Incontro Annuale dei Ricercatori di Geotecnica 2004 - IARG 2004 Trento, 7-9 luglio 2004

V. Aiello, A. Barile, F. Silvestri

ZONAZIONE ED ANALISI DI INSTABILITÀ DI PENDII IN CONDIZIONI SISMICHE: SVILUPPI METODOLOGICI ED ASPETTI

APPLICATIVI

Vincenzo Aiello, Angelo Barile, Francesco Silvestri Dipartimento di Difesa del Suolo, Università della Calabria

v.aiello@dds.unical.it ; barile@dds.unical.it ; f.silvestri@unical.it

Sommario

Il contributo sintetizza le attività di ricerca in corso presso l’Università della Calabria per il progetto V.I.A., nell’ambito del Programma Quadro Triennale del GNDT. Viene illustrata una metodologia di zonazione in condizioni sismiche del rischio di instabilità dei pendii e interazione con i sistemi infrastrutturali, implementata su GIS.

Introduzione Le metodologie attualmente più diffuse per l’analisi e la zonazione del rischio di frana indotta o riattivata da sisma possono essere classificate in quattro livelli, caratterizzati da dettaglio crescente in termini di definizione della pericolosità sismica, rilievi geologici e caratterizzazione geotecnica (Silvestri et al., 2004; Aiello et al., 2004 a,b). In questo lavoro sono mostrati i risultati ottenuti dalle analisi per i Livelli II e III con scala di dettaglio rispettivamente 1:10000 e 1:4000 nell’ambito di un’area campione, compresa tra Benevento e Avellino, lungo la SS88 che si sviluppa per 12 km circa nella valle del fiume Sabato. L’area, di circa 80 km2, è caratterizzata da una morfologia abbastanza irregolare, come mostrato dal modello digitale del terreno di Fig. 1; nella stessa figura sono riportate le frane presenti (5 attive e 20 quiescenti) differenziate in scorrimenti e colate, individuate da rilievi appositamente eseguiti dall’Università del Sannio.

Zonazione dell’area campione con approccio deterministico Nella zonazione sismica di Livello II, la pericolosità locale è quantificabile per mezzo di parametri sintetici del moto, come l’accelerazione massima al suolo (ag), o l’Intensità di Arias (Ia). La vulnerabilità dei versanti è esprimibile mediante l’accelerazione critica, kc, mentre il rischio di instabilità è valutabile mediante analisi pseudo-statiche e/o tramite l’utilizzo di correlazioni empiriche per il calcolo di spostamenti subiti dalle aree in frana (cfr. p.es. Luzi & Pergalani, 1995). L’utilizzo di sistemi GIS offre la possibilità di lavorare su grande scala, ed esprimere l’impatto degli spostamenti co-sismici su infrastrutture di trasporto. Per lo studio della vulnerabilità del territorio si è reso necessario un rilevamento geologico in scala 1:10000, accompagnato alla raccolta e la sintesi di dati provenienti da indagini in sito e prove di laboratorio eseguite nell’area campione, acquisiti in gran parte dagli UU.TT. degli 11 comuni ricadenti nell’area e, in alcuni casi, dall’ANAS. Tutti i dati raccolti sono serviti per la redazione di carte dei parametri geotecnici necessari per l’esecuzione delle analisi (Aiello et al, 2004a). Per le frane attive, i parametri di resistenza sono stati corretti previa back-analysis, imponendo un coefficiente di sicurezza statico unitario. Nell’ipotesi di pendio indefinito, l’accelerazione critica kc è data dall'espressione:

hhhhwmc

ckγφβγ

βγφγγβ+

−−+=

'tantantan'tan)(2cos/'

(1)

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Questa equazione, valida per meccanismi di scorrimento e colata in condizioni drenate, è stata considerata applicabile per la maggior parte delle formazioni presenti nell’area, considerando la loro predominante litologia granulare, mentre sono state escluse le aree dove i meccanismi di instabilità sono riconducibili a fenomeni di crollo o di ribaltamento (in bianco in Fig. 2a). In aggiunta alle frane attive esistenti, si può notare come alcune zone lungo il lato Est della SS88 sono fortemente suscettibili di instabilità (kc prossimo a zero). Sono stati assunti due scenari deterministici di rischio sismico, riferendosi al terremoto storico del Sannio 1688 (con magnitudo delle onde di superficie MS=7.3, epicentro localizzato approssimativamente a 30±5 km NW dall'area) e quello dell’Irpinia 1980 (con un valore di Ms=6.9, ed epicentro localizzato a 50±5 km a SE dall’area). La distribuzione delle accelerazioni di picco (ag) su affioramento rigido è stata simulata con riferimento alla legge di attenuazione proposta da Sabetta & Pugliese (1987):

845.15log363.0log 22 −+−= dMsag (2)

dove ag è espressa in g, e d è la distanza epicentrale in chilometri. Per tenere conto degli effetti di sito, i valori di ag ottenuti sono stati moltiplicati per un fattore di amplificazione S variabile tra 1 e 1.35, assegnato, secondo le indicazioni di EuroCode 8 (2002), in funzione delle caratteristiche meccaniche e litostratigrafiche delle sub-zone omogenee; sono state così ottenute le accelerazioni di picco amplificate k=S⋅ag. La previsione degli spostamenti massimi co-sismici, D, attesi a seguito del terremoto di scenario considerato, può essere ottenuta applicando le diverse correlazioni disponibili in letteratura come quella di Simonelli & Fortunato (1996) in funzione di k e kc:

kkD c333.3652.2log −= (3)

In alternativa, Miles & Ho (1999) hanno suggerito la relazione, in funzione di kc e Ia,:

546.1642.6log46.1log +−= ca kID (4)

dove Ia è calcolabile con la legge empirica suggerita da Keefer & Wilson (1989):

rMsI a log275.05.2log −+−= (5)

in cui r è la distanza epicentrale. Esprimendo D mediante la (4) e la (5), non è però possibile tener conto dell’amplificazione locale. La Fig. 2b mostra un esempio di mappa di spostamenti, cioè quella ottenuta usando l’Eq.(3) per il terremoto del 1688. Le previsioni sono state limitate alle zone dove il rapporto k/kc è risultato compreso tra 0 e 1, escludendo le aree instabili in condizioni statiche (kc ≅ 0), e quelle dove le accelerazioni attese sono risultate minori di quelle critiche (k<kc). Nelle zone dove ci si attendeva uno spostamento finito, la distribuzione degli spostamenti previsti con le Eq.(3), (4), e da altre correlazioni di letteratura (Ambraseys & Srbulov, 1995; Jibson et al., 1998) è stata sintetizzata in istogrammi di confronto (cfr. Fig. 2c). Nel complesso, le previsioni ottenute con la correlazione di Simonelli & Fortunato (1996) appaiono più cautelative delle altre. Sempre in Fig. 2c, sono mostrati anche i valori ottenuti con l’Eq. (3) per una striscia larga 100 m che si sviluppa per l’intera lunghezza della SS88; in prossimità della strada, il grado di rischio è risultato più elevato di quello dell’intera area campione, per la vicinanza di aree già instabili e della morfologia superficiale più irregolare.

Analisi probabilistica di un sito di studio Uno dei siti più vulnerabili nell’area campione è stato identificato come la frana di Masseria Botticelli (cerchiata in Fig. 1), che attraversa la SS88 a pochi chilometri a Sud dalla città di Benevento. Il meccanismo di instabilità è classificabile come uno scorrimento traslazionale, con superficie di rottura profonda non più di 15 m (Fig. 3). Il corpo principale è costituito da terreni fini del Pliocene (PCM), sottoposti ad alterazione, limitati da formazioni sabbiose plioceniche (PSS) in sommità, e alluvioni terrazzate al piede

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(b2). Lo scorrimento fu provocato e riattivato da piogge di media-lunga durata, ed il corpo stradale sottoposto ad interventi (muri e pozzo drenante) da parte dell’ANAS. Recenti osservazioni mostrano una profondità della superficie di falda a circa 2 m. In assenza di conoscenze dirette delle proprietà di resistenza del terreno, è stata considerata la resistenza mobilitata come dipendente dalla profondità della superficie di falda zw. Fissata la forma della superficie di rottura, una serie di back analysis con il metodo dell’equilibrio limite di Janbu ha permesso di valutare, per profondità della falda variabili dal piano di campagna fino al di sotto della superficie di rottura, un angolo di attrito φ’ decrescente da circa 21° a 11°30’ (ascisse dei punti kc=0 delle curve in Fig. 4a). In seguito, l’applicazione del metodo di Sarma ha permesso di esprimere l’accelerazione critica kc come funzione di zw, per una serie di valori di φ’ che variano nell’intervallo considerato (Fig. 4a). Per valutare gli spostamenti, è stato poi seguito un approccio probabilistico, basato su un’apposita analisi di pericolosità sismica del sito in esame. Attraverso una procedura di disaggregazione, è stata generata una curva di pericolosità della frana, che esprime la probabilità di superamento, P, dell’accelerazione di picco suolo attesa su affioramento rigido, ag, per un periodo di riferimento di 50 anni; le ordinate delle curve sono state moltiplicate per il fattore di amplificazione di sito (S=1.2) per ottenere i valori attesi dell’accelerazione amplificata k. È stato assunto poi uno stato di equilibrio limite corrente, caratterizzato da un angolo φ’=18°15’ e profondità della superficie di falda zw=2 m, corrispondente a un fattore di sicurezza in condizioni statiche FS ≅1, un coefficiente di accelerazione critica kc =0 e spostamenti attesi indefinitamente elevati. Prendendo valori di zw crescenti da 5 m a oltre 15 m, sono stati calcolati i corrispondenti coefficienti sismici critici kc. In questo modo, per ogni valore di zw assegnato, la curva k:P viene trasformata in una sorta di ‘curva di fragilità’ della frana, esprimendo la probabilità di superamento di un dato valore di spostamento (Fig. 4b) per una fissata profondità della falda. Tale diagramma può essere utile per una valutazione probabilistica dell’efficacia delle misure di drenaggio per la mitigazione del rischio sismico.

Bibliografia

Aiello V., Barile A., Silvestri F. (2004a). “Zonazione sismica di instabilità di versanti naturali: Applicazioni ad un’area campione mediante GIS”. I Workshop ModeCI. Università della Calabria.

Aiello V., Barile A., Silvestri F., Pescatore T.S., Pinto F. (2004b). “An application of a GIS-based methodology for the seismic zonation of slope stability”. Proc. IX Int. Symposium on Landslides, Rio de Janeiro.

Ambraseys N. & Srbulov M. (1995). “Earthquake induced displacement of slopes”. Soil Dyn. & Ear.. Eng. 14:59-71.

Jibson R.W., Harp E.L., Michael J.A. (1998). “A method for producing digital probabilistic seismic landslide hazard maps: an example from the Los Angeles, California, area”. US Geological Survey O-F Report: 98-113.

Keefer D.K. & Wilson R.C. (1989). “Predicting earthquake-induced landslides with emphasis on arid and semi-arid environments”. Publ. of the Inland Geol. Society 2:118-149.

Luzi L. & Pergalani F. (1995). “Slope instability zonation and influence on lifelines by application of a GIS”. Proc. V Int. Conf. on Seismic Zonation, Nice, 1:55-59.

Miles S.B. & Ho C.L. (1999). “Rigorous landslide hazard zonation using Newmark’s method and stochastic ground motion”. Soil Dyn. & Earthq. Eng. 18:305-323 Elsevier.

Sabetta F. & Pugliese A. (1987). “Attenuation of peak horizontal acceleration and velocity from italian strong-motion records”. Bull. Seism. Soc. Am. 77:1491-1513.

Silvestri F., Aiello V., Barile A. (2004). “Seismic zonation of slope stability: methodologies and applications to a test area in Southern Italy”. Proc. III ICEGE – XI SDEE, Berkeley 2:351-358.

Simonelli A.L. & Fortunato E. (1996). “Effects of earth slope characteristics on displacement based seismic design”. Proc. XI WCEE, Acapulco. Pergamon, Oxford.

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Fig. 1. Modello digitale 1:10.000 e aree in frana nella zona di interesse.

Fig. 2. Carta dell’accelerazione critica kc (a); carta degli spostamenti (b); istogrammi di confronto (c).

Fig. 3. Sezione geologica della frana di Masseria Botticelli.

Fig. 4. Dipendenza di kc da φ’ e zw (a); curva di probabilità di accelerazione e spostamento (b).

0,1

1,0

10,0

100,0

1000,0

0% 20% 40% 60% 80% 100%

probabilità di superamento P (%)

spos

tam

ento

, D (c

m)

0,01

0,10

1,00

acce

lera

zion

e, k

(g)

D (zw > 15m)D (zw = 10m)D (zw = 5m) k amplificato

(b)

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 2 4 6 8 10 12 14 16

profondità della superficie di falda, zw (m)

acce

lera

zion

e cr

itica

, kc (g

)

ϕ′ϕ′ϕ′ϕ ′

====

11.7°11.7°11.7°11.7°ϕ′ϕ′ϕ ′ϕ ′

====

12.8°12.8°12.8°12.8°ϕ′ϕ′ϕ ′ϕ ′

====

15.4°15.4°15.4°15.4°ϕ′ϕ′ϕ ′ϕ ′

====

18.2°18.2°18.2°18.2°ϕ′ϕ′ϕ ′ϕ ′

====

21.3°21.3°21.3°21.3°

(a)

(a) (b)

Simoneli & Fortunato (1996) - S

S88

Simonelli & Fortunato (1996)

Miles & Ho (1999)

Jibson et al (1998)

Ambraseys & Sbrulov (1995)

0%10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Supe

rfic

ie (%

)

Spostamenti, D(cm)

area instabile

10-20

20-50

>50

5-100-5

(c)