle zone potenzialmente interessate dall’origine degli eventi, ma è
necessario stimare l’intera area potenzialmente colpita, e possibilmente anche l’intensità dei fenomeni
attesi: per un’analisi accurata, quest’ultima dovrebbe essere specificata in termini di volumi
complessivamente mobilizzati e velocità di propagazione, altezze di flusso/passaggio, profondità di
erosione, e spessori del deposito (cfr. es. Hungr et al., 1984; Giraud, 2005; Dorren et al., 2006).
6.4.2. Approcci metodologici
Al fine di valutare le condizioni di suscettibilità/pericolosità da frana, è disponibile in letteratura un
panorama di approcci metodologici piuttosto diversificato (cfr. es. Aleotti & Chowdhury, 1999). La loro
applicabilità non ha tuttavia carattere universale: ciascuno di essi può risultare idoneo per specifici tipi di
fenomeni, o in contesti ben definiti, ammettendo determinate assunzioni ed ipotesi semplificative e
disponendo di dati adeguati. I possibili approcci possono essere distinti in sottoclassi metodologiche che,
almeno per le frane superficiali, risultano basate alternativamente su i) valutazioni di carattere geologico–
geomorfologico (cfr. Evans & Hungr, 1993; Wieczorek et al., 1999; Cascini, 2005); ii) applicazione di
procedure GIS, basate su regole empiriche o derivate dalla fisica dei fenomeni, che considerano ad es. i
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caratteri morfometrici, e/o geomeccanici, e/o idrogeologici del bacino (cfr. Lin et al., 2002; Dorren &
Seijmonsbergen, 2003; He et al., 2003; Toyos et al., 2007; Di et al., 2008); iii) procedure statistiche, anche
complesse, che analizzano i parametri territoriali legati allo sviluppo dei fenomeni di instabilità superficiale
(cfr. Fannin & Wise, 2001; Beguerìa & Lorente, 2002; Santacana et al., 2003; Sorriso-Valvo et al., 2009); iv)
applicazione di modelli numerici di vario tipo (da semi-empirici a fisicamente basati) per la simulazione di
una o più fasi evolutive dei fenomeni - dall’innesco, alla propagazione, all’eventuale erosione, al deposito,
all’arresto, all’impatto contro le opere o il tessuto antropico, ecc. (cfr. Wu, 1985; Descouedres &
Zimmermann, 1987; Bozzolo et al., 1988; Pfeiffer & Bowen, 1989; Ellen et al., 1993; O’Brien et al., 1993;
Azzoni et al., 1995; Iverson et al., 1998; Laigle and Marchi, 2000; Guzzetti et al., 2002; Agliardi & Crosta,
2003; Iovine et al., 2003a, b; Iovine & Mangraviti, 2009; Sorbino et al., in press).
Talvolta, dette valutazioni vengono condotte applicando, in sequenza, una combinazione di metodi
differenti, destinati alla soluzione di specifici aspetti (es. momento dell’innesco, ubicazione della zona di
origine, volume mobilizzato, propagazione, ecc.). In tali casi, non bisognerebbe trascurare di esaminare
attentamente anche il problema della propagazione degli (inevitabili) errori e delle approssimazioni che
caratterizzano le singole fasi della procedura di valutazione adottata, nonché gli aspetti di sensitività relativi
ai dati ed ai parametri utilizzati, e di valutarne l’accettabilità in base agli scopi dello studio (cfr. es. Agliardi
& Crosta, 2003; Iovine et al., 2005; D’Ambrosio et al., 2006).
In termini generali, una valutazione accurata della suscettibilità non può prescindere dalla i) disponibilità di
dati di input adeguati (in termini di qualità e dettaglio), specificamente raccolti per l’indagine (o derivanti da
studi che richiedano tipi di dati compatibili); ii) da un utilizzo consapevole degli approcci metodologici
prescelti, e dalla disponibilità di sufficienti capacità di calcolo, ove necessarie; iii) dalla conoscenza analitica
del ruolo di ciascun fattore di influenza rispetto al risultato finale delle analisi (ottenuta attraverso analisi di
sensitività); iv) dalla calibratura delle procedure rispetto a casi pregressi, avvenuti nelle stesse zone di
indagine o in aree analoghe (es. estensione, spessori, velocità; proprietà dei materiali); v) dalla validazione
dei risultati rispetto ad un campione rappresentativo dei casi reali. In aggiunta, la presenza (attuale o
prevista) di opere di protezione e/o di controllo deve essere presa in opportuna considerazione per
valutarne gli effetti sullo sviluppo dei fenomeni considerati.
In una fase successiva, le valutazioni di pericolosità possono essere effettuate in presenza di serie storiche
sufficientemente estese e dettagliate, relative ad eventi pregressi dello stesso tipo ed avvenuti nella stessa
zona di indagine (o in aree ad essa assimilabili), e/o attribuendo indirettamente agli eventi ipotizzati una
probabilità di accadimento o un tempo di ritorno (ad es. sulla base di analisi idrologiche degli eventi
meteorici innescanti).
I risultati delle analisi vengono generalmente presentati in forma di mappe che illustrano sinteticamente la
zonazione del territorio rispetto al tema considerato. Essi devono essere presentati in maniera da risultare
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facilmente interpretabili da parte degli utilizzatori finali: a tal fine, è spesso necessario operare opportune
semplificazioni grafiche nella cartografia di sintesi, in modo da rappresentare le zone esposte ai diversi
livelli di suscettibilità in maniera inequivocabile, magari in termini relativi, anche a costo di sacrificare parte
delle informazioni di maggior dettaglio (che devono essere comunque descritte nei documenti esplicativi a
corredo delle mappe prodotte).
6.4.3. Aspetti procedurali
Come sopra accennato, i tipi di fenomeni che rientrano nelle categorie di interesse (crolli e colate) sono in
realtà molto diversificati, dal punto di vista dei meccanismi di origine, delle caratteristiche dinamiche, e
delle capacità di propagazione e di impatto. Per effettuare analisi di suscettibilità, pericolosità o rischio, è
necessaria l’adozione di una serie di ipotesi semplificative e di assunzioni tutt’altro che scontate in merito ai
fenomeni attesi ed alle conseguenze sui beni esposti. In alcuni casi, le semplificazioni imposte dagli stessi
approcci di analisi adottati sono piuttosto radicali e poco rappresentative dei fenomeni che si desidera
replicare. Solo per limitarsi a quelle più comunemente riscontrate in letteratura, si ricordano: la
predeterminazione del percorso di propagazione; l’adozione di sezioni geometriche idealizzate; l’ipotesi di
invarianza del volume di detrito lungo il tragitto; la scelta di proprietà reologiche fisse ed omogenee
durante il tragitto dei flussi; la scelta di ignorare la presenza di vegetazione lungo il percorso dei massi in
caduta; la possibilità di resistere agli impatti da parte degli ostacoli.
Studi di sensitività effettuati per diversi approcci di indagine hanno ampiamente dimostrato come, al
variare di singoli fattori di controllo (es. scala e geometria di analisi, volumi ipotizzati per la mobilizzazione,
caratteristiche dei materiali, possibilità di interferenza tra fenomeni coalescenti), i risultati ottenuti con
l’applicazione di procedure anche sofisticate possono variare notevolmente (cfr. es. Agliardi & Crosta, 2003;
Mambretti, 2007), minando seriamente l’attendibilità – e quindi l’autorevolezza per un utilizzo a fini
applicativi – delle zonazioni prodotte.
Sulla base di quanto sopra sinteticamente richiamato, si sottolineano di seguito alcuni aspetti metodologici
e procedurali che dovrebbero essere attentamente approfonditi durante il presente Progetto, al fine di
redigere una procedura di zonazione della pericolosità rispetto ai tipi di fenomeni considerati che sia
adeguatamente cautelativa e, possibilmente, anche di semplice applicazione.
Aspetti da definire
Innanzitutto, bisognerebbe definire il tipo (o l’insieme dei tipi) di fenomeni che dovranno essere considerati
nella definizione della procedura di analisi della pericolosità (anche mediante l’indicazione di opzioni
estreme e di intervalli di variazione per i diversi fattori di controllo). Tra gli aspetti principali che
occorrerebbe stabilire (o decidere come determinare), si ricordano: i) i meccanismi di origine da
considerare (essenzialmente, le cause di innesco e quindi le modalità di mobilizzazione del materiale,
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nonché i relativi tempi di ritorno); ii) l’ubicazione delle zone sorgenti; iii) la disponibilità di materiale
erodibile lungo il tragitto; iv) le intensità dei fenomeni (es. volumi mobilizzati); v) le tendenze evolutive
(grado di mobilità); vi) le proprietà reologiche dei flussi; vii) le proprietà geomeccaniche dei materiali
coinvolti e del materiale costituente il versante; viii) la capacità erosiva dei flussi; ix) le modalità di
dissipazione dell’energia dei blocchi per impatto e rotolamento; x) la possibilità di dispersione laterale dei
blocchi.
Mediante opportune fasi di verifica sui casi di studio selezionati, si dovrebbe appurare l’applicabilità allo
specifico contesto calabrese di uno o più tipi di approccio per la definizione degli aspetti sopra menzionati.
In base alle caratteristiche geologiche s.l. del territorio, ed a quelle “prevalenti” degli eventi di dissesto geoidrologico che interessano la regione, si potrebbero limitare le indagini allo studio della pericolosità indotta
da fenomeni potenzialmente originati a monte di infrastrutture, o di zone industrializzate, o densamente
abitate, del tipo:
•
caduta massi innescate da eventi sismici o precipitazioni intense lungo pareti acclivi naturali e/o
scarpate artificiali;
•
frane da crollo innescate da eventi sismici o precipitazioni intense lungo pareti acclivi naturali e/o
scarpate artificiali;
•
colate innescate da eventi di precipitazione intensa per a) fluidificazione di frane superficiali o di
porzioni di frane più vaste, e per b) collasso di frane di dimensioni maggiori in contesti ad elevata energia di
rilievo.
Si noti che, adottando un tale criterio di selezione, verrebbero ignorati altri possibili scenari - riferibili ad es.
a fusione rapida della copertura nevosa o ad altri processi di tipo dinamico o antropico (di una tale
limitazione bisognerà tener conto qualora fossero necessarie valutazioni più complessive di pericolosità e di
rischio).
In funzione dei tipi di fenomeni prescelti, occorrerebbe definire l’approccio modellistico s.l. da impiegare
(tra quelli disponibili nella letteratura specializzata, e maggiormente apprezzati dagli esperti). Nell’ipotesi di
adottare modelli numerici per lo studio dei tipi di fenomeni sopra indicati, occorrerebbe procedere alla
stima degli spessori/volumi mobilizzati e della loro ubicazione sui versanti. A tal fine, esistono differenti
proposte metodologiche (cfr. es. Hungr et al., 1984; Johnson et al., 1990; Agliardi & Crosta, 2003; Marchi &
D’Agostino, 2004), basate sulle statistiche di eventi pregressi, su valutazioni di carattere geo-morfologico e
strutturale, o su correlazioni empiriche tra diversi fattori descrittivi del bacino, talvolta impiegate
criticamente in maniera combinata. In alternativa, si potrebbero impiegare modelli di stabilità (più o meno
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fisicamente basati), in grado di determinare i settori maggiormente propensi alla destabilizzazione - come
ad es. proposto nel citato lavoro di Sorbino et al. (in press).
Disponendo delle informazioni suddette, si potrebbe quindi passare alla valutazione delle fasi di
propagazione e quindi di deposizione del detrito.
Riguardo alle colate, diversi autori utilizzano comunemente modelli (anche tridimensionali) capaci di
simulare la propagazione di flussi idrici o iper-concentrati, o addirittura di colate detritiche di vario tipo (cfr.
es. O’Brien et al., 1993). Qualora si optasse per l’impiego di tali tipi di modelli nell’ambito del presente
progetto (stante la disponibilità di idonee risorse di calcolo, e di personale tecnico qualificato di supporto al
suo utilizzo ed alle successive elaborazioni GIS), per l’implementazione di una procedura di valutazione
delle condizioni di pericolosità sarebbe necessario disporre di adeguate informazioni di input. La
determinazione dell’idrogramma di riferimento dipende dai caratteri idrologici ed idrogeologici di ciascuna
zona climaticamente omogenea. Anche in funzione di essi (oltre che di eventuali dati storici, o stratigrafici),
si potrebbe pervenire ad una stima indiretta della probabilità di innesco dei fenomeni simulati, e quindi
effettuare valutazioni di pericolosità.
Riguardo ai fenomeni da crollo, in aggiunta agli approcci di tipo empirico (cfr. es. Evans & Hungr, 1993),
sono stati proposti in letteratura diversi modelli (anche tridimensionali), talvolta implementati in ambiente
GIS, capaci di simulare la propagazione dei blocchi (cfr. es. Guzzetti et al., 2002; Agliardi & Crosta, 2003;
Dorren, 2003), che in alcuni casi considerano anche gli aspetti legati alla presenza di vegetazione (cfr. es.
Stoffel et al., 2006; Masuya et al., 2009). Detti approcci non sembrano adeguati a simulare i casi in cui i
crolli si evolvano mobilizzando volumi notevoli di materiale, con significative interazioni tra le parti in
movimento (ovvero, evolvano a flussi).
Ovviamente, oltre ai requisiti generali di qualità dei dati utilizzati, anche la scala di partenza dei dati
topografici da impiegare nelle simulazioni dovrebbe essere adeguata all’accuratezza desiderata per i
risultati: per indagini a scala del singolo versante, si suggerisce di non impiegare basi cartografiche in scala
inferiore ad 1/2000, e di impiegare scale ancor più dettagliate ove opportuno (in base alle dimensioni degli
elementi da considerare nelle simulazioni, ed all’accuratezza desiderata per i risultati).
Occorrerebbe anche stabilire alcune indicazioni procedurali per analizzare l’effetto di possibili variazioni nei
valori ipotizzati per i parametri e nei dati impiegati, anche con riferimento a problemi di qualità e/o errori
(mai completamente eliminabili). La procedura adottata dovrebbe prevedere una fase di calibratura (es.
basata su dati relativi ad un campione rappresentativo di casi reali pregressi e/o di laboratorio), ed una di
validazione (rispetto a casi non utilizzati per la calibratura), preferibilmente automatizzate, per una verifica
delle condizioni di accettabilità dei risultati (cfr. es. Agliardi & Crosta, 2003; Iovine et al., 2005; D’Ambrosio
et al., 2003; 2006).
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Infine, poiché come già detto i risultati dipenderanno fortemente (ed in maniera non linearmente
prevedibile) dai dati utilizzati e dai valori scelti per i parametri, nonché da tutta una serie di opzioni ed
ipotesi poste alla base della procedura di valutazione, è preferibile prevedere l’analisi di un insieme di
scenari diversi, relativi ad eventi di gravità differenziata. Gli scenari potranno essere ottenuti impiegando, in
maniera coerente, diversi valori per i parametri del modello adottato (ad es. scelti tra gli estremi di un
intervallo di valori significativi), riferibili ad eventi caratterizzati da differenti tempi di ritorno.
Al fine di rappresentare in maniera semplificata i risultati delle elaborazioni, i valori ottenuti vengono
solitamente raggruppati in poche classi, sulla base di scale adimensionali relative (cfr. es. Iovine, 2008): a
titolo di esempio, per le colate, le intensità dei fenomeni simulati in una data area potrebbero essere
attribuite alle diverse classi, in funzione della combinazione delle altezze massime transitate in una data
cella (o degli spessori del materiale ivi deposto) e delle massime velocità registrate nella stessa cella (cfr.
Rickenmann, 2001). I singoli scenari di pericolosità relativa, ottenuti sviluppando la procedura qui
sommariamente accennata per i diversi tipi di evento, potrebbero essere combinati in modo da ottenere
una mappa di sintesi, volta a rappresentare in maniera cautelativa le diverse zone potenzialmente soggette.
La procedura di analisi per la valutazione della pericolosità potrebbe prevedere eventuali specificazioni per
analizzare gli effetti dell’interferenza dei fenomeni con le opere antropiche (interventi di protezione, edifici,
infrastrutture, ecc.), esistenti o programmate, e/o peculiarità di applicazione per diversi tipi di contesto
territoriale. Per ciascuno degli aspetti sopra menzionati, sarebbe comunque opportuno pervenire – a
seguito di approfondite valutazioni collegiali tra i partecipanti al Progetto e dell’esame dei risultati ottenuti
sui casi di studio selezionati – ad indicazioni metodologiche tali da consentirne l’applicazione ad altro
personale tecnico (es. dell’AdB regionale della Calabria), evitando ogni possibile ambiguità.
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7. MODELLO GEOTECNICO DEL PENDIO INSTABILE E PERICOLOSITÀ DA FRANA
La valutazione della pericolosità da frana richiede la definizione del modello geotecnico del pendio
instabile. Il percorso metodologico trattato nella presente relazione individua in termini generali gli
strumenti e le procedure utili per definire, progressivamente ed in tempi accettabili, gli elementi che
concorrono al modello geotecnico e, quindi, alla valutazione della pericolosità, e del rischio, da frana alla
scala del singolo versante.
L’ordine con cui sono stati trattati i diversi aspetti metodologici proposti nella presente relazione RF03
indica la sequenza nell’acquisizione degli elementi necessari:
1) geometria del pendio, con un livello di dettaglio “proporzionale” alle dimensioni del volume
instabile (in particolare al suo spessore);
2) caratteristiche dimensionali del volume instabile (in via preliminare su base geomorfologica, in via
definitiva (progressivamente) su base strumentale (monitoraggio degli spostamenti superficiali e
profondi));
3) rapporti stratigrafici fra i geomateriali che, in maniera essenziale, governano i meccanismi di
instabilità con particolare riferimento al volume geotecnicamente significativo (regime delle
pressioni neutre, incrementi di sollecitazioni dovute a input sismici, relazioni tensioni-deformazioni,
meccanismi di rottura);
4) elementi connessi al regime delle pressioni neutre per un periodo rappresentativo di quanto si può
verificare nel pendio;
5) serie storiche dei dati climatici significativi per il caso di studio e rappresentativa del sito nel cui
ambito lo stesso ricade;
6) serie storica di segnalazioni di mobilizzazione del movimento in massa di interesse;
7) serie storica di segnalazioni di mobilizzazioni del movimento in massa di interesse conseguenti ad
altre cause naturali, sismi in particolare, o antropici;
8) classificazione cinematica del movimento in massa di interesse su base geomorfologica;
9) caratteri cinematici del movimento in massa su base strumentale definiti sulla base di un periodo di
misure rappresentativo, con particolare riferimento a spostamenti superficiali (assoluti e relativi) e
profondi;
10) elementi vulnerabili presenti nell’area interessata (direttamente o indirettamente) dal movimento
in massa (tipologia, consistenza, condizioni strutturali, condizioni funzionali, condizioni di utilizzo,
risposta alle diverse fasi di movimento prevedibili per il movimento in massa);
11) caratteristiche geotecniche dei materiali presenti nel volume geotecnicamente significativo rispetto
alla probelamtica di instabilità di interesse, con particolare riferimento ai geomateriali nel cui
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ambito è già sviluppata o si sta sviluppando la superficie di rottura (da sperimentazione in sito, da
sperimentazione di laboratorio e da sperimentazione numerica opportunamente integrate);
12) definizione del meccanismo di instabilità con riferimento alle fasi di possibile movimento che si
assume lo caratterizzino (quiescenza, pre-rottura, rottura, propogazione e post rottura);
13) individuazione dell’approccio teorico e della relativa procedura di calcolo in grado di modellare,
negli aspetti essenziali, il meccanismo di instabilità del movimento in massa di interesse.
La soluzione dei punti elencati consente, in linea generale, una rigorosa valutazione della pericolosità del
movimento in massa di interesse e del rischio che lo stesso può produrre agli elementi vulnerabili con cui
può interagire. Le metodologie trattate nella presente relazione RF03 consentono in linea di principio di
affrontare e risolvere i punti individuati. Vi sono, tuttavia, dei vincoli di varia natura, già trattati, che si
vogliono riassumere nelle loro maggiori criticità, al fine di fornire dei riferimenti operativi per la progressiva
soluzione in termini di mitigazione e riduzione del rischio da frana.
I maggiori vincoli alla definizione degli elementi che concorrono alla definizione del modello geotecnico
sono dati:
a) dal tempo necessario per acquisire campioni di dati rappresentativi dei caratteri cinematici del
movimento in massa nelle fasi di quiescenza (assenza di movimenti, movimenti per creep, ecc.), di
pre-rottura (velocità ed andamento nel tempo), di rottura (velocità ed andamento in prossimità
della fase parossistica), di propogazione (in particolare nell’ipotesi sia possibile un’evoluzione di
tipo catastrofico del movimento in massa – colata veloce), di post rottura (entità degli spostamenti
e loro riduzione nel tempo);
b) dal tempo necessario per acquisire campioni di dati rappresentativi del regime delle pressioni
neutre, con particolare riferimento alle sue relazioni con il regime pluviometrico (o nivometrico) e
con l’andamento degli spostamenti nel passaggio da una fase di movimento all’altra;
c) dalla possibilità di disporre delle risorse necessarie per acquisire informazioni relative al regime
delle pressioni neutre in un numero di verticali (punti) sufficienti per definirne, negli aspetti
essenziali, l’andamento spaziale al fine di individuare la soluzione corretta in termini di mitigazione
e riduzione del rischio da frana;
d) dalla possibilità di individuare i parametri meccanici rappresentativi del comportamento al finito
del volume geotecnicamente significativo per l’instabilità di interesse.
La rilevanza dei maggiori vincoli indicati dipende dalle specifiche situazioni: se lo studio per la definizione
del modello geotecnico è avviato in una fase in cui si attivano nell’area in frana movimenti pre-rottura e si
dispone delle necessarie reti di monitoraggio (spostamenti superficiali e profondi) è possibile avere
indicazioni robuste circa i caratteri del movimento in massa nelle sue fasi di movimento; se lo studio per la
definizione del modello geotecnico è avviato in una fase di quiescenza del fenomeno di frana, anche
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disponendo delle necessarie reti di monitoraggio, i caratteri del movimento in massa nelle sue fasi di
movimento potrebbero rimanere indeterminate su base oggettiva anche dopo la realizzazione
dell’intervento di riduzione del rischio.
Si evidenzia quindi l’opportunità, più volte ribadita nell’ambito del LOTTO 1, di procedere in maniera
organica nella tipizzazione dei movimenti in massa al fine di disporre di uno strumento di supporto
importante per la soluzione delle situazioni di rischio elevato e molto elevato.
Operando con la strategia delineata potranno essere progressivamente definiti al meglio i due punti di
snodo del percorso illustrato che, si ricorda, sono rappresentati dal modello geologico-tecnico e dal
modello geotecnico del pendio di interesse.
La trattazione proposta rappresenta in definitiva un passaggio essenziale per integrare positivamente gli
studi su area vasta e quelli su singolo versante e, in una prospettiva temporale di medio termine, per dare
maggiore efficacia e compatibilità economica agli interventi di mitigazione e riduzione del rischio da frana.
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8. CONCLUSIONI
Nella presente relazione RF03 sono fornite indicazioni metodologiche relative agli strumenti che
concorrono alla valutazione della pericolosità da frana alla scala del singolo versante, attraverso la
ricostruzione del modello geologico-tecnico e del modello geotecnico (modello completo di versante).
I traguardi del percorso metodologico proposto sono dunque il modello geologico-tecnico (o modello
geologico per brevità) ed il modello geotecnico del pendio di interesse, in cui deve convergere il complesso
delle assunzioni, delle informazioni, dei dati, delle elaborazioni e delle interpretazioni che devono essere
forniti dalle varie componenti disciplinari coinvolte.
La trattazione è stata svolta con riferimento alla buona pratica e considerando i possibili elementi di
approfondimento che possono essere forniti, ove necessario, da metodologie avanzate. Il percorso è
illustrato nella sua articolata complessità, ma per l’individuazione di una soluzione in termini di mitigazione
e riduzione del rischio potrà, a volte, essere notevolmente semplificato in termini operativi.
Il riferimento generale da assumere nell’utilizzo delle indicazioni metodologiche fornite è di scegliere ed
utilizzare, considerando la complessità della problematica di instabilità da trattare, le metodologie
disponibili in maniera tale da conseguire, nei tempi richiesti e nel pieno rispetto delle normative vigenti, i
migliori risultati possibili per la definizione del modello geologico e del modello geotecnico del pendio
instabile di interesse.
Il documento predisposto per il LOTTO 1 si presenta come un contenitore strutturato, dal quale poter trarre
indicazioni metodologiche circa le procedure, le tecniche ed i percorsi più idonei per raggiungere i due
obiettivi richiamati (modello geologico e modello geotecnico). Lo stesso documento, perché non perda di
efficacia, deve diventare un contenitore dinamico nel quale far confluire tutte le esperienze metodologiche
che potranno maturare dagli studi, dalle indagini, dalle progettazioni e dalle realizzazioni di interventi di
mitigazione e di riduzione del rischio da frana.
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