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1 Linee guida per la caratterizzazione chemo-meccanica delle argille attive Rapporto Scientifico dell’Unità di Ricerca del Politecnico di Torino Mario Manassero, Guido Musso, Renato Maria Cosentini, Andrea Dominijanni PROGRAMMI DI RICERCA SCIENTIFICA DI RILEVANTE INTERESSE NAZIONALE (D.M. 1152/ric del 27/12/2011) La mitigazione del rischio da frana mediante interventi sostenibili Coordinatore nazionale: Prof. Leonardo Cascini – Università di Salerno
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Linee guida per la caratterizzazione chemo-meccanica delle argille attive
Rapporto Scientifico dell’Unità di Ricerca del Politecnico di Torino
Mario Manassero, Guido Musso, Renato Maria Cosentini,
Andrea Dominijanni
PROGRAMMI DI RICERCA SCIENTIFICA DI RILEVANTE INTERESSE NAZIONALE
(D.M. 1152/ric del 27/12/2011)
La mitigazione del rischio da frana mediante interventi sostenibili
Coordinatore nazionale: Prof. Leonardo Cascini – Università di Salerno
2
Sommario 3
1. Introduzione 4
2. Descrizione del comportamento delle argille attive: aspetti microscopici e
macroscopici
4
2.1 Richiami mineralogici ed aspetti microscopici 4
2.2 Aspetti macroscopici 6
3. Classificazione delle argille attive 8
3.1 Identificazione e classificazione delle argille attive 8
4. Caratterizzazione geotecnica delle argille attive 15
4.1 Aspetti chemo-idro-meccanici del comportamento delle argille attive 15
4.1.1 Influenza della composizione chimica della soluzione
interstiziale sulla comprimibilità
15
4.1.2 Variazioni di volume indotte da cambi chimici 17
4.1.3 Influenza della composizione chimica della soluzione
interstiziale sulla resistenza al taglio
20
4.1.4 Influenza della concentrazione chimica di soluzioni
elettrolitiche sulla permeabilità
21
4.1.5 Trasporto di massa nelle argille attive: flussi di soluto e di
solvente, gradienti idraulici e gradienti di concentrazione
22
4.2 Prove di laboratorio per lo studio del comportamento chemo-idro-
meccanico delle argille attive
25
4.2.1 Prove edometriche a concentrazione imposta e carico variabile
e prove edometriche a carico imposto e concentrazione variabile
25
4.2.2 Determinazione della pressione di rigonfiamento 26
4.2.3 Determinazione dell’influenza della concentrazione ionica sulla
resistenza a taglio residua mediante prove di taglio anulare
27
4.2.4 Prove per la determinazione del coefficiente di efficienza
osmotica
28
5. Prove eseguite nell'ambito del PRIN 30
6. Raccomandazioni sullo studio delle Argille Attive 43
6.1 Tipologie di interventi 43
7. Bibliografia 48
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Linee guida per la caratterizzazione chemo-meccanica delle argille attive
Unità di Ricerca del Politecnico di Torino
Mario Manassero, Guido Musso, Renato Maria Cosentini,
Andrea Dominijanni
Sommario
I pendii costituiti da terreni caratterizzati dalla presenza di una frazione elevata di minerali
argillosi cosiddetti “attivi”, richiedono studi appropriati in relazione alla peculiare caratteristica di
questi materiali di subire ampie variazioni di volume, struttura e di resistenza mobilitabile, a
seguito della variazione del contenuto d’acqua e della composizione chimica del fluido interstiziale.
In tali formazioni argillose è pertanto opportuno che la progettazione di interventi di mitigazione
del rischio da frana mediante interventi sostenibili siano basati su una caratterizzazione differente
da quella convenzionale.
Le attività dell'unità di ricerca del Politecnico di Torino sono state pertanto orientate
principalmente alla caratterizzazione del comportamento chemo-idro-meccanico di argille attive
mediante prove di laboratorio. La peculiarità di comportamento di questi materiali risiede nel forte
accoppiamento di fenomeni di diversa natura – chimica, idraulica e meccanica – che ne influenza
marcatamente la risposta a sollecitazioni ambientali.
Lo studio ha avuto quindi due obiettivi principali. Il primo obiettivo è stata la definizione di
protocolli di prova adeguati alla caratterizzazione mediante prove di laboratorio. Il secondo
obiettivo è stato lo studio del comportamento di due specifici materiali, un’argilla marnosa
proveniente dal sito di Monastero Bormida (AT), interessato da un fenomeno di scivolamento
planare nel 1994, ed un’argilla smectitica. Il loro comportamento è stato studiato in termini di
influenza della concentrazione salina sulla risposta meccanica (variazioni di volume e di resistenza)
ed influenza della composizione chimica dell’acqua interstiziale sul flusso osmotico e sulla
permeabilità idraulica.
4
1. Introduzione
I pendii in materiali con una frazione elevata di minerali argillosi cosiddetti “attivi” richiedono
studi appropriati in relazione alla peculiare caratteristica di questi materiali di subire ampie
variazioni di volume, struttura e di resistenza mobilitabile, a seguito della variazione del contenuto
d’acqua e della composizione chimica del fluido interstiziale. Nella fase preliminare alla
progettazione di interventi di mitigazione del rischio, sostenibili, in questi terreni è necessario
indagare i fenomeni chimico-fisici che influenzano il comportamento accoppiato chimico-
idraulico-meccanico, eventualmente in condizioni di parziale saturazione, con particolare
riferimento agli effetti sulla resistenza al taglio.
Modalità di caratterizzazione specifiche devono quindi essere adottate anche nella fase di
caratterizzazione in laboratorio, così da evidenziare la potenziale dipendenza del comportamento
meccanico ed idraulico dalla composizione chimica dell’acqua interstiziale.
Come applicazione del metodo si riportano le analisi condotte nell’ambito del progetto PRIN 2010
– 2011 “La mitigazione del rischio da frana mediante interventi sostenibili”, su argille marnose
provenienti dal sito di Monastero Bormida (AT), interessato nel 1994 da un fenomeno di
scivolamento planare, e su una argilla smectitica.
2. Descrizione del comportamento delle argille attive: aspetti microscopici
e macroscopici
2.1 Richiami mineralogici ed aspetti microscopici
Secondo una definizione basata sulla granulometria, le argille sono terreni caratterizzati da
particelle la cui dimensione è inferiore a 2 m. Data la dimensione così piccola, le particelle di
argilla presentano un elevato rapporto tra superficie e massa (superficie specifica, Sa, fino a 800
m2/g). Poiché l’interazione fisico-chimica tra le particelle e tra le particelle ed il fluido che le bagna
è governata da forze di superficie, la cui rilevanza rispetto alle forze di volume è trascurabile in
terreni a grana più grossa, il comportamento delle argille dipende in maniera significativa dalla
loro mineralogia.
Dal punto di vista mineralogico, le argille sono “fillosilicati” (silicati idrati di alluminio), di forma
lamellare, la cui struttura è costituita da reticoli bidimensionali, sovrapposti uno sull’altro,
ciascuno formato da una delle unità fondamentali: tetraedrica, in cui il silicio si trova collocato al
centro e collegato a quattro ioni ossigeno posti ai vertici (Fig. 1.a), oppure ottaedrica, costituita da
uno ione alluminio, o magnesio, e da sei ossidrili (Fig. 1.b). Ciascuno di questi elementi formano
rispettivamente fogli di silice, gibbsite oppure brucite. Il collegamento delle unità fondamentali,
tramite legami forti di tipo ionico, dà origine a pacchetti elementari, la cui aggregazione, mediante
legami ionici più deboli e legami ad idrogeno, dà a sua volta origine alle particelle argillose.
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Figura 1: Unità tetraedrica (sinistra); unità ottaedrica (destra) (da Lancellotta, 2012)
I collegamenti tra i diversi pacchetti possono essere forti, in tal caso la geometria dei minerali
argillosi è permanente (argille a bassa superficie specifica), oppure deboli, consentendo così
interazioni con il mezzo tali per cui il volume dei minerali argillosi varia di conseguenza (argille
rigonfianti, con elevata superficie specifica). È possibile in generale individuare ai fini pratici tre
importanti gruppi strutturali dei minerali argillosi:
- gruppo delle “caoliniti”, composte da strati tetraedrici alternati a strati ottaedrici
saldamente tenuti assieme attraverso il collegamento tra l’idrogeno degli ossidrili e gli ioni
ossigeno; sono caratterizzati da un comportamento in generale non rigonfiante al contatto
con l’acqua;
- gruppo delle “miche” (e.g. l’illite e la vermiculite), composte da uno strato ottaedrico tra due
tetraedri, in cui vi è una parziale sostituzione del silicio con alluminio; tali strati sono
collegati tra loro da atomi di potassio che si dispongono al centro delle maglie esagonali dei
tetraedri. Tali minerali sono caratterizzati da una limitata propensione al rigonfiamento;
- gruppo delle “smectiti”, a cui appartiene la montmorillonite, composte da strati analoghi a
quelli del gruppo precedente, con la differenza che, mancando il potassio nel reticolo
cristallino, il legame tra strati contigui è molto più debole ed è costituito da cationi più
facilmente scambiabili (normalmente, sodio e/o calcio). Nello strato ottaedrico avviene la
parziale sostituzione di alluminio con magnesio, con conseguente sbilanciamento
elettrostatico, compensato da cationi disposti all’interno di maglie esagonali. L’acqua
dell’interstrato può variare in quantità dando luogo a fenomeni di rigonfiamento anche
rilevanti.
A causa della disposizione geometrica degli ioni e della sostituzione isomorfa che caratterizza i
minerali argillosi, tipica in particolare degli ultimi due gruppi definiti, la superficie delle particelle
presenta una carica negativa, che ne condiziona l’interazione con le altre particelle, con l’acqua e
con gli ioni in essa disciolti. È pertanto importante considerare la composizione chimica dell’acqua
soprattutto in relazione allo studio del potenziale di rigonfiamento delle argille.
Cationi salini, quali calcio (Ca++), magnesio (Mg++), sodio (Na+) o potassio (K+), sono disciolti in
acqua e sono attratti dalla superficie della particella argillosa come cationi scambiabili per
bilanciarne la carica elettrica negativa. L’idratazione dei cationi e le forze esercitate dai minerali
argillosi possono causare un accumulo di acqua tra le particelle di argilla. Nei terreni secchi, i
cationi sono molto vicini alla superficie dell’argilla e legati a loro saldamente mediante forze
elettrostatiche. In presenza d’acqua, le energie di idratazione dei cationi sono sufficientemente
elevate da vincere le forze di attrazione tra le particelle. Pertanto, le particelle di argilla, che nella
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condizione secca sono fortemente addensate, sono forzate ad allontanarsi dai cationi idrati
adsorbiti. Quando l’acqua presente è sufficiente, i cationi adsorbiti non sono a lungo trattenuti
saldamente dalla superficie delle particelle argillose. Le forze di attrazione elettrostatiche sono
controbilanciate dalla tendenza degli ioni a diffondersi attraverso una soluzione più diluita lontana
dalla superficie delle particelle. Le forze di attrazione elettrostatiche contrastano in una certa
misura gli effetti di diffusione con una conseguente maggiore concentrazione di cationi vicino la
superficie delle particelle. La superficie delle particelle argillose cariche negativamente e la
concentrazione degli ioni positivi in soluzione adiacenti alle particelle, formano quello che è noto
come “Doppio strato diffuso”. Nel “Doppio strato diffuso” la concentrazione dei cationi è maggiore
sulla superficie delle particelle di argilla e diminuisce gradualmente con la distanza da tale
superficie (Fig. 2).
Figura 2: Rappresentazione schematica della superficie di una particella argillosa con lo strato di acqua adsorbita e gli ioni diffusi (da Lancellotta, 2012)
La sovrapposizione dei “doppi strati diffusi” genera forze di repulsione tra le particelle argillose, o
quello che si può considerare una pressione di rigonfiamento a livello di micro-scala (Nelson and
Miller, 1992). Lo spessore del “doppio strato diffuso” influisce sull’interazione tra le particelle,
quindi anche sul potenziale di rigonfiamento dell’argilla. Lo spessore del “doppio strato diffuso” è
controllato da diversi fattori tra cui il tipo di minerale argilloso, nonché la concentrazione e la
valenza dei cationi dell’acqua di saturazione.
2.2 Aspetti macroscopici
I fenomeni che definiscono il comportamento delle argille attive, fino ad ora descritto in termini di
interazione a livello microscopico, si riflettono inevitabilmente sulle proprietà macroscopiche – di
interesse ingegneristico - del terreno. La precisa definizione della composizione mineralogica e
dell’interazione solido fluido a scala microscopica va spesso al di là dei comuni obiettivi di pratica
ingegneristica, ed un inquadramento preliminare delle principali caratteristiche meccaniche attese
può essere fatto a partire da proprietà indice, quali gli indici di Atterberg. Questi riflettono a livello
di macro-scala la superficie specifica delle particelle argillose e la loro interazione con il fluido.
Diversi sono stati i tentativi di mettere in relazione la superficie specifica e le proprietà indice delle
argille (Tabella 1). Queste relazioni e le esperienze complementari mostrano che all’incrementare
della superficie specifica del terreno, corrisponde un incremento proporzionale del limite liquido
(wL), del limite plastico (wP), dell’indice di plasticità (IP) e dell’indice di attività (A) del terreno.
Inoltre si osserva un decremento della conducibilità idraulica (kh) e del coefficiente di
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consolidazione (cv), ed un incremento dell’indice di compressione (Cc). Infine gli angoli di
resistenza a taglio a volume costante e residuo presentano un decremento. Questi aspetti saranno
meglio descritti successivamente.
Tabella 1: Correlazione tra proprietà indici e meccaniche dell’argilla con la superficie specifica (da Santamarina et al, 2001 – modificata)
Proprietà Espressione originaria Espressione in termini di Sa
a56019 SwL .
Limiti di Atterberg e Indice di Attività
Generale: bwaIP L Generale: aSIP
Per valori di Sa elevati: 2590 LwIP . 850 a SIP .
Limite inferiore: 20730 LwIP . 730410 a .. SIP
Limite superiore: 8900 LwIP . 9950 a .. SIP
Attività: m
IPA
2%
m
SA
2
a
%
Conducibilità idraulica, kh e
eg
Sk
g
wh
1
1 3
2
2
2a
- invariato -
Indice di compressibilità, Cc
100090 Lc wC . 95600090 a SCc ..
200
GsIPCc
7474
a SIP
Cc
Coefficiente di consolidazione, cv
c
h
w
vv
C
kec
132.
3
3
2a
2
2a 1
8680
n
n
S
g
Sc
g
vv
.
Resistenza al taglio
10010350
IPln..sin
10010350 a
S
ln..sin
IPS vu 00370110 .. a00370110 SS vu ..
Notazione: è il fattore di forma e tortuosità; w è il peso per unità di volume dell’acqua; g è il peso per unità di volume
del solido; è la viscosità del fluido, n è la porosità, e è l’indice dei vuoti; g è l’accelerazione di gravità; e sono costanti
di proporzionalità, Gs è il peso specifico dei grani, ’v è la tensione efficace verticale, ’ è l’angolo di resistenza al taglio di
picco, Su è la resistenza al taglio non drenata e è il fattore di forma e tortuosità
Riferimenti: Skempton (1957); Farrar and Coleman (1967); Terzaghi and Peck (1967); Perloff and Baron (1976); Wood
(1990); Mitchell (1993); Santamarina et al. (2001).
Anche la densità secca e la struttura del terreno (disposizione delle particelle di argilla) riflettono
entrambe alla macro-scala lo stato delle particelle, e risultano indicatori del potenziale di
rigonfiamento delle argille. Infatti, un aumento della densità dovuto alla compattazione o alla sola
storia tensionale di deposizione del terreno comporta incrementi di rigonfiamento e della pressione
di rigonfiamento. Alla luce di quanto evidenziato, è evidente che il contenuto d’acqua naturale delle
argille, e soprattutto la sua variazione, influisce fortemente sul loro comportamento.
8
3. Classificazione delle argille attive
Risulta pertanto essenziale individuare le prove da eseguire per classificare e opportunamente
caratterizzare le argille attive da un punto di vista sia fisico che idro-meccanico. Nel seguito si
discutono brevemente le prove di identificazione e classificazione, e quelle che mirano alla
valutazione del comportamento idro-meccanico.
3.1 Identificazione e classificazione delle argille attive
Le prove di laboratorio per l’identificazione e la classificazione sono principalmente le analisi
granulometriche per sedimentazione (ASTM, D422-63) e la determinazione dei limiti di Atterberg
(ASTM D4318-95 e D427 oppure D4943), che consentono una prima classificazione dei terreni
argillosi in relazione alla loro granulometria e della variazione dello stato di consistenza in
relazione al contenuto d’acqua. È quindi possibile definire un indice detto di “Attività” come il
rapporto tra l’Indice di Plasticità e la percentuale di frazione argillosa. Tale indice consente di
classificare le argille in: inattive, se il valore dell’Indice di Attività è inferiore a 0.75 (A < 0.75);
normalmente attive, se 0.75 < A < 1.25; e attive, se A > 1.25. I valori medi dell’Indice di Attività per
i principali minerali argillosi, assieme ai valori medi degli altri indici, sono riportati in Tabella 2
(Nelson e Miller, 1992). La caolinite presenta attività molto bassa, caratterizzata da un valore
dell’indice compreso tra 0.33 e 0.46. La montmorillonite presenta valori dell’Indice di Attività che
possono risultare dell’ordine di 7, se i cationi dell’interstrato sono costituiti da sodio, mentre lo
stesso indice può risultare dell’ordine di 1.5 se i cationi sono costituiti da calcio. Per quanto
riguarda l’illite, i valori dell’indice sono prossimi all’unità, anche se in generale tale minerale, pur
essendo assai diffuso, solitamente si trova in presenza di altri minerali, per cui è difficile dare
precise indicazioni in merito.
Tabella 2: Caratteristiche di alcuni minerali argillosi (da Nelson e Miller, 1992 – modificata)
Gruppo
Spaziatura
fondamentale
(Å)
Caratteristiche delle particelle
Legami tra gli strati
Superficie
specifica (m2/g)
Limiti di Atterberg Indice
di Attività
(*) wL (%) wP (%) wS (%)
Caoliniti 14.4
Lamine spesse e rigide a 6 lati
0.1÷4×0.05÷2
m
Idrogeno, forti
10-20 30-100 25-40 25-29 0.38
Illiti 10
Piatti sottili accatastati
0.00÷0.1×1÷10
m
Potassio, forti
65-100 60-120 35-60 15-17 0.9
Montmoril- loniti
9.6 Lamini sottili e
delicate
> 10 Å×1÷10 m
van der Waals, molto deboli
700-840 100-900 50-100 8.5-15 7.2
Notazione: wL, wP, wS: indice liquido, indice plastico e indice di ritiro
Riferimenti: (*) da Skempton (1953)
9
È altresì importante sottolineare che la storia geologica del deposito incide sull’attività delle argille.
Gli studi effettuati da Skempton (1953) evidenziano difatti l’esistenza di una correlazione tra
attività, minerali argillosi e storia geologica. In base a tali studi, risulta che le argille inattive sono
composte essenzialmente da caolinite e si sono depositate in acqua dolce. Sono mediamente attive
le argille marine e di ambiente deltizio, contenenti illite come minerale principale. L’Indice di
Attività aumenta raggiungendo valori compresi tra 1.25 e 2 in presenza di colloidi organici e risulta
infine superiore a 2 in presenza di sodio-montmorillonite.
Ulteriori prove, che richiedono procedure e strumenti in alcuni casi più complessi, ma che
forniscono parametri utili ad un caratterizzazione più approfondita delle argille, sono:
- le analisi mineralogiche: consentono di determinare i minerali che costituiscono le argille.
Le tecniche maggiormente utilizzate sono: la diffrazione dei raggi X, le analisi differenziali
termiche, le analisi chimiche e la scansione con microscopi elettronici. Consentono di
valutare tra l’altro direttamente la composizione delle argille e valutarne la struttura;
- la valutazione della capacità di scambio cationico: consente di identificare la quantità di
cationi scambiabili richiesti per bilanciare la carica negativa sulla superficie delle particelle
di argilla. La capacità di scambio cationico è strettamente connessa al contenuto
mineralogico dell’argilla, ed è espressa in milliequivalenti per 100 grammi di argilla secca.
La procedura di prova prevede che i sali in eccesso nel terreno siano rimossi e i cationi
adsorbiti siano sostituiti saturando i siti di scambio sulla superficie delle particelle solide
con specie cationiche note. La quantità di cationi necessaria per saturare il sito di scambio è
misurata analiticamente e la composizione originaria del complesso cationico può essere
determinata con un’analisi chimica. Valori tipici della capacità di scambio cationico di
alcune argille sono riportate in Tabella 4;
Tabella 3: Valori della capacità di scambio cationico per alcuni minerali argillosi (da Chen, 1988 – modificata)
Caolinite Illite Montmorillonite
Spessore particelle 0.5 – 2 micron
0.003 – 0.1 micron
< 9.5 Å
Diametro particelle (micron)
0.5 – 4 0.5 – 10 0.05 – 10
Superficie specifica (m2/g)
10 – 20 65 – 180 50 – 840
Capacità di scambio cationico (milliequivalenti/100 g)
3 – 15 10 – 40 70 – 80
- la prova di rigonfiamento libero: consente di individuare le argille rigonfianti. La prova di
rigonfiamento libero consiste nel prelevare un volume noto di terreno secco, passante al
setaccio No. 40, porlo all’interno di un cilindro graduato, idratarlo con acqua e misurarne il
volume di rigonfiamento allo stato stazionario. Il rigonfiamento libero è determinato come
il rapporto tra il volume finale e il volume iniziale ed è espresso in percentuale;
- la prova al blu di metilene (Afnor Norme Francaise, 1998): consente di quantificare in modo
semi-quantitativo l’attività dell’argilla, riflettendo la quantità e la tipologia dei minerali
argillosi. Il principio base consiste nel quantificare la capacità di adsorbimento ionico dei
terreni misurando la quantità di blu di metilene (un elettrolita cationico organico colorante)
necessaria a ricoprire la superficie totale delle particelle costituenti il terreno;
10
- la valutazione dell’indice di rigonfiamento, definito come il rapporto tra il contenuto
d’acqua naturale (wn) e il limite liquido (wL);
- la valutazione della variazione potenziale di volume;
- la valutazione dell’indice di espansione;
- la determinazione del coefficiente di estensibilità lineare;
- la stima del contenuto colloidale.
I suddetti parametri sono stati utilizzati in combinazioni differenti per classificare le argille in base
alla loro attività o grado di espansione . Diversi sono i sistemi di classificazione, ed ognuno utilizza
solo alcuni dei parametri suddetti. I maggiori sistemi di classificazione utilizzati sono:
- la classificazione USC e AASHTO: Unified Soil Classification System (o USCS) e l’American
Association of the State Highway and Transportation Officials Method (o AASHTO) sono i due
sistemi di classificazione maggiormente impiegati nell’ingegneria civile e si basano sulle
proprietà indice dei terreni. La classificazione USC fa riferimento alla cosiddetta carta di
plasticità di Casagrande (Fig. 3). I terreni sono suddivisi (Fig. 4) in cinque gruppi principali:
due a grana grossa, (ghiaie, G, e sabbie, S), e tre a grana fine, (limi inorganici, M, argille
inorganiche, C, e terre inorganiche, O). I materiali a grana fine sono suddivisi ulteriormente in
base al limite liquido: se wL > 50 %, la classificazione introduce la lettera H (i.e. CH, MH, OH),
mentre se wL < 50 %, introduce la lettera L (i.e. CL, ML, OL). I dettagli della classificazione
sono visibili nella Figura 4. Il sistema di classificazione AASHTO (Fig. 5) invece, ripreso in
Italia dalla norma CNR UNI 10006, è quello comunemente impiegato nel settore delle
costruzioni stradali. Esso suddivide le terre inorganiche in 7 gruppi principali, da A1 ad A7, che
a loro volta comprendono complessivamente 12 sottogruppi. La classificazione AASHTO, sulla
base di analisi granulometriche, valori di limite liquido e indice plastico, definisce rigonfianti i
campioni di terreno appartenenti ai gruppi A6 e A7.
Figura 3: Carta di plasticità di Casagrande (da Lancellotta, 2012)
11
Figura 4: Sistema di classificazione USCS (da Lancellotta, 2012)
12
Figura 5: Sistema di classificazione AASHTO (da Lancellotta, 2012)
- la classificazione USBR: sviluppata da Holtz e Gibbs (1956), si basa sulla simultanea
considerazione di alcune proprietà del terreno. In particolare, gli autori correlano la variazione
potenziale di volume con: il contenuto colloidale, l’indice di plasticità e il limite di ritiro (Fig. 6
e Tab. 4);
13
Figura 6: Variazione di volume in funzione del contenuto di colloidi, l’indice di plasticità e il limite di
ritiro (da Chen, 1988)
Tabella 4: Criterio di classificazione di Holtz e Gibbs (da Chen, 1988 - modificata)
Dati derivati dalle prove Espansione probabile
(% variazione di volume)
Grado di espansione
Contenuto di colloidi
(% inferiori a 0,0001 mm)
Indice di plasticità
(%)
Limite di ritiro
(%)
>28
20 – 31
13 – 23
<15
>35
25 – 41
15 – 28
<18
<11
7 – 40
10 – 40
>15
>30
20 – 30
10 – 20
<10
Molto alto
Alto
Medio
Basso
- la classificazione di Altmeyer (1955): si basa sull’utilizzo del limite di ritiro e del ritiro lineare
(Tab. 5)
Tabella 5: Criterio di classificazione di Altmeyer (1955) (da Chen, 1988 – modificata)
Ritiro lineare (%) wS (%) Grado di espansione
<5
5 – 8
>8
>12
10 – 12
<10
Non critico
Marginale
Critico
- la classificazione COLE: definita da McKeen e Hamberg (1981), combina gli indici di tipo
ingegneristico con la capacità di scambio cationico (CEC). Questa classificazione estende i
concetti di Pearring (1963) e Holt (1969), che realizzarono una classificazione mineralogica
basata sulla correlazione tra mineralogia, Indice di Attività e un nuovo parametro noto come
l’attività di scambio cationico (CEAc = CEC/contenuto di argilla). McKeen e Hamberg (1981) e
14
Hamberg (1985) estesero il precedente schema mineralogico attraverso l’assegnazione del
fattore COLE a diverse regioni Americane (Fig. 7.a e Tab. 6).
(a) (b) Figura 7: (a) Classificazione di Hamberg (1985); (b) Coefficiente COLE determinate in funzione della
percentuale di argilla per diverse regioni (Hamberg, 1985)
Tabella 6: Composizione delle regioni mineralogiche presenti in Figura 7.a (Hamberg, 1985).
Regione Percentuale di frazione argillosa [%]
Smectite Illite Caolinite Vermiculite
1
2
3
4
5
>50
>50
5-50
tracce-25
trace
0
tracce–25
5-25
0
tracce-25
0
tracce-25
0
10-50
10-50
0
0
0
25-50
tracce
tracce = < 5%
Il fattore COLE può essere diagrammato in funzione della percentuale di argilla con riferimento
alle cinque regioni (Fig. 7.b). Il COLE può essere misurato in laboratorio o stimato dal grafico di
Figura 7.a e poi collegato alla regione appropriata nel grafico di Figura 7.b.
15
4. Caratterizzazione geotecnica delle argille attive
4.1 Aspetti chemo-idro-meccanici del comportamento delle argille attive
Il comportamento idro-meccanico delle argille attive riflette evidentemente le modalità di
interazione tra le particelle e tra le particelle e i fluidi interstiziali che, come precedentemente
descritto, caratterizzano questi tipi di argille. È pertanto necessario considerare opportunamente le
concentrazioni ioniche dei fluidi di porosità in quanto ciò altera, al livello di micro-scala, le forze di
repulsione tra le particelle e quindi il comportamento idro-meccanico delle argille.
A livello del comportamento alla macro-scala, i fluidi interstiziali assieme alla loro composizione
chimica influiscono sulla compressibilità/rigonfiabilità delle argille, sulla pressione di
rigonfiamento, permeabilità e sulla resistenza al taglio, come testimoniato da diversi studi (Bolt,
1956; Kenney, 1967; Mesri & Olsen, 1970 e 1971a; Mitchell et al., 1973; Di Maio, 1996a, 1996b;
Maggiò et al., 2002; Musso et al., 2008, Musso et al., 2013, solo per citarne alcuni).
4.1.1. Influenza della composizione chimica della soluzione interstiziale sulla
comprimibilità
La composizione chimica della soluzione interstiziale influisce significativamente sulla
comprimibilità in condizioni edometriche. Secondo la teoria di Gouy-Chapman lo spessore del
doppio strato diminuisce sia per valori della concentrazione ionica crescenti che per valori della
costante dielettrica decrescenti. Alla riduzione dello spessore del doppio strato segue la riduzione
della forza repulsiva tra particelle, e pertanto, in corrispondenza di una combinazione fissata di
sforzo totale e pressione dei pori corrisponde un indice dei vuoti inferiore. In letteratura sono stati
proposti alcuni approcci che, nel caso di materiali mineralogicamente omogenei e nell’ipotesi di
particelle isorientate, trascurando gli effetti che si generano agli estremi delle particelle,
consentono di prevedere la variazione della comprimibilità del materiale al variare della forza
ionica della soluzione saturante (Bolt, 1956). In virtù di queste assunzioni, altamente idealizzanti,
questi approcci sono di difficile applicazione per materiali naturali. Tuttavia è esperienza comune
che, anche per materiali attivi naturali, la comprimibilità decresca con la forza ionica: si riportano a
titolo di esempio i risultati ottenuti da Mesri & Olson (1971a) e da Di Maio et al. (2004), per due
argille attive aventi differente composizione mineralogica (Figura 8a,b). Entrambe le figure si
riferiscono a prove condotte con soluzioni di NaCl a crescente concentrazione.
La figura di sinistra, da Mesri & Olson (1971a) è relativa ad una Montmorillonite sodica avente
limite liquido misurato in acqua distillata wL= 1160 e superficie specifica Sa 500 m2/g. Si tratta di
un materiale ‘limite’ per via dell’elevata purezza ed elevatissima attività, che lo rendono
estremamente sensibile all’interazione chemo-meccanica.
La figura di destra si riferisce invece a prove effettuate sull’argilla di Bisaccia, la cui composizione
mineralogica è più variegata (Ca-smectite 30%, Illite 20%, Caolinite 10%, Clorite 10%, Quarzo
15%, Calcite 10% e Feldspati 5%) ed avente superficie specifica Sa =190 m2/g.
16
(a) (b) Figura 8: esempi di influenza della composizione della soluzione interstiziale sulla comprimibilità
edometrica: (a) Montmorillonite sodica (Mesri & Olson, 1971a), (b) argilla di Bisaccia (Di Maio et al., 2004)
In entrambi i casi si osserva una marcata riduzione della comprimibilità al crescere della salinità,
effetto più marcato nel caso della Bentonite sodica, in corrispondenza della più elevata frazione
smectitica e superficie specifica.
I risultati che seguono, tratti da Calvello et al. (2005), riportano il rapporto tra l’indice di
compressione, Cc misurato utilizzando diverse soluzioni interstiziali e quello misurato in acqua
distillata. La dipendenza è espressa in funzione della costante dielettrica delle diverse soluzioni
utilizzate (quella dell’acqua distillata essendo pari ad 80).
(a) (b) Figura 9: Normalizzazione dell’indice di Cc rispetto al valore relativo a saturazione con acqua distillata:
(a) argille smectitiche, (b) caolino. Tratto da Calvello et al., 2005
17
4.1.2. Variazioni di volume indotte da cambi chimici
Variazioni di forza ionica della soluzione saturante in condizioni di tensione imposta costante
comportano generalmente variazioni di volume. Esponendo un campione saturato con acqua
distillata ad una soluzione salina si ha generalmente una riduzione di volume; viceversa esponendo
un campione saturato con una soluzione elettrolitica ad una soluzione avente concentrazione
inferiore si ha generalmente l’espansione del materiale. Secondo quanto riportato da Barbour e
Fredlund (1989), due diversi processi contribuiscono a generare queste variazioni di volume. Il
primo contributo proviene dalla variazione transitoria di pressione dell’acqua a seguito del flusso
osmotico derivante dalla presenza di un gradiente chimico (consolidazione osmoticamente
indotta); il secondo contributo deriva invece dalla penetrazione (o dalla rimozione) dei cationi dalla
soluzione interstiziale, che modifica intimamente il regime di attrazione tra le particelle di terreno.
A questi contributi va sommato, nel caso in cui occorra, l’effetto dello scambio cationico tra le
particelle di argilla e la soluzione bagnante. La figura 10 riporta l’effetto dell’ingresso di acqua
distillata su campioni di un’argilla naturale delle Langhe (argilla di Monastero Bormida)
inizialmente saturati con una soluzione 1 molare di cloruro di sodio.
Figura 10: Rigonfiamento in edometro dell’argilla di Monastero Bormida, inizialmente saturata con una soluzione 1M di cloruro di sodio e successivamente esposta ad acqua distillata (Musso et al., 2008)
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
1 10 100 1000 10000
'v : kPa
void
ratio, e
MB1 Deca DW
MB1 Deca 1M NaCl
MB2 Deca DW
MB2 Deca 1M NaCl
After distilled waterdiffusion
Distilled water
18
L’effetto prodotto dall’esposizione a soluzioni aventi differente concentrazione salina su un’argilla a
predominante componente smectitica può essere apprezzato in Figura 11, nella quale sono riportati
i risultati di una prova edometrica eseguita a controllo di carico. L’esposizione del campione ad una
soluzione più elevata (da 0.01 M a 0.05 M di NaCl) determina un cedimento a carico costante ed
influenza la rigidezza in fase di scarico-ricarico. Quest’ultimo effetto è però, almeno in parte,
reversibile, in quanto la successiva esposizione alla soluzione con la concentrazione iniziale (i.e.
0.01 M di NaCl) riconduce l’argilla ad una rigidezza inferiore in fase di scarico.
Figura 11: Risultati di una prova edometrica a controllo di carico effettuata su un’argilla smectitica esposta a soluzioni di cloruro di sodio (NaCl) aventi concentrazione pari a 0.01 M (linea rossa) e a 0.05
M (linea verde).
In generale, l’entità delle deformazioni indotte chimicamente dipende sia dalla tensione che dalla
storia tensionale a cui questa avviene, e hanno una componente plastica, come mostrato dalle
figure che seguono, tratte da Di Maio (1996) e relative alla bentonite di Ponza.
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
10 100 1000
Def
orm
azio
ne
volu
met
rica
,
v[-
]
Tensione verticale, σV [kPa]
Campione SQ_NaB_3
cs=10 mM
cs=50 mM
v = 98.1 kPa, cambio soluzione da cs = 10 mM a cs = 50 mM
v = 392.3 kPa, cambio soluzione da cs = 50 mM a cs = 10 mM
19
Figura 12: Influenza dello stato tensionale sull’entità delle deformazioni indotte da penetrazione di una soluzione di cloruro di sodio su campioni ricostituiti, normalconsolidati, di bentonite di Ponza (Di
Maio, 1996). a a a=640 kPa
20
4.1.3. Influenza della composizione chimica della soluzione interstiziale sulla
resistenza al taglio
La resistenza al taglio dei terreni argillosi dipende sia dalla composizione mineralogica dei
medesimi che dalla composizione chimica della soluzione saturante. Un ampio corpo di letteratura
mostra come, particolarmente per le montmorilloniti, si registrino marcati incrementi di resistenza
al taglio al crescere della forza ionica, oppure al diminuire della costante dielettrica (ad es. Di Maio,
1996, Shridaran & Venkatappa Rao, 1979; Musso et al., 2008)
Figura 13: Influenza della costante dielettrica sulla resistenza a taglio di un Caolino (sinistra) e di una Montmorillonite (destra)
In diversi casi, prove condotte su montmorilloniti mostrano una relativa irreversibilità dell’effetto
dell’ingresso di cationi nella soluzione interstiziale. In particolare, a crescenti concentrazioni di ioni
potassio corrisponde talvolta un incremento di resistenza a taglio che non viene perso a seguito di
semplice ‘dilavamento’ con acqua distillata (si veda ad es. Di Maio et al., 2015).
21
4.1.4. Influenza della concentrazione chimica di soluzioni elettrolitiche sulla
permeabilità
Poiché la composizione chimica del fluido interstiziale influenza l’interazione tra le particelle di
argille attive, e quindi la dimensione dei pori che le separano, ossia la struttura del materiale, ne
consegue che anche la permeabilità ne viene influenzata. A parità di indice dei vuoti, infatti,
campioni saturati con soluzioni saline o con liquidi organici non polari mostrano conducibilità
idrauliche superiori rispetto a campioni saturati con acqua distillata (si veda, ad esempio, Michaels
and Lin, 1954; Mesri and Olson, 1971a, 1971b; Fernandez and Quigley 1985, Calvello et al, 2005;
Gajo and Maines, 2007; Castellanos et al. 2008). I risultati di Fernandez and Quigley (1988)
mostrano un sensibile incremento della permeabilità al diminuire della costante dielettrica del
fluido in soluzione: secondo Hueckel et al. (1997) la causa più probabile dei cambiamenti
permeabilità rilevati è la flocculazione delle particelle all’interno dei clusters.
Mesri and Olson (1971b) fanno dipendere l'incremento di permeabilità con la salinità dalla
contrazione di aggregati di particelle di argilla, che si riflette nell'aumento della dimensione dei
macro-pori.
I dati di Figura 14 sono stati ottenuti a partire dall’interpretazione di gradini di carico e di scarico di
prove edometriche condotte su campioni ricostituiti di bentonite FEBEX, saturata con soluzioni di
NaCl a diversa molarità. Si evidenzia che, a parità di indice dei vuoti, la conducibilità idraulica del
campione saturato con soluzione più concentrata è fino a 3 ordini di grandezza maggiore di quella
del campione saturato con soluzione meno concentrata. Quest’osservazione vale tanto per
campioni ricostituiti, quanto per campioni preparati a partire da compattazione statica sotto
elevate pressioni a contenuti d’acqua igroscopica. In altre parole, variazioni significative di
permeabilità sono attese a prescindere da quale sia la struttura originaria del materiale, purché
questo sia sufficientemente attivo.
(a) (b) Figura 14: Influenza della concentrazione di NaCl nell’acqua di saturazione sulla relazione tra
conducibilità idraulica ed indice dei vuoti per campioni di bentonite FEBEX: (a) ricostituiti (Musso e Della Vecchia, 2014); (b) compattati a secco e poi saturati (Castellanos et al., 2008)
22
L’effetto prodotto dalla permeazione con una soluzione 0.25 M di CaCl2 su un geocomposito
bentonitico (GCL) e su un’argilla smectitica (NaB), inizialmente permeati con acqua deionizzata,
può essere apprezzato in Figura 15, in cui è riportata la variazione sia di conducibilità idraulica sia
dell’indice dei vuoti. Il cloruro di calcio determina simultaneamente la riduzione del volume dei
vuoti dell’argilla e l’incremento della conducibilità idraulica. Questo fenomeno può essere
attribuito alla variazione di microstruttura dell’argilla, che, per effetto della sostituzione dello ione
sodio con lo ione calcio, passa da una configurazione dispersa ad una configurazione aggregata, con
una riduzione significativa della superficie specifica riferita ai pori conduttivi.
Figura 15: Risultati di prove di permeazione in permeametro a pareti flessibili, in termini di conducibilità idraulica K e indice dei vuoti e, al variare del fluido permeante da acqua deionizzata (pore volume negativi) a una soluzione di CaCl2 0.25 M (pore volume positivi). (da Puma et al., 2015)
4.1.5. Trasporto di massa nelle argille attive: flussi di soluto e di solvente, gradienti
idraulici e gradienti di concentrazione
In generale il termine osmosi è utilizzato per descrivere il fenomeno tale per cui un solvente fluisce
attraverso una membrana semipermeabile da una soluzione a più bassa concentrazione ad una a
più alta concentrazione. Una membrana è definita semipermeabile ideale se consente il passaggio
del solvente ma non del soluto. Nei mezzi porosi i fluidi possono fluire in risposta ad un gradiente
di pressione (flusso gravimetrico o darciano), ma anche in risposta a gradienti della concentrazione
chimica (osmosi chimica), del potenziale elettrico (elettro-osmosi) e della temperatura (termo-
osmosi). La prima componente di flusso è diretta, in quanto associa il moto di una specie al
gradiente di energia della medesima; le altre componenti sono dette accoppiate in quanto il moto
di un tipo è associato al gradiente di un’altra grandezza. Trascurando le componenti di flusso
generate da gradienti del potenziale elettrico, generalmente trascurabili in condizioni comuni, nei
terreni i flussi di solvente (acqua) e di soluto (sali) possono essere indotti sia da gradienti di
pressione idraulica che di concentrazione (Figura 16).
23
Figura 16: Schema concettuale delle componenti di flusso in argille attive
Il trasporto di massa può avvenire, o meno, in maniera accoppiata nei mezzi porosi, a seconda che
il terreno si comporti, o meno, come membrana semi-permeabile. In particolare, il passaggio del
soluto attraverso il mezzo poroso in risposta a gradienti di varia natura è libero e non impedito se il
mezzo poroso in questione non ha comportamento a membrana (Figura 17c); in caso contrario, il
flusso del soluto attraverso il mezzo poroso è contrastato (membrana reale – Figura 17b) o del tutto
impedito (membrana ideale – Figura 17a). Solo nel secondo e nel terzo caso può esistere una
componente di flusso osmotica.
Figura 17: Rappresentazione schematica dei flussi volumetrici e diffusivi
qg Js qc.o. Cest= 0 Cest= 0
Cest= 0
Cint
Cint
Cint
qg Js
qg Js qc.o.
( a ) Membrana ideale ( b ) Membrana reale
( c ) Assenza di comportamento a
membrana
qg : Flusso gravimetrico Js : Flusso del soluto
qc.o. : Flusso chimico-osmotico Cint : Concentrazione ionica interna Cest : Concentrazione ionica esterna
24
Il flusso osmotico può essere descritto usando una legge di flusso simile nella forma alla legge di
Darcy:
x
kq
w
oc
..
(1)
dove k è la conducibilità idraulica; ω è il coefficiente di efficienza osmotica (normalmente
compreso tra 0 ed 1); Π è la pressione osmotica e γw è il peso per unità di volume dell’acqua. Il
coefficiente di efficienza osmotica è una misura del grado con cui l’argilla si comporta come una
perfetta membrana semipermeabile.
L’espressione di van’t Hoff, teoricamente valida per soluzioni diluite, consente di valutare la
pressione osmotica come:
icRT (2)
dove: R è la costante universale dei gas, T è la temperatura in gradi Kelvin e ci la concentrazione di
soluto in soluzione.
Il coefficiente di efficienza osmotica è fortemente dipendente dalla chimica del fluido interstiziale,
dalla concentrazione ionica, dall’indice dei vuoti (o dalla porosità) del terreno, dal contenuto di
minerali smectitici (in particolare la montmorillonite) dalla microstruttura del terreno (si vedano
ad esempio i lavori di Kemper e Rollins, 1966; Olsen, 1972; Malusis et al., 2001; Malusis e
Shackelford, 2002a,b; Malusis et al., 2003). L’efficienza osmotica, generalmente, aumenta al
diminuire dell’indice dei vuoti, della concentrazione ionica e del contenuto di montmorillonite.
Figura 18: Dipendenza dell’efficienza osmotica dalla concentrazione e dalla porosità n per una bentonite (soluzioni di NaCl e CaCl2, da Kemper & Rollins, 1966) ed un geocomposito bentonitico (soluzioni di
KCl, da Malusis & Shackelford, 2002a).
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0.001 0.01 0.1
Co
effi
cien
te d
i ef
fici
enza
ch
imic
o-o
smo
tica
,
[-]
Concentrazione media della soluzione interstiziale, cavg [M]
KCl-n=0.74
KCl-n=0.78-0.80
KCl-n=0.86
NaCl-n=0.80
NaCl-n=0.84
NaCl-n=0.91
CaCl2-n=0.80
CaCl2-n=0.84
CaCl2-n=0.91
25
4.2 Prove di laboratorio per lo studio del comportamento chemo-idro-meccanico
delle argille attive
Il comportamento chemo-idro-meccanico delle argille attive va caratterizzato attraverso
un’adeguata campagna di prove di laboratorio; nel seguito si descrivono le modalità di esecuzione
delle principali tra queste.
4.2.1. Prove edometriche a concentrazione imposta e carico variabile e prove
edometriche a carico imposto e concentrazione variabile
Tali prove consentono di studiare la compressibilità delle argille per effetto non solo dei carichi ma
anche dei fenomeni di variazioni della concentrazione della soluzione interstiziale e di scambio
ionico tra le specie della soluzione interstiziale e le particelle di argilla. Le prove possono essere
condotte mediante attrezzature standard variando semplicemente le procedure esecutive. Due sono
essenzialmente le possibili modalità che possono essere seguite: la prima prevede incrementi del
carico verticale lasciando invariata la concentrazione ionica del fluido interstiziale, l'altra tipologia
di prova precede invece l'applicazione di cicli di incremento e decremento della concentrazione
ionica a diversi ma costanti livelli del carico verticale meccanico. Ciascuna procedura di prova
consente di studiare due degli aspetti essenziali del comportamento delle argille attive in presenza
di fluidi interstiziali con concentrazioni ioniche differenti (Di Maio, 1996a; Witteveen et al., 2013,
eccetera).
Nel primo schema di prova, il provino è in contatto con una soluzione salina a concentrazione
imposta e gli incrementi di carico sono applicati seguendo una progressione geometrica standard.
Il provino può essere ricostituito in laboratorio miscelando opportunamente il terreno essiccato
all'aria e ridotto in polvere con un quantitativo di soluzione salina in una percentuale in peso
corrispondente al 1.1% del limite liquido del terreno valutato per la concentrazione ionica scelta. Il
terreno e il fluido vengono lavorati con una spatola fino ad ottenere un impasto semiliquido.
L'impasto così ottenuto è riversato nell'anello edometrico in quantità sufficiente ad ottenere un
provino di altezza iniziale nota e densità (o porosità) imposta. La cella edometrica viene riempita
della medesima soluzione salina con cui è stato preparato il campione e ogni gradini di carico è
mantenuto per 24 ore.
Tale prova, ripetuta su campioni di terreno preparati con soluzioni a concentrazioni ioniche
crescenti, consente di analizzare l'influenza della composizione ionica del fluido interstiziale sui
parametri di comprimibilità delle argille attive.
Il secondo schema di prova, consiste nel variare la concentrazione salina del fluido interstiziale del
provino durante la prova edometrica standard in corrispondenza di un valore imposto della
tensione verticale. Il provino può essere preparato secondo quanto descritto precedentemente, in
tal caso utilizzando acqua distillata al posto della soluzione salina. Posizionato il provino
nell'apposito anello, si riempie la cella edometrica con acqua distillata e quindi si procede ad
incrementare il carico fino al livello tensionale prescelto secondo i tempi e i modi tipici della prova
edometrica standard. Al raggiungimento del suddetto livello tensionale, si impone un carico
chimico, sostituendo l'acqua distillata presente in cella con una soluzione salina a concentrazione
nota. Si registrano quindi i cedimenti del campione sotto tali condizioni per un tempo sufficiente
ad esaurire il processo di consolidazione indotta da cambi chimici (comunque non inferiore agli 8 -
10 giorni).
26
Al termine della predetta fase si opera uno scarico chimico semplicemente ripristinando la
presenza di acqua distillata nella cella edometrica, rimuovendo quindi la soluzione salina utilizzata.
Anche durante questa fase si procedere alla misura degli spostamenti per un intervallo di tempo
adeguato affinché si sviluppino tutte le deformazioni. Si noti che le esperienze a tale riguardo
indicano generalmente tempi di rigonfiamento anche significativamente più lunghi di quelli di
consolidazione. Durante questo intervallo di tempo è opportuno provvedere alla sostituzione
dell'acqua nel momento in cui si osserva un aumento della concentrazione ionica, che pertanto
deve essere monitorata ad esempio mediante la misura della conduttività elettrica del fluido. I cicli
di suzione osmotica così ottenuti possono essere ripetuti a diversi livelli di tensione. Questa
tipologia di prova consente di analizzare i fenomeni di consolidazione indotti da carichi osmotici ed
eventuali fenomeni di rigonfiamento dovuti invece a scarichi osmotici. È in tal modo possibile
verificare la reversibilità o meno dei cedimenti indotti per variazione di concentrazione (se il
catione della soluzione chimica è lo stesso presente nella struttura mineralogica dell’argilla) e
scambio cationico (se il catione nella soluzione salina è diverso da quello presente nella struttura
mineralogia dell’argilla).
4.2.2. Determinazione della pressione di rigonfiamento
È possibile valutare il comportamento meccanico e rigonfiante, e in particolare la pressione di
rigonfiamento, delle argille attive, in equilibrio con soluzioni elettrolitiche a concentrazione
costante, a partire da prove edometriche a controllo di carico e a deformazione impedita. Le
condizioni di preparazione dei campioni, in parte simili a quelle descritte nel paragrafo 3.2.1,
possono influenzare fortemente l’andamento della prova e l’entità della pressione di rigonfiamento
al variare dell’indice dei vuoti. Il comportamento meccanico e rigonfiante dipende inoltre dalla
concentrazione della soluzione elettrolitica di equilibrio e dalla valenza degli ioni presenti nel
liquido interstiziale: all’aumentare della concentrazione e/o della valenza degli ioni, infatti, i
fenomeni di rigonfiamento risultano meno marcati.
La valutazione della pressione di rigonfiamento può essere eseguita in due modi distinti al variare
della modalità di prova. Nel caso delle prove edometriche a controllo di carico, eseguite con
riferimento alla norma ASTM D2435-96, l’attenzione è rivolta ai rami di scarico dei diagrammi
semilogaritimici “tensione verticale, v vs indice dei vuoti, e” (i.e. log v vs e): secondo l’approccio
proposto da Cui et al. (2013), è possibile scomporre il ramo di scarico in due tratti “lineari” con
pendenze costanti, a seconda della predominanza dell’effetto meccanico (riscontrabile per una
tensione verticale esterna, v superiore ad una tensione di soglia, s) o dell’effetto fisico-chimico
(per v<s). Nel primo caso si ha una piccola variazione della microstruttura, un piccolo recupero
delle deformazioni accumulate in fase di carico e un modesto rigonfiamento al diminuire dei
carichi applicati; viceversa nel secondo caso, la microstruttura del materiale subisce grandi
variazioni e si osserva un significativo rigonfiamento. Dall’intersezione dei due rami di scarico si
può ricavare la tensione soglia, identificabile con la pressione di rigonfiamento, usw, che compete
all’indice dei vuoti raggiunto dal materiale prima della fase di scarico ed è generata dalle forze
repulsive di natura elettrostatica che si sviluppano alla microscala per le interazioni tra le particelle
solide e gli ioni contenuti nel fluido interstiziale.
Nel caso delle prove edometriche a deformazione assiale impedita, è possibile eseguire una misura
diretta della pressione di rigonfiamento mediante l’ausilio di una cella di carico, interposta tra la
traversa superiore di contrasto e il capitello che impedisce il rigonfiamento del campione di terreno
presente all’interno della cella edometrica (Figura 19a). Anche in questo caso, il campione può
essere inserito nell’edometro in polvere e idratato, con soluzioni saline o acqua deionizzata, fino ad
ottenere un indice dei vuoti prestabilito, oppure preidratato esternamente fino ad ottenere un
27
impasto semiliquido, consolidato fino ad una certa altezza, e infine fatto rigonfiare fino all’indice
dei vuoti desiderato.
In entrambe le prove descritte, la pressione di rigonfiamento ricavabile coincide con la pressione
necessaria a impedire il rigonfiamento di un campione di terreno: tale valore è correlato soltanto ai
fenomeni chimico-fisici (i.e. repulsione interparticellare conseguente all’interazione tra le particelle
di argilla cariche superficialmente e i cationi disciolti nella soluzione interstiziale), e non tiene
conto della componente legata alle forze di contatto intergranulari.
4.2.3. Determinazione dell’influenza della concentrazione ionica sulla resistenza a
taglio residua mediante prove di taglio anulare
L'influenza della concentrazione del fluido interstiziale sull'angolo di resistenza a taglio residuo
delle argille attive è determinabile eseguendo una serie di prove di taglio anulare, ad esempio con
attrezzatura standard (Bromhead). Le modalità di prova sono quelle standard che prevedono
l'individuazione di tre livelli tensionali rispetto cui valutare le tensioni tangenziali a rottura. Per
ogni concentrazione imposta, la prova viene eseguita per fasi, sono ripetute per ciascuna tensione
imposta sul provino. La procedura di prova consiste in:
- una fase di consolidazione, durante la quale si misurano i cedimenti indotti dal carico verticale
applicato;
- una fase di taglio indotta al provino imponendo una velocità di rotazione rapida dell'anello di base
(rottura veloce); ciò al fine di generare nel provino la superficie di taglio rispetto cui valutare le
tensioni tangenziali;
- una fase in cui si lasciano dissipare le eventuali sovrappressioni neutre sviluppatesi durante la
fase precedente;
- una fase di taglio in cui la velocità di rotazione imposta è lenta, durante la quale si valuta la
tensione tangenziale.
Ai fini dello studio proposto, la modalità di preparazione della miscela di terreno e soluzione ionica
è uguale a quella descritta per le prove edometriche a carico meccanico crescente e concentrazioni
ioniche costanti. L'impasto ottenuto è opportunamente disposto sull'anello della macchina di taglio
anulare prestando attenzione a non lasciare vuoti, fino ad ottenere un campione alto 5 mm. La cella
contente l'anello suddetto è riempito con la medesima soluzione ionica utilizzata per la
preparazione del campione medesimo. La prova viene quindi eseguita secondo le modalità
standard precedentemente descritte.
Le prove condotte su campioni di terreno preparati con soluzioni saline a molarità crescente,
consentono di verificare l'influenza delle concentrazioni ioniche del fluido interstiziale sulla
resistenza al taglio residuo.
Variando le modalità di preparazione dei campioni è possibile invece analizzare la reversibilità
dell’incremento di resistenza al taglio al diminuire della concentrazione ionica. La modalità di
preparazione da seguire in tal caso è la seguente. La miscela di terreno e soluzione salina a molarità
nota, secondo quanto precedentemente descritto, è utilizzata per la realizzazione di un provino a
densità nota da introdurre in un edometro mediante cui è possibile sottoporre il provino stesso ad
un processo di "flushing", inducendo un flusso di acqua distillata o di soluzione salina a
concentrazione ionica inferiore rispetto quella utilizzata per la sua preparazione. Durante il
28
processo si misurano i volumi di fluido che attraversano il campione, e la concentrazione ionica del
fluido in uscita mediante la misura della sua conduttività elettrica. Il processo è interrotto solo
quando la concentrazione ionica del fluido in uscita risulta essere corrispondente a quella del fluido
utilizzato per il processo di filtrazione. Il terreno è quindi utilizzato per la preparazione del provino
da sottoporre a taglio anulare.
4.2.4. Prove per la determinazione del coefficiente di efficienza osmotica
Il coefficiente di efficienza osmotica misura la capacità dell’argilla di esibire un comportamento a
membrana semipermeabile in risposta ad un gradiente di concentrazione salina. La prova è
eseguita mediante una cella riconducibile ad un permeametro modificato (Malusis et al., 2001) a
pareti rigide, in cui è possibile operare una circolazione di fluidi a concentrazioni ioniche imposte
differenti all'interno della pietra porosa superiore ed inferiore misurando contestualmente il
gradiente di pressione tra le estremità del campione (Figura 19b). In genere si impone una
condizione di flusso volumetrico nullo attraverso il campione facendo circolare, alla stessa velocità
(i.e. 0.05 ml/min) una soluzione elettrolitica a concentrazione nota (ct,ref) nella pietra porosa
superiore, e acqua deionizzata disaerata nella pietra porosa inferiore, e si monitora durante tutta la
prova il valore di pressione differenziale tra la testa e la base del provino. Il valore della pressione
differenziale raggiunge nel tempo una condizione di stazionarietà, rispetto cui è possibile valutare il
coefficiente di efficienza osmotica. Il valore dell’efficienza osmotica, o coefficiente globale di
riflessione (ωg), è infatti dato dal rapporto:
g
u
(3)
dove Δu rappresenta la differenza di pressione misurata durante la prova, in condizioni di flusso
volumetrico impedito, e ΔΠ è la differenza di pressione osmotica teorica attraverso una membrana
ideale, che può essere valutata mediante l’espressione di Van’t Hoff:
icRT (4)
dove: R è la costante universale dei gas (= 8.314 J/(mol K)), T è la temperatura assoluta (K) e ci è
la differenza tra le concentrazioni medie, ct,avg e cb,avg (mol) alle due estremità del campione,
valutata a partire dalle concentrazioni delle soluzioni fuoriuscite dalle pietre, ct,exit e cb,exit (mol).
Il coefficiente di efficienza osmotica è fortemente dipendente dalla chimica del fluido interstiziale,
dalla concentrazione ionica, dall’indice dei vuoti del terreno, dal contenuto di minerali smectitici
(in particolare la montmorillonite) dalla microstruttura del terreno (si vedano ad esempio i lavori
di Kemper e Rollins, 1966; Olsen, 1972; Malusis et al., 2001; Malusis e Shackelford, 2002a,b;
Malusis et al., 2003).
29
(a) (b)
Figura 19: (a) Attrezzatura per la misura della pressione di rigonfiamento in condizioni edometriche a deformazione assiale impedita; (b) attrezzatura per la misura della efficienza osmotica.
30
5. Prove eseguite nell'ambito del PRIN
Prove mirate agli obiettivi di una caratterizzazione chemo – idro – meccanica, eseguite secondo le
modalità precedentemente descritte, sono state effettuate nell’ambito del progetto PRIN 2010 -
2011 "La mitigazione del rischio frana mediante interventi sostenibili" dall'unità di ricerca del
Politecnico di Torino.
In questa sede vengono riassunti alcuni dei risultati sperimentali ottenuti, al solo fine di illustrare
con maggior chiarezza sopra introdotti.
Due sono le principali argille studiate nell'ambito del progetto: una argilla marnosa, proveniente
dal sito di Monastero Bormida, una area che nel 1994 fu interessata da un fenomeno di
scivolamento planare, ed una argilla smectitica ad un elevato contenuto di montmorillonite sodica,
di origine indiana.
L’argilla marnosa di Monastero Bormida, è un’argilla smectitica, con buone percentuali di illite e
tracce di clorite e caolinite (Musso et al., 2008). Nell'ambito degli studi eseguiti successivamente
agli eventi franosi del 1994, la giustificazione dei dissesti osservati fu individuata nella riduzione
del tenore di carbonati presenti nel terreno, per effetto di reazioni geochimiche favorite dalla
circolazione idrica del sito. Il contenuto in carbonati infatti fu rilevato del tutto assente nei
campioni di terreno prelevati nei pressi delle superfici di taglio, mentre valori oltre il 30% furono
misurati in campioni prelevati lontani dalle suddette superfici (Musso et la., 2008; Bottino et al.,
2011, Castelli et. al., 2014). Al fine di determinare gli effetti della decalcificazione sulle proprietà
fisico-maccaniche del terreno, la caratterizzazione di base del terreno e le prove di taglio anulare
furono eseguite su campioni di terreno nelle condizioni originarie di prelievo e su campioni soggetti
a decalcificazione indotta in laboratorio mediante un trattamento con acido cloridrico (Bottino et
al., 2011, Ligios, 2004). I risultati ottenuti nell'ambito degli studi predetti sono riportati nella
Tabella 7, in cui è evidente come i processi di decalcificazioni comportino un incremento della
superficie specifica e degli indici di Atterberg, mentre determinino una riduzione dell'angolo di
resistenza al taglio residuo.
Tabella 7: Proprietà indice, superficie specifica e tenori di carbonati in campioni dai blocchi prelevati a Monastero Bormida. (da Castelli et al., 2014)
MB0 MB1 MB2 MB1 MB2
decalcificato decalcificato
Limite liquido wL (%) 48 46 40 49 52
Limite plastico wP (%) 32 29 26 29 30
Indice di plasticità IP (%) 16 17 14 20 22
Superficie specifica, Ss (m2/g) ~50 57 55 85 96
Contenuto di carbonati (%) 15 16 34 - -
Angolo di resistenza a taglio residuo ’r (°) - 18.5 21.5 14.8 12.0
Alla luce dei risultati ottenuti durante gli studi precedenti, nell'ambito della ricerca PRIN condotta
dall'unità di Torino, ci si è focalizzati allo studio dell'influenza della concentrazione ionica del
fluido interstiziale sul comportamento fisico-meccanico della argilla di Monastero Bormida nel suo
stato decalcificato.
31
Come prima passo del programma sperimentale, sono state ripetute le misure degli indici di
Atterberg del terreno decalcificato utilizzando come fluido una soluzione di cloruro di potassio
(KCl) a concentrazioni ioniche crescente. Le misure sono state eseguite per soluzioni saline con
concentrazioni 0,5M, 1M e 4M. Il terreno è stato miscelato con la soluzione salina, di volta in volta
scelta, usando una spatola. La miscela è stata quindi utilizzata per la determinazione degli indici
secondo le procedure standard stabilite dalla ASTM (ASTM D4318-95). In tali casi il contenuto
d'acqua in corrispondenza dei limiti ricercati è stato definito come il peso dell'acqua diviso il peso
solido più i sali (Di Maio, 1996). Come visibile dalla Figura 17 limite liquido e limite plastico
decrescono al crescere della concentrazione ionica del fluido.
Figura 20: Evoluzione di limite liquido, plastico e dell'indice di plasticità con la concentrazione di
cloruro di potassio.
Il programma sperimentale si è quindi articolato in una serie di prove di taglio anulare, per la
determinazione dell'angolo di resistenza al taglio residuo, e di prove edometriche condotte su
campioni ricostituiti in laboratorio, in cui il controllo della suzione osmotica è stata effettuato
mediante l'utilizzo di soluzioni saline di cloruro di potassio (KCl) a concentrazioni crescenti,
secondo le modalità precedentemente descritte.
Per quanto riguarda le prove di taglio anulare, come si evince dai risultati riportati in Figura 18a,
l’angolo di resistenza al taglio residua incrementa all’aumentare della concentrazione ionica
dell'acqua interstiziale. Contrariamente ad altri studi, i risultati mostrano anche la reversibilità
dell’incremento di resistenza al taglio al diminuire della concentrazione ionica, secondo le modalità
di prova precedentemente descritte. Ciò molto probabilmente è dovuto alla procedura di "flushing"
mediante cui si è operato la riduzione degli ioni potassio. Per quanto riguarda le prove edometriche
si evidenziano i seguenti due risultati: la compressibilità dei campioni preparati con soluzioni a
concentrazioni ioniche differenti non risulta in alcun modo alterata o comunque qualunque
variazione è trascurabile (Fig. 18b); nei campioni in cui la esposizione alla soluzione elettrolitica è
avvenuta sotto carico costante si osserva un – modesto - processo di consolidazione osmotica
all’atto dell’esposizione (Fig. 18a) mentre non si osserva nessun fenomeno di rigonfiamento
osmotico riducendo la concentrazione ionica della soluzione o addirittura esponendo il campione
all’acqua distillata (Fig. 18b).
32
(a) (b) Figura 21: (a) Resistenza al taglio residua dell’argilla di Monastero Bormida (AT) al variare della concentrazione salina; (b) confronto prove edometriche condotte su campioni ricostituiti di argilla di Monastero Bormida (AT) con concentrazioni saline differenti.
(a) (b) Figura 22: (a) Prova edometrica su campione ricostituito di argilla proveniente dal sito di Monastero Bormida (AT) con cicli chimici a 3 differenti livelli tensionali; (b) evoluzione temporale della deformazione del campione durante la prova edometrica descritta in (a) fino al primo ciclo chimico.
Alcune prove per la determinazione della pressione di rigonfiamento e per la valutazione del
coefficiente di efficienza osmotica sono state eseguite invece su una argilla smectitica, avente un
elevato contenuto di montmorillonite sodica, presente in natura nei depositi delle argilliti. Il
materiale in questione possiede una capacità di scambio cationico pari a 105 meq/100 g; ed una
composizione mineralogica, stimata attraverso la diffrazione ai raggi X, prettamente costituita da
smectite (> 98%), con tracce di calcite, quarzo, mica e gesso. L’argilla smectitica è caratterizzata da
un limite liquido wL = 525 % e da una conducibilità idraulica di 8×10-12 m/s, misurata ad una
tensione efficace isotropa di confinamento pari a 27.5 kPa usando acqua deionizzata come fluido di
permeazione.
Le prove edometriche e le prove chimico-osmotiche sono servite per valutare il comportamento
accoppiato meccanico-osmotico, con l’obiettivo di determinare l’influenza delle caratteristiche alla
microscala sui fenomeni che si manifestano alla macroscala. Infatti, a causa della conformazione
33
cristallina della smectite, le particelle di argilla sono dotate di una elevata superficie specifica, S
(m2/g) e una carica elettrica negativa permanente: entrambe queste caratteristiche alla microscala
condizionano fortemente le proprietà misurabili alla macroscala, i.e. la pressione di rigonfiamento
e l’efficienza chimico-osmotica. A tale scopo, Dominijanni & Manassero (2012a,b) hanno introdotto
nel modello teorico il parametro macroscopico sk,0c , i.e. la concentrazione delle cariche elettriche
dello scheletro solido, riferita al volume dello scheletro solido: esso permette di tenere conto dei
fenomeni elettro-chimici legati alle forze microscopiche di superficie delle particelle di argilla e può
essere espresso mediante la seguente espressione:
Stern Sternsk,0 sk eff sk
l,AV
(1 f ) (1 f ) Sc S
F F N
(5)
in cui F è la costante di Faraday (=96.485 C/mol), Seff la superficie specifica effettiva degli aggregati
di particelle, la carica elettrica superficiale (=0.114 C/m2) delle singole particelle, sk la densità
della fase solida (2.65 gcm3), ed fStern la frazione di carica elettrica superficiale compensata dai
cationi adsorbiti specificatamente nello strato di Stern (50-90 %). La superficie specifica effettiva è
data dal rapporto tra la superficie specifica totale della singola particella di argilla, S (=760 m2/g) e
il numero medio di particelle per aggregato, Nl,AV. Ne consegue che, al diminuire del numero medio
di particelle per aggregato, il valore di sk,0c tende ad aumentare, a parità degli altri parametri in
questione.
Secondo l’approccio teorico di riferimento (Dominijanni & Manassero, 2012a,b), la pressione di
rigonfiamento, usw e il coefficiente globale di riflessione, g risultano funzioni del parametro
macroscopico sk,0c mediante le espressioni (6) e (7), valide nel caso di soluzioni saline di ioni
monovalenti (e.g. cloruro di sodio, NaCl).
2
sk,0
sw s
s
cu 2RTc 1 1
2ec
(6)
in cui R è la costante universale dei gas (= 8.314 J/(mol K)), T la temperatura assoluta, cs la
concentrazione molare della soluzione salina in equilibrio con il terreno;
sk,0 2 1
g 2 1 11 1t,avg b,avg
c Z 2t 11 Z Z (2t 1) ln
Z 2t 12 c c e
(7)
con:
2 2
t,avg b,avg1,01 1 2
1,0 2,0 sk,0 sk,0
2 c e 2 c eDt , Z 1 e Z 1
D D c c
in cui D1,0 e D2,0 rappresentano rispettivamente il coefficiente di diffusione del catione Na+ e
dell’anione Cl- in soluzione libera, ct,avg e cb,avg le concentrazioni medie di NaCl rispettivamente nella
pietra porosa superiore e inferiore (i.e. valore medio tra le concentrazioni in entrata, ct,ref e cb,ref e
quelle in uscita, ct,exit e cb,exit).
34
I valori della pressione di rigonfiamento, usw di campioni ricostituiti, in equilibrio con soluzioni
saline di cloruro di sodio a concentrazione costante pari a 10 mM, sono stati stimati attraverso
entrambi i metodi precedentemente descritti. A titolo d’esempio, si riportano (Errore. L'origine
riferimento non è stata trovata., Figura 24) i risultati di una prova edometrica eseguita su un
campione (SQ_NaB_1) di argilla smectitica, idratato direttamente all’interno dell’anello
edometrico, a partire da uno stato anidro, con una soluzione di cloruro di sodio a concentrazione
10 mM, insieme alla valutazione della pressione di rigonfiamento, al variare dell’indice dei vuoti
raggiunto dal materiale, secondo il metodo della doppia pendenza dei rami di scarico, proposto da
Cui et al. (2013); in Tabella 8 sono riassunti i risultati ottenuti su altri campioni analoghi testati
secondo la procedura edometrica a controllo di carico.
Per le prove edometriche a deformazione impedita, a titolo d’esempio si riportano (Figura 25) le
misure nel tempo della pressione di rigonfiamento di un campione (SQ_NaB_NTA2) di argilla
smectitica, idratato direttamente all’interno dell’anello edometrico, a partire da uno stato anidro,
con una soluzione di cloruro di sodio a concentrazione 10 mM; in Tabella 9 sono riassunti i dati
sperimentali di altri campioni dello stesso materiale in equilibrio con la stessa soluzione di prova.
Si noti che i campioni SQ_NaB_1,4,5 e SQ_NaB_NTA1,2 sono stati idratati a partire da uno stato
anidro direttamente in cella edometrica, mentre i campioni SQ_NaB_TTw1,2 e SQ_NaB_NTAw
sono stati preidratati esternamente fino ad un contenuto d’acqua prossimo al limite liquido e poi
consolidati in edometro: la differente modalità di preparazione dei campioni spiega i due
andamenti ottenuti al variare dell’indice dei vuoti, come si può notare dal grafico di Figura 26.
I valori sperimentali della pressione di rigonfiamento al variare dell’indice dei vuoti sono stati
correlati alle proprietà microscopiche dell’argilla smectitica in questione, adottando l’equazione
(6), come evidenziato nel grafico di Figura 26. Per i dati in questione sono stati ricavati dei valori
costanti della concentrazione delle cariche fisse dello scheletro solido, rispettivamente pari a
sk,0c 95 mM nel caso dei campioni idratati da secco in cella edometrica, e a sk,0c 305 mM nel
caso dei campioni preidratati e consolidati. Da tali valori di sk,0c
si possono desumere campioni di
argilla smectitica caratterizzati rispettivamente da microstruttura aggregata (Nl,AV = 4) e dispersa
(Nl,AV = 1). Questo risultato riveste una particolare rilevanza applicativa, in quanto mette in
evidenza l’influenza sul comportamento meccanico della microstruttura dell’argilla, a sua volta
dipendente dalla modalità di formazione, ovvero dalla modalità di preparazione del campione in
laboratorio (e.g., idratato da secco in edometro o pre-idratato con un elevato contenuto d’acqua) o
dalla modalità di deposizione e di esposizione ai fattori ambientali (e.g., temperatura,
precipitazioni) in natura.
35
Figura 23: Andamento nel tempo della variazione di altezza del campione SQ_NaB_1, idratato in cella edometrica a partire da uno stato anidro con una soluzione di NaCl 10 mM.
Figura 24: Valutazione della pressione di rigonfiamento al variare degli indici dei vuoti raggiunti dal campione SQ_NaB_1, in equilibrio con una soluzione di NaCl 10 mM.
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90
Va
ria
zio
ne
di
alt
ezza
del
ca
mp
ion
e,
h [
mm
]
Tempo, t [gg]
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
10 100 1000 10000
Ind
ice
dei
vu
oti
, e
[-]
Tensione verticale totale, v [kPa]
e1usw1
usw2
e2
e3
A
B
C
D
E
F
G
H
I
J
usw3
36
Figura 25: Valutazione nel tempo della pressione di rigonfiamento raggiunta dal campione SQ_NaB_NTA2 ad un indice dei vuoti pari a 3.32, in equilibrio con una soluzione di NaCl 10 mM.
Tabella 8: Valori di pressione di rigonfiamento ricavati a partire da prove edometriche a controllo di
carico su campioni di argilla smectitica in equilibrio con soluzioni di NaCl a concentrazione costante
pari a 10 mM.
CAMPIONE ei [-] usw (ei) [kPa]
SQ_NaB_1
3.10 49
1.45 120.7
0.60 310
SQ_NaB_4 1.15 150
SQ_NaB_5
4.17 33.0
2.28 66.0
0.86 228
SQ_NaB_TTw1 4.10 130.7
2.41 264.9
SQ_NaB_TTw2 2.80 200.0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0 50 100 150 200 250
Pre
ssio
ne
di
rig
on
fia
men
to, u
sw[k
Pa
]
Tempo, t [h]
37
Tabella 9: Valori di pressione di rigonfiamento ricavati a partire da prove edometriche a deformazione
impedita su campioni di argilla smectitica in equilibrio con soluzioni di NaCl a concentrazione costante
pari a 10 mM.
CAMPIONE ei [-] usw (ei) [kPa]
SQ_NaB_NTA1 3.98 27.0
SQ_NaB_NTA2 3.32 43.0
SQ_NaB_NTAw 3.48 203.0
Figura 26: Risultati sperimentali di pressione di rigonfiamento in funzione dell’indice dei vuoti e curve teoriche secondo modello di riferimento (Dominijanni & Manassero, 2012a,b), imponendo
rispettivamente un valore di sk,0c 95 mM (linea continua) e di sk,0c 305 mM (linea tratteggiata)
nell’equazione (6).
La valutazione del coefficiente globale di riflessione dell’argilla smectitica precedentemente
descritta è stata eseguita mediante l’attrezzatura riportata in Figura 19b, al variare dell’indice dei
vuoti del materiale, e della differenza di concentrazione salina di NaCl tra le estremità del
campione. I campioni testati sono stati idratati esternamente con acqua deionizzata ad un
contenuto d’acqua inferiore al limite liquido, e consolidati fino all’indice dei vuoti desiderato,
prima di procedere con la prova chimico-osmotica. A titolo di esempio si riporta (Figura 27)
l’andamento nel tempo del coefficiente globale di riflessione, g misurato, secondo la procedura
descritta in precedenza, per un campione avente indice dei vuoti, e=10.37, per differenze di
concentrazione crescenti al progredire della prova: si noti che nella pietra porosa superiore viene
fatta circolare una soluzione di NaCl a concentrazione crescente, ct,ref, mentre nella pietra porosa
inferiore acqua deionizzata disaerata (i.e. cb,ref 0). Tali risultati sperimentali, insieme ad altri
10
100
1000
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
Pre
ssio
ne
di
rig
on
fia
men
to, u
sw[k
Pa
]
Indice dei vuoti, e [-]
Campioni idratati da secco (prova edometrica convenzionale ASTM D 2435-96)
Campioni idratati da secco (prova edometrica a deformazione impedita)
Campioni consolidati (prova edometrica convenzionale ASTM D 2435-96)
Campioni consolidati (prova edometrica a deformazione impedita)
Dominijanni et al. (2013)
38
derivati a partire da prove su campioni dello stesso materiale caratterizzati da diversi indici dei
vuoti, sono riassunti in Tabella 10.
Anche in questo caso, i valori sperimentali del coefficiente globale di riflessione riportati in Tabella
10 possono essere messi in relazione con le proprietà microscopiche del materiale (cfr. parametro
sk,0c ) mediante l’espressione (7), come evidenziato nel grafico di Figura 28.
Figura 27: Valutazione nel tempo del coefficiente globale di riflessione di un campione di argilla smectitica caratterizzato da un indice dei vuoti e=10.37, al variare della concentrazione, ct,ref di NaCl nella pietra porosa superiore.
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0 200 400 600 800 1000
Co
effi
cien
te g
lob
ale
di
rifl
essi
on
e,
g[-
]
Tempo, t [h]
g = 0.19
g = 0.11
g = 0.02
ct,ref = 10.82 mM ct,ref = 20.99 mM ct,ref = 52.78 mM
39
Tabella 10: Valori sperimentali del coefficiente globale di riflessione al variare dell’indice dei vuoti del campione e delle concentrazioni delle soluzioni di NaCl alle estremità.
e
(-) ct,ref
(mM) ct,exit
(mM) cb,exit
(mM) ct,avg
(mM) cb,avg
(mM) cavg
(mM) Δu
(kPa) ΔΠ
(kPa) g
(-)
4.26
5.16 5.12 0.83 5.14 0.42 2.78 15.65 23.02 0.68
10.27 9.61 0.85 9.94 0.43 5.19 26,87 46.33 0.58
20.24 18.93 1.45 19.58 0.72 10.15 30.32 91.89 0.33
51.94 47.39 4.39 49.67 2.19 25.93 32.38 231.30 0.14
109.31 97.18 9.78 103.24 4.89 54.07 23.96 479.21 0.05
6.26
11.00 9.89 0.97 10.45 0.49 5.47 23.30 48.55 0.45
19.77 19.49 1.52 19.63 0.76 10.19 26.59 94.96 0.28
51.22 46.87 1.94 49.04 0.97 25.01 25.77 234.23 0.11
10.37
10.82 10.08 1.12 10.45 0.56 5.51 9.25 48.70 0.19
20.99 19.77 2.07 20.38 1.03 10.71 10.47 95.22 0.11
52.78 48.62 5.39 50.70 2.64 26.67 4.25 236.30 0.02
Per i dati in questione sono stati ricavati rispettivamente sk,0c 90 mM nel caso del campione
caratterizzato da e = 4.26, sk,0c 115 mM nel caso del campione caratterizzato da e = 6.26, e
sk,0c 80 mM nel caso del campione caratterizzato da e = 10.37. Da tali valori di sk,0c
si possono
desumere campioni di argilla smectitica caratterizzati anche in questo caso da microstruttura
aggregata (Nl,AV = 3-4), in accordo con quanto ricavato dalle prove per la valutazione della
pressione di rigonfiamento su campioni idratati in cella edometrica con soluzioni di NaCl a
concentrazione 10 mM.
40
Figura 28: Risultati sperimentali del coefficiente globale di riflessione dei campioni testati in funzione della concentrazione media di NaCl nella pietra porosa superiore e curve teoriche secondo il modello di
riferimento (Dominijanni & Manassero, 2012a,b), imponendo rispettivamente un valore di sk,0c 90 mM
(linea tratteggiata, per e=4.26), sk,0c 115 mM (linea puntinata, per e=6.26), e sk,0c 80 mM (linea continua,
per e=10.37) nell’equazione (7).
L’intervallo di concentrazioni saline investigato nelle prove per la determinazione della pressione
di rigonfiamento e del coefficiente globale di riflessione non è stato tale da indurre una variazione
significativa della microstruttura dell’argilla smectitica e, di conseguenza, dei parametri di stato
considerati (e.g. Nl,AV, SEff e sk,0c ). Per tale motivo, l’approccio teorico proposto per la modellazione
del comportamento idro-chemo-meccanico delle argille smectitiche deve essere validato
considerando altri risultati sperimentali (e.g. da altre prove di permeabilità e per la valutazione
della pressione di rigonfiamento), ricavati in presenza di concentrazioni saline superiori a 200 mM
e, possibilmente, a 1 M: infatti, in tali casi, la microstruttura del materiale subisce importanti
variazioni a causa del fenomeno di flocculazione, in presenza di modeste tensioni di confinamento
(i.e. elevati valori di indice dei vuoti), con conseguente incremento del numero medio di particelle
per tactoide, Nl,AV, e decremento della superficie specifica effettiva, SEff e della concentrazione delle
cariche fisse dello scheletro solido, sk,0c . Di conseguenza, sono stati considerati i risultati
sperimentali di prove di permeabilità e prove edometriche a controllo di carico e/o a deformazione
impedita, al fine di validare il modello teorico proposto da Dominijanni & Manassero (2012a,b).
I risultati sperimentali e quelli teorici sono stati confrontati nel modo seguente:
- A partire da una serie di risultati di prove di condubilità idraulica, k su altre argille
smectitiche permeate con differenti soluzioni saline, è stata valutata la superficie specifica
effettiva, Seff mediante la seguente espressione: (Kozeny 1927; Carman 1956; Dominijanni
et al. 2013):
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0.0001 0.001 0.01 0.1 1
Co
effi
cien
te g
lob
ale
di r
ifle
ssio
ne,
g
[-]
Concentrazione media di NaCl
nella pietra porosa superiore, ct,avg [M]
e = 4.26
e = 6.26
e = 10.37
41
3
wm m
2
m w ev sk eff
ek
3 (1 e ) ( ) ( S )
(8)
Trascurando in prima approssimazione il coefficiente di elettro-viscosità, ev, gli altri
termini riportati nell’espressione (8) sono: m = fattore di tortuosità (1), indicativo della
natura tortuosa degli effettivi percorsi di diffusione delle molecole di soluto all’interno dei
pori interconnessi, em = indice dei vuoti relativo allo spazio tra gli aggregati, ev =
coefficiente di viscosità dell’acqua, e w = peso dell’unità di volume dell’acqua.
- Sono stati stimati il numero medio di particelle per tactoide, Nl,AV e il parametro sk,0c a
partire dall’espressione (5). A partire dai valori di sk,0c stimati, sono stati ricavati mediante
l’Eq. (6), i corrispettivi valori della pressione di rigonfiamento.
- Con riferimento all’espressione (5), il grafico di Figura 29 evidenzia l’affidabilità del
modello teorico proposto, in quanto tutti i valori sperimentali della pressione di
rigonfiamento considerati, ricavati a partire da diverse prove edometriche a controllo di
carico e a deformazione impedita, su campioni di argilla smectitica permeati o idratati con
acqua deionizzata o con soluzioni saline a concentrazioni saline cs ≤ 10 mM, risultano in
accordo con l’andamento teorico atteso.
- Infine, per la valutazione del parametro Nl,AV sono stati considerati tutti i risultati
sperimentali di usw misurati a partire da vari campioni di argilla smectitica in contatto sia
con acqua deionizzata che con diverse soluzioni ioniche (Eq. 5). Tale parametro è correlato
univocamente con gli altri due parametri di stato relativi alla microstruttura e alla carica
elettrica (i.e. Seff, sk,0c ); inoltre, esso consente una valida previsione del comportamento
chimico-osmotico, idraulico e meccanico delle argille smectitiche. I valori stimati di Nl,AV
sono stati rappresentati nel grafico di Figura 30, in funzione dell’indice dei vuoti relativo
allo spazio compreso tra i tactoidi, em, e al variare della concentrazione delle soluzioni
saline in contatto con il materiale. Per ogni concentrazione considerata, ad eccezione
dell’acqua deionizzata, i valori di Nl,AV mostrano, dopo un decremento iniziale fino ad un
minimo, un andamento monotono crescente all’aumentare di em.
42
Figura 29: Pressione di rigonfiamento, usw, in funzione dell’indice dei vuoti relativo allo spazio tra gli aggregati, em, per campioni di argilla smectitica sottoposti ad altre prove con acqua deionizzata e
soluzioni di ioni monovalenti a concentrazioni saline 10 mM
Figura 30: Numero medio di particelle per tactoide in funzione dell’indice dei vuoti relativo allo spazio tra gli aggregati, em, per campioni di argilla smectitica sottoposti a prove di conducibilità idraulica, prove osmotiche, e prove edometriche per la valutazione della pressione di rigonfiamento.
0
500
1000
1500
2000
0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00
Sw
ell
ing
pre
ss
ure
,u
sw
[kP
a]
Micro-void ratio, em [-]
Manca (2015)
Di Emidio (2010)
Seiphoori (2014)
Puma et al. (2015)
Boffa et al. (2016)
Theoretical model
(Dominijanni et al., 2013)
0.0
20.0
40.0
60.0
80.0
100.0
0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00 4.50
Nu
mb
er
of
pla
tele
ts p
er
tac
toid
[-]
Micro-void ratio, em [-]
2
1
3
4
5
6
7
8
9
10
deionized water
cs= 10 mM
Manca (2015)
sol. conc. 250 mMManca (2015)
deionized waterManca (2015)
sol. conc. 1000 mMManca (2015)
sol. conc. 4000 mMDi Emidio (2010)
deionized waterSeiphoori (2014)
deionized waterPuma et al. (2015)
deionized waterMazzieri et al. (2013)
deionized waterBoffa et al. (2016)
sol. conc. 10 mMPuma et al. (2015)
sol. conc. 500 mM
43
6. Raccomandazioni sullo studio delle Argille Attive
La principale caratteristica delle argille attive, come precedentemente detto, è quella di subire
ampie variazioni di volume a seguito della variazione del contenuto d’acqua e/o della composizione
chimica del fluido interstiziale. Queste peculiarità influenzano fortemente il comportamento
chimico-idraulico-meccanico delle argille. Risulta pertanto particolarmente importante procedere
allo studio del comportamento di questi terreni secondo un approccio scientifico ben definito al
fine di poter comprendere a pieno le problematiche e le dinamiche che contraddistinguono i pendii
caratterizzati dalla presenza preponderante di questo tipo di argille. La finalità è quella di poter
individuare le criticità legate principalmente alle peculiarità di questi terreni e individuare in tal
modo gli interventi più adeguati per la mitigazione del rischio.
Innanzitutto, risulta necessario prevedere una accurata attività di studio in sito, finalizzata alla
delimitazione dell’area di interesse, alla ricognizione superficiale per individuare tutti i possibili
segnali dei fenomeni di instabilità quiescenti o incipienti, alla individuazione delle aree dove
eseguire i sondaggi e il campionamento, l’individuazione delle aree e la tipologia delle prove da
eseguire in sito, e l’estensione e le modalità per il monitoraggio dell’area. È opportuno definire nel
contempo la campagna sperimentale da condurre in laboratorio.
Alla luce della descrizione, seppur sintetica, sul comportamento delle argille attive, è possibile
individuare alcuni criteri che possono essere da guida nelle attività suddette. Considerata la
sensibilità che le argille attive mostrano nei confronti delle variazioni del contenuto d’acqua e della
composizione chimica dei fluidi interstiziali, risulta certamente fondamentale prevedere la misura
della suzione, del contenuto d’acqua, la valutazione della tipologia e dell’entità della falda,
compresa le misure di composizione chimica delle acque. Le attrezzature in essere (tensiometri,
sonde TDR, piezometri e sonde mono o multi-parametriche per la misura della conducibilità
elettrica, la salinità, la individuazione delle specie ioniche) consentono sia di ottenere delle misure
in campo atte a caratterizzare il terreno, sia di procedere ad un monitoraggio nel tempo
dell’andamento delle relative grandezze che influiscono sul comportamento del terreno. Tali
misure possono essere utilizzate per condurre tempestivamente delle previsioni di comportamento
del terreno, studiando l’evoluzione di possibili fenomeni di instabilità e quindi opportunamente
intervenire. Ciò è possibile solo avendo a disposizione un modello geotecnico adeguato. A tal fine
fondamentali risultano tanto le predette indagini in sito quanto e soprattutto le prove sperimentali
da condurre in laboratorio. Le prove descritte precedentemente per la classificazione e la
caratterizzazione idro-chemo-maccanica delle argille attive, devono essere condotte proprio nella
direzione di poter valutare i parametri che meglio descrivono il modello geotecnico.
6.1 Tipologie di interventi
La stabilità di un pendio può essere migliorata attraverso opportuni interventi. Tra tutte le possibili
soluzioni è necessario poter scegliere l’intervento più efficace compatibilmente con le risorse
economiche. A tale scopo, le azioni da intraprendere devono essere scelte innanzitutto valutando
attentamente i processi principali che minano la stabilità del pendio, secondariamente optando tra
le tecniche più appropriate e sufficienti ad intervenire proprio sui predetti processi, riducendone i
loro effetti sul pendio.
Per quanto riguarda i pendii caratterizzati dalla presenza di argille attive, vista la sensibilità di
questi terreni nei confronti della variazione del contenuto d’acqua e/o della variazione della
composizione ionica dell’acqua interstiziale, è evidente che tra le possibili soluzioni tecniche la
realizzazione di sistemi drenanti risulta l’azione più appropriata. I sistemi drenanti possono essere
superficiali o profondi e mirano a prevenire l’erosione superficiale, riducendo così i potenziali
fenomeni di instabilità superficiale, l’infiltrazione delle acque di ruscellamento superficiale, e più in
44
generale le pressioni interstiziali lungo la superficie di scorrimento, effettiva o potenziale, con
conseguente aumento della resistenza al taglio disponibile.
Tra i principali interventi di drenaggio si distinguono le trincee, i dreni, sub-orizzontali e verticali, i
pozzi e le gallerie. Per la semplicità delle tecniche esecutive e i costi contenuti, le trincee drenanti e
i dreni tubolari sono più frequentemente utilizzati nelle applicazioni, mentre i maggiori oneri
costruttivi ed economici limitano il ricorso ai pozzi e alle gallerie drenanti (Desideri & Rampello,
2009).
Negli elementi drenanti, vuoti o riempiti di materiale di elevata permeabilità, è possibile
l’allontanamento dell’acqua drenata e il controllo della pressione del fluido interstiziale; se gli
elementi sono a contatto con l’atmosfera il sistema è detto a gravità e la pressione agente sui
contorni drenanti è pari a quella atmosferica (u = 0); se i contorni sono mantenuti ad una
pressione minore di quella atmosferica, a mezzo di pompe a vuoto, il sistema è detto sottovuoto (u
< 0).
Alcune indicazioni per ciascuna tipologia di dreni sono sintetizzate nel seguito, rimandando ai testi
specialistici per indicazioni più dettagliate e per i criteri di dimensionamento.
Le trincee drenanti hanno in genere una sezione trasversale rettangolare, di larghezza compresa tra
0.5 e 1.0 m in dipendenza dell’utensile di scavo e profondità massime di 4–5 m, se scavate con
escavatore a cucchiaio rovescio (Figura 31).
Figura 31: Sezioni tipiche di trincee drenanti (da Walker e Mohen, 1987 – modificata)
Per altezze di scavo maggiori di 2 m, le pareti devono essere adeguatamente sostenute, avendo cura
di eseguire le operazioni di scavo e il riempimento della trincea per tratti di limitata estensione in
direzione longitudinale. Trincee di maggiore profondità (5–25 m) possono essere realizzate con
tecniche analoghe a quelle impiegate per le paratie di pali secanti o di pannelli rettangolari,
utilizzando, ove necessario, fanghi polimerici per il sostegno delle pareti di scavo.
La funzione drenante delle trincee viene esplicata dal materiale di riempimento, costituito da
terreno a grana grossa, che deve essere protetto mediante un filtro in geotessile per evitare il suo
progressivo intasamento per effetto del trasporto di materiale fine durante il processo di drenaggio.
Inoltre alla base della trincea si dispongono 1–2 tubi finestrati di 100-200 mm di diametro,
anch’essi rivestiti di geotessile. Nella parte superiore del dreno si dispone una protezione per
impedire l’infiltrazione diretta delle acque superficiali e il trasporto di materiale fine. La
disposizione planimetrica delle trincee è sempre longitudinalmente in direzione monte – valle
(Figura 32a). Una altra configuraziona adottata è quella cosiddetta “a spina di pesce” (Figura 32b).
Infine, è buona norma prevedere la realizzazione di pozzetti di ispezione per permettere il
periodico lavaggio dei tubi di drenaggio.
45
(a) (b) Figura 32: (a) Schema di trincee drenanti parallele; (b) Schema di trincee drenanti con rami secondari (da Pun e Urciuoli, 2008 - modificata)
I dreni sub-orizzontali sono costituiti da un insieme di fori sub-orizzontali di piccolo diametro
eseguiti con pendenze verso valle maggiori del 3 %, in modo da allontanare l’acqua per gravità.
All’interno dei fori viene inserito un tubo finestrato, di diametro pari a 100 - 120 mm, dotato di un
tappo di fondo e rivestito da un filtro in geotessile per impedire il trasporto di materiale fine
all’interno del dreno. I tubi drenanti possono rappresentare l’unico sistema profondo di drenaggio
oppure, più frequentemente, essere collegati a gallerie o a pozzi drenanti in modo tale da allargarne
il raggio di influenza. Possono, pertanto essere installati in direzione parallela al pendio a partire
dal piano di campagna, su uno o più livelli a diverse quote, con opportuna sfasatura tra i dreni dei
diversi livelli, o, radialmente, dall’interno di pozzi che possono essere realizzati su una o più file
trasversalmente al pendio (Figura 33). Se i dreni di uno stesso livello sono installati a piccoli
interassi, l’effetto complessivo del sistema è quello di un piano drenante. È stato mostrato che
interassi minori o uguali al 20% della lunghezza dei dreni sono sufficienti per produrre questo
effetto (Di Maio et al.,1988). Per garantire l’efficacia nel tempo di un sistema di dreni tubolari è
necessaria una manutenzione periodica che preveda il lavaggio dei tubi con acqua o aria in
pressione; in assenza di tale manutenzione la vita utile di un sistema di dreni è di circa 15-20 anni.
Figura 33: Schema di dreni tubolari installati da pozzi (da Pun e Urciuoli, 2008 - modificata)
I pozzi drenanti sono opere di drenaggio profondo (oltre i 10 m) di medio (1-1.5 m) e grande
diametro (pozzi di diametro superiore anche ai 5 m con sistema drenante diffuso di microdreni),
utilizzate per assolvere la funzione di drenaggio e controllo delle falde freatiche. Oltre ad
intercettare le acque sotterranee e ad abbattere sensibilmente il livello di falda, i pozzi, nel caso in
46
cui si immorsino nel terreno stabile al di sotto della potenziale superficie di rottura, esercitano
un’aggiuntiva funzione di sostegno del corpo di frana. I pozzi drenanti possono essere realizzati
isolatamente, abbinati sovente a dreni sub-orizzontali e gallerie drenanti, oppure in
giustapposizione, in modo tale da formare una sorta di paratia drenante; in quest’ultimo caso il
foro viene riempito con materiale drenante e lo scarico delle acque avviene per gravità. Un esempio
di un pozzo drenante a grande diametro è mostrata in Figura 34.
Figura 34: Sezione tipo di pozzo drenante di grande diametro, in calcestruzzo armato, munito di dreni sub-orizzontali a raggiera, posti su più livelli (da manuale APAT, 2002).
Le gallerie drenanti (Figura 35) hanno lo scopo di ridurre il carico idraulico all’interno del corpo di
frana, raccogliendone le acque ed allontanandole dalla zona da stabilizzare. Le acque del sottosuolo
vengono intercettate direttamente dalla galleria e per mezzo di dreni scavati dal tetto e dalle pareti
della galleria sulla massa sovrastante. Vengono realizzate nei terreni stabili circostanti alla massa
in frana e possono essere raccordate a pozzi verticali di grande diametro. Il sistema è costituito da
una galleria di piccole dimensioni (sezione alta 1.8-2 m e larga 1-2 m), tali comunque da
consentirne l’ispezione e la manutenzione, dalla quale generalmente si diparte una serie di
drenaggi scavati sulla massa sovrastante. Sono scavate prevalentemente con sistemi tradizionali
utilizzati nelle gallerie, ma recentemente sono state documentate applicazioni in cui è stata
introdotta anche la tecnica del microtunnelling (Angeli M.G. e Pontoni F., 2002).
Figura 35: Drenaggio profondo realizzato con galleria drenante e reti di tubi drenanti sub-orizzontali (da manuale APAT, 2002).
Una tipologia di intervento per la stabilizzazione di pendii costituiti prettamente da argille attive
che può risultare particolarmente adatta è il trattamento chimico del terreno allo scopo di
migliorarne le caratteristiche fisiche e meccaniche. Come già descritto precedentemente la
variazione della concentrazione ionica dell’acqua interstiziale comporta una sensibile variazione
della resistenza del terreno (se la concentrazione ionica si abbassa per apporto di acque dolci di
varia origine - meteoriche percolanti e/o di falda circolanti nel sottosuolo), si possono verificare
delle modificazioni significative delle caratteristiche chimico-fisiche e microstrutturali, con
conseguente diminuzione della resistenza del terreno argilloso. L'aggiunta di additivi chimici nel
47
terreno consente di migliorare le caratteristiche di consistenza e resistenza del terreno. Tra i vari
tipi di sale sperimentati in questo tipo di trattamento, il cloruro di potassio (KCl) è quello che ha
dato i migliori risultati ed è quindi più frequentemente impiegato negli interventi di stabilizzazione
del terreno. L'inserimento e la diffusione del sale nel terreno avviene mediante “pali”, di circa 10-15
cm di diametro, dello stesso sale, inserito entro le colonne di perforazione in forma granulare allo
stato secco. Le perforazioni sono spinte nel terreno in frana fino a raggiungere il substrato stabile e
più resistente (fino a 15-20 m). Un altro sistema, di più recente applicazione, consiste nel miscelare
il sale all'argilla entro il foro di carotaggio contemporaneamente alle operazioni di scavo. Il
processo di diffusione del sale nel terreno è innescato dalle acque meteoriche e da quelle della falda
circolanti nel sottosuolo. Questo processo è molto lento ed occorrono almeno 10-20 mesi perché
produca significativi miglioramenti delle proprietà meccaniche del terreno. In questa tipologia di
intervento risulta essenziale il monitoraggio della componente ionica dell’acqua di filtrazione, in
quanto vi è la possibilità di inquinamento delle acque di falda a seguito dell'immissione dei sali nei
fori di perforazione.
48
7. Bibliografia
- Afnor Norme Française, 1998. Sols: Reconnaissance et essais - Mesure de la capacité
d’adsorption de bleu de méthylène d’un sol ou d’un matériau rocheux - Détermination de la
valeur de bleu de méthylène d’un sol ou d’un matériau rocheux par l’essai a la tache. NF
P94-068, 1– 8, Assoc. Fr. de la Normal., La Défense, Paris.
- ASTM Standard D422-63. 1990. Standard Test Method for Particle-Size Analysis of Soils.
Annual book of ASTM Standard, Easton, MD,USA.
- ASTM Standard D4318-95. 1997. Test Method for Liquid Limit, Plastic Limit, and Plasticity
Index of Soils. Annual book of ASTM Standard, Easton, MD,USA.
- ASTM Standard D427-93. 1997. Test Method for Shrinkage Factors of Soils by the Mercury
Method. Annual book of ASTM Standard, Easton, MD,USA.
- ASTM Standard D4943 – 95. 1997. Test Method for Shrinkage Factors of Soils by the Wax
Method. Annual book of ASTM Standard, Easton, MD,USA.
- ASTM, Standard D2435-96. 2002. Test Method for One-Dimensional Consolidation
Properties of Soils. Annual book of ASTM Standard, Easton, MD,USA.
- APAT (Agenzia per la Protezione dell'Ambiente e per i Servizi Tecnici). 2002. Atlante delle
opere di sistemazione dei versanti. APAT - Manuali e Linee guida 10/2002.
- Altmeyer, W.T. (1955). Discussion of engineering properties of expansive clays. Proc. Am.
Soc. Civil Eng. 81 (Separate No. 658): 17-19.
- Angeli, M.G. and Pontoni, F. (2002). Stabilizzazione di grandi frane in aree urbane
mediante i microtunnels drenanti: due casi di intervento in Italia Centrale. XXI Convegno
Nazionale di Geotecnica, L’Aquila. Associazione Geotecnica Italiana.
- Barbour, S.L. and Fredlund, D.G. (1989). Mechanisms of osmotic flow and volume change
in clay soils. Can. Geotech. J. 26:551-562.
- Boffa, G., Dominijanni, A., Manassero, M., Marangon, M., Zaninetta, L. (2016). Mechanical
and swelling behaviour of sodium bentonites in equilibrium with low molarity NaCl
solutions under oedometric conditions. Acta Geotechnica (submitted paper).
- Bolt, G.H. (1956). Physico-chemical analysis of the compressibility of pure clays.
Géotechnique, 6(2): 86-93.
- Calvello M., Lasco M., Vassallo R., Di Maio C. (2005). Compressibility and residual shear
strength of smectitic clays: influence of pore aqueous solutions and organic solvents. Rivista
Italiana di Geotecnica, 1/2005, 34-46.
- Carman, P.C. (1956). Flow of gases through porous media. Butterworths, London.
- Castellanos, E., Villar, M. V., Romero, E., Lloret, A. and Gens, A. (2008). Chemical impact
on the hydro-mechanical behavior of high-density FEBEX bentonite. Phys. Chem. Earth 33,
Supplement 1, S516–S526.
- Castelli M., Cosentini R.M., Musso G., Scavia C. e Vigna B. (2014). Attività del Politecnico di
Torino per lo studio dei fenomeni di scivolamento planare delle Langhe. Parte II: studi
geomeccanici. In Atti e contributi del convegno “L’alluvione del 5-6 novembre 1994 in
Piemonte. Venti anni di attività nella previsione e prevenzione in ambito geo-idrologico”.
Torino, 28-29 Ottobre 2014. Edizioni GEAM Associazione Georisorse e Ambiente: 71-76.
- Chen, F.H. (1988). Foundations on expansive soils. Elsevier, Amsterdam.
- Cui, Y.J., Nguyen, X.P., Tang, A.M., Li X.L. (2013). An insight into the unloading/reloading
loops on the compression curve of natural stiff clays. Applied Clay Science 83-84, 343-348.
- Desideri, A. and Rampello, S. 2009. Stabilizzazione dei pendii mediante sistemi di
drenaggio. Atti del XXII Ciclo Conferenze di Geotecnica di Torino “Mitigazione del rischio
mediante interventi di consolidamento e rinforzo dei terreni”, Torino, 18-19 Novembre
2009.
49
- Di Emidio, G. (2010). Hydraulic and chemico-osmotic performance of polymer treated
clays. Ph.D. Thesis, Ghent: Ghent University.
- Di Maio, C. (1996a). Exposure of bentonite to salt solution: osmotic and mechanical effects.
Géotechnique, 46(4):695-707.
- Di Maio, C. (1996b). The influence of pore fluid composition on the residual shear strength
of some natural clayey soils. VII International Symposium on Landslides, vol II: 1189-1194.
- Di Maio, C., Evangelista, A. and Viggiani G. (1988). Analisi dell’efficienza di sistemi di dreni
tubolari”. Rivista Italiana di Geotecnica, 12(4): 187-199.
- Di Maio C., Santoli L. & Schiavone P. (2004). Volume change behaviour of clays: the
influence of mineral composition, pore fluid composition and stress state. Mechanics of
Materials 36 (2004) 435–451
- Di Maio C., Scaringi G., Vassallo R. (2015). Residual strength and creep behaviour on the
slip surface of specimens of a landslide in marine origin clay shales: influence of pore fluid
composition. Landslides (2015) 12:657–667 DOI 10.1007/s10346-014-0511-z
- Dominijanni, A., Manassero, M. and Puma, S. (2013). Coupled chemical-hydraulic-
mechanical behaviour of bentonites. Géotechnique. 63(3): 191-205.
- Hamberg, D.J. (1985). A simplified method for predicting heave in expansive soils. M.S.
thesis, Colorado State University, Fort Collins, CO.
- Holtz, W.G. and Gibbs, H.J. (1956). Engineering properties of expansive clays. ASCE
Transactions Paper no. 2814, Vol. 121.
- Kenney, T.C. (1967). The influence of mineralogical composition on the residual strength of
natural soils. Proceedings of the geotechnical conference on the shear strength properties of
natural soils and rocks. Oslo, Aas & Whals Boktrykkeri, 1: 123-129.
- Kenney, T.C., van Veen, W.A., Swallow, M.A. and Sungaila, M.A. (1992). Hydraulic
conductivity of compacted bentonite-sand mixtures. Canadian Geotechnical Journal. 29:
364-374.
- Kozeny, J. (1927). Ueber kapillare Leitung des Wassers im Boden. Sitzungsber Akad. Wiss.,
Wien, Vol. 136 (2a): 271-306.
- Lancellotta, R. (2012). Geotecnica. IV ed., Zanichelli, Bologna.
- Maggiò, F., Pellegrino, A. and Urciuoli G. (2002). Influence of pore fluid composition on the
mechanical behaviour of a marine plastic clay. Environmental Geomechanics, Monte Verità,
Ed. Vulliet, Laloui, Schrefler, Epfl, press, 225-230.
- Malusis, M. A., Shackelford, C. D. Olsen, H. W. (2001). A laboratory apparatus to
measure chemico-osmotic efficiency coefficients for clay soils. Geotechnical Testing Journal
24, 229-242.
- Malusis, M. A., Shackelford, C. D. (2002a). Chemico-osmotic efficiency of a geosynthetic
clay liner. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 128(2), 97-106.
- Malusis, M. A., Shackelford, C. D. (2002b). Coupling effects during steady-state solute
diffusion through a semipermeable clay membrane. Environmental Science and
Technology, 36(6), 1312-1319.
- Malusis, M. A., Shackelford, C. D., Olsen, H. W. (2003). Flow and transport through clay
membrane barriers. Engineering Geology 70(3-4), 235-248.
- Manca, D. (2015). Hydro-chemo-mechanical characterization of sand/bentonite mixtures,
with focus on their water and gas transport properties. Ph.D. Thesis. EPFL, Lausanne
(Switzerland).
- Mazzieri, F. and Di Emidio, G. (2011). "Caratteristiche e prestazione di geocompositi
bentonitici preidratati" In: Proceeding 24th Italian Geotechnical Conference, Napoli, June
2011, Ed. AGI, Rome: 735-742 (in Italian).
50
- Mazzieri, F., Di Emidio, G., Fratalocchi, E., Di Sante, M. and Pasqualini, E. (2013).
"Permeation of two GCLs with an acidic metal-rich synthetic leachate." Geotextiles and
Geomembranes, Vol. 40 (10): 1-11.
- McKeen, R.G. and Hamberg, D.J. (1981). Characterization of expansive soils. Trans. Res.
Rec. 790, Trans. Res. Board: 73-78.
- Mesri, G and Olson, R.E. (1970). Shear strength of montmorillonite. Géotechnique, 20(3):
261-270.
- Mesri, G and Olson, R.E. (1971a). Consolidation characteristics of montmorillonite.
Géotechnique, 21(4): 341-352.
- Mesri, G and Olson, R.E. (1971b). Mechanisms controlling the permeability of clays. Clays
and Clay Minerals. 19: 151-158.
- Mitchell, J.K., Greenberg, J.A. and Witherspoon, P.A. (1973). Chemico-osmotic effects in
fine-grained soils. J. Soil Mech. Found. Div. Am. Soc. Civ. Eng. 99(SM4):307-322.
- Musso, G., Chighini, S. and Romero, E. (2008). Mechanical sensitivity to hydro-chemical
processes of Monastero Bormida clay. Water Resources Research 44: W00C10.
- Nelson, J. and Miller, D.J. (2002). Expansive Soils: Problems and Practice in Foundation
and Pavement Engineering. John Wiley & Sons, Inc., Hoboken, New Jersey.
- Olsen, H. (1972). Liquid movement through kaolinite under hydraulic, electric, and osmotic
gradients. Bull. Amer. Assoc. Petr. Geol., 56(10): 2022-2028.
- Puma, S., Dominijanni, A., Manassero, M. and Zaninetta, L. (2015). "The role of physical
pretreatments on the hydraulic conductivity of natural sodium bentonites." Geotextiles and
Geomembranes, Vol. 43: 263-271.
- Pun, W.K. and Urciuoli, G. (2008). Soil nailing and subsurface drainage for slope
stabilization. Proc. X IX Int. Symp. on Landslides: Landslides and Engineering Slopes, 2,
85-125.
- Seiphoori, A. (2014). Thermo-hydro-mechanical characterization and modelling of MX-80
granular bentonite. Ph. D. Thesis n° 6159. EPFL, Lausanne (Switzerland).
- Shackelford, C.D., Malusis, M.A. and Olsen, H.W. (2003). Clay membrane behavior for
Geoenvironmental containment. In Soil and Rock America Conference 2003 (Proc. Joint
12th Panamerican Conf. Soil Mech. Geotech. Engng. And 39th US Rock Mech. Symp.) (eds
P. J. Culligan, H. H. Einstein and A. J. Whittle), Vol. I, pp. 767-774. Essen, Germany: Verlag
Gluckauf GmbH.
- Skempton, A.W. (1953). The colloidal activity of clays. III ICSMFE, Zurich, 1:57-61.
- Sridharan A. & Venkatappa Rao, G. (1979). Shear strength behaviour of saturated clays and
the role of the effective stress concept. Géotechnique 29, No. 2, 177-193
- Walker, B.F. and Mohen, F.J. (1987). Ground water prediction and control, and negative
pore water pressure. Soil Slope Instability and Stabilisation, Walker & Fell eds., Balkema,
121-181.
