POLITECNICO DI TORINO

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POLITECNICO DI TORINO
Facoltà di Ingegneria
Corso di Laurea in Ingegneria Civile
TESI DI LAUREA
Correlazione tra i parametri litologico
strutturali e le condizioni di stabilità di versanti
rocciosi e definizione delle aree a rischio per
caduta blocchi
Relatori
Prof. Giampiero Barisone
Prof. Giannantonio Bottino
Candidato
Domenico Gabriele
Luglio 1995
2
INDICE
Pag.
Cap. 1
Introduzione
1.1
Finalità dello studio
1.2
Scelta del sito
1.3
Struttura della tesi
Cap. 2
Inquadramento geologico
2.1
Inquadramento geografico e morfologico
2.2
Inquadramento geologico
1
6
2.2.1 Premessa
2.2.2 La zona Piemontese
2.2.3 La falda della Dent-Blanche
Cap. 3
3.1
Rilevamento geologico tecnico
16
Premessa
3.1.1 Limiti geografici del rilievo
3.2
La carta litologico-tecnica
3.3
Fenomeni di instabilità
3.4
Tettonica e lineazioni
3.5
Acque superficiali e sotterranee
I
Cap. 4
Rilievi strutturali
4.1
Premessa
4.2
Modalità esecutive
4.3
Elaborazione dati dei rilievi strutturali
Cap. 5
5.1
Prove in situ
34
50
Misure sclerometriche
5.1.1 Premessa
5.1.2 Modalità esecutive
5.1.3 Elaborazione dati
5.1.4 Limiti della prova
5.2
Misura dell’indice di resistenza Is
5.2.1 Premessa
5.2.2 Modalità esecutive della prova
5.2.3 Raccolta ed elaborazione dei dati
5.2.4 Limiti della prova
5.3
Cap. 6
Indagini geofisiche
Prove di laboratorio
69
6.1 Velocità delle onde elastiche
6.1.1 Taratura della strumentazione
6.1.2 Misure sui campioni
6.1.3 Correlazioni con i moduli elastici
6.1.4 Conclusioni
6.2
Sezioni sottili
6.3
Tilt test
6.4
Prove di compressione
II
6.4.1 Monoassiale con estensimetri
6.4.2 Triassiale
6.5
Prove di taglio diretto
6.5.1 Taglio diretto su frattura preesistente
6.5.2 Taglio diretto su campione integro
6.6
Cap. 7
Conclusioni
Classificazione dell’ammasso roccioso
7.1
Classificazione di Bieniawsky
7.2
Classificazione di Barton
Cap. 8
Verifiche di stabilità
8.1
Introduzione
8.2
Il programma di calcolo “Tridi”
8.3
Elaborazione dati
8.4
Conclusioni
Cap. 9
Elaborazione caduta blocchi
9.1
Introduzione
9.2
Programma utilizzato per le simulazioni
9.3
Scelta delle traiettorie
9.4
Verifica plano-altimetrica delle sezioni
Cap. 10
Conclusioni
110
125
145
157
III
Bibliografia
164
Allegati:
166
Allegato 1
Tabelle dei rilievi strutturali
Allegato 2
Dati ricavati dal Piont Load Test
Allegato 3
Reticoli di Schmidt
Allegato 4
Dati ottenuti dalle prove di laboratorio
Tavola 1
Carta geologico-tecnica
Tavola 2
Carta dei potenziali cinematismi
Tavola 3
Carta della stabilità dei versanti
Tavole:
IV
Capitolo 1
Introduzione
1.1 - Finalità dello studio
1.2 - Scelta del sito
1.3 - Struttura della tesi
1 - Introduzione
1.1 - Finalità dello studio
La tesi si propone l’analisi dei molteplici aspetti legati alla valutazione
della stabilità dei versanti ed alla elaborazione di una cartografia tematica che
metta in evidenza le zone a maggior pericolosità e/o a rischio. Per il
raggiungimento del fine preposto si sono dovuti fissare degli obbiettivi
intermedi, quali un attento studio della geologia e litologia della zona e
l’esecuzione di adeguati rilievi strutturali, il tutto eseguito su una buona carta
topografica verificata in situ nei suoi punti fondamentali.
1.2 - Scelta del sito
La Valle d'Aosta é una regione interessata da un elevato numero di
eventi franosi, caratterizzati da una grande variabilità sia nella tipologia che
nelle dimensioni.
Una delle principali cause dell' instabilità dei versanti, per quanto
riguarda sia la valle principale che le valli laterali è legata alla fine dell’era
glaciale ed alla scomparsa dei grandi ghiacciai Wurmiani. La loro presenza
aveva infatti comportato considerevoli fenomeni di erosione dei versanti e di
approfondimento del solco vallivo, con una diminuzione del carico litostatico
in parte compensato dal peso della massa di ghiaccio. Al ritiro dei ghiacciai
verificatosi negli ultimi 10000 anni ha fatto seguito una decompressione, che
ha provocato nelle zone di maggior debolezza, una fratturazione sub-parallela
al pendio (tension cracks) causa di molti fenomeni di crollo che,
2
particolarmente intensi durante il fluvio-glaciale, proseguono tuttavia anche ai
nostri giorni.
Questa tesi studia una zona in cui sono già avvenuti degli eventi franosi
in un lontano passato, proprio per i motivi sopra esposti, ma che
"recentemente" non ha più visto verificarsi cospicui fenomeni di crollo,
permettendo così la nascita di due piccole borgate situate subito a ridosso
della parte terminale delle vecchie frane, le frazioni di Torille e Riverolle in
comune di Verres. Inoltre accanto alle borgate scorre la strada statale 26,
l'unica via di comunicazione, insieme all'autostrada, che colleghi la media e l'
alta Valle d'Aosta con il resto d'Italia, qiundi una strada di enorme importanza
per questa regione.
La zona studiata rientra nel territorio del Comune di Verres sul lato
orografico sinistro della valle ed esattamente nelle frazioni di Torille e
Riverolle. La scelta di questa località è avvenuta quindi per la presenza
contemporanea di borgate abitate e di una via di comunicazione molto
importante su cui incombe una situazione che questo studio permetterà di
affermare se di pericolo oppure no.
Nella Foto 1.1 sono inquadrati i versanti studiati.
1.3 - Struttura della tesi
L'elaborazione di una cartografia tematica che riguardi la stabilità dei
versanti e le zone di possibili espansioni dei massi staccatisi dalle pareti
rocciose, ha comportato una serie di passaggi obbligati, sia per la conoscenza
dettagliata del territorio sia per l' elaborazione dei dati successivi. In una prima
fase si è proceduto ad un rilievo geologico-tecnico di dettaglio di tutti i
versanti incombenti sulle frazioni Torille e Riverolle, onde identificare i
principali litotipi presenti e riportarli sulla carta tecnica 1:5000 redatta dalla
Regione Valle D’Aosta. I risultati dei rilievi condotti sul terreno sono stati
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successivamente integrati tramite l’aereofotointerpretazione, che ha permesso
tra l’altro di evidenziare alcune grosse discontinuità tettoniche. Si è quindi
proceduto ad ulteriori studi sul terreno per giungere ad una classificazione
geomeccanica dell' ammasso roccioso. Per questo,individuate le pareti più
significative, sono stati fatti dei rilievi geostrutturali in tutti i posti accessibili,
pur se in alcune zone è stato necessario effettuare, in considerazione degli
scopi dello studio e dell’estrema variabilità litologica della zona in esame,
stendimenti relativamente brevi per le enormi difficoltà morfologiche dell’area
(pareti rocciose subverticali e fitti roveti alla base).
Si sono poi eseguite prove di resistenza a compressione della roccia in
sito (tipo Point Load Test), non tanto per ricavare i parametri di resistenza ma
per valutare l'omogeneità geomeccanica delle pareti. Con le prove di
laboratorio si sono voluti invece ottenere i parametri di resistenza della matrice
rocciosa, effettuando delle prove di compressione, di taglio diretto e, in modo
indiretto, della resistenza a trazione con la prova Brasiliana. Si è altresì
cercato di analizzare il grado di fratturazione della roccia, oltre che con i
metodi tradizionali, anche effettuando delle prove basate sulla trasmissione
delle onde elastiche, sia in laboratorio (Pundit) che sul terreno (piccola
sismica) per ottenere una correlazione tra i parametri di resistenza ottenuti con
le prove di laboratorio ed i parametri relativi all’ammasso roccioso in situ. Il
modulo elastico statico è stato determinato tramite correlazioni con il modulo
elastico dinamico e l'attendibilità di queste correlazioni è stata verificata
tramite prove di compressione monoassiale strumentate con opportuni
estensimetri (solo però sulle metabasiti, per l'eccessiva costo degli
estensimetri). Si è poi proceduto ad una classificazione dell'ammasso roccioso
utilizzando la classificazione di Bieniawsky, e si è proceduto infine alle
verifiche di stabilità, e dei possibili percorsi dei blocchi, sintetizzando questi
dati in opportune carte tematiche.
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Foto 1.1 composizione
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Capitolo 2
Inquadramento
geologico
2.1 - Inquadramento geografico e morfologico
2.2 - Inquadramento geologico
2.2.1 - Premessa
2.2.2 - La zona Piemontese
2.2.3 - La falda della Dent-Blanche
2.1 Inquadramento geografico e morfologico
L’area studiata è interamente compresa nel comune di Verres, come
indicato nelle Fig 2.1 e 2.2 e più precisamente comprende le frazioni Torille
e Riverolle.Queste borgate sono facilmente raggiungibili da Torino
percorrendo l`autostrada A5 della Valle d’Aosta sino al casello di Verres, da
dove si prosegue sulla SS 26 in direzione Aosta per circa trecento metri.

Fig. 2.1 - Inquadramento geografico dell’area in studio
7
La zona, situata nella bassa Valle d’Aosta in sinistra orografica della Dora
Baltea, è delimitata a nord-est dalle località di Nache e Lac, a sud-est dalla
località Baraccon, a sud-ovest dalla SS 26 e a nord-ovest dalla località Villa
Agosti.
Le due frazioni di Torille e Riverolle sono ubicate ad una quota media
di 380 m s.l.m ai piedi di una piccola valletta nella quale scorre un torrente,
il Torille, che presenta per la maggior parte dell’anno portate decisamente
ridotte. Iversanti disposti a semicerchio attorno alle borgate, sono
decisamente acclivi, con frequenti pareti subverticali alte sino a 200 m ed
interrotte, nella zona centrale da dei pianori che si sviluppano tra i 500 e i
700 m s.l.m. Le massime altezze raggiunte dalle creste rocciose dei versanti
studiati non superano i 1000 m s.l.m.
Fig. 2.2 - Porzione di territorio del comune di Verres
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2 - INQUADRAMENTO GEOLOGICO
2.1 - Premessa
Dal punto di vista geologico, la zona in studio ricade, in gran parte,
all'interno della Zona Piemontese, con l’eccezione di alcune porzioni
dell’area che sono costituite da litotipi appartenenti al lembo del Pillonet e la
scaglia di Etirol-Levaz (fig. 2.3).
La Zona Piemontese, altrimenti detta Falda dei Calcescisti con Pietre
Verdi o, per la scuola francese, Zones des Schistes Lustrés, corrisponde ad
un insieme di rocce metamorfiche, fra le quali prevalgono calcescisti e le
metafioliti (Pietre Verdi), originatesi nel bacino oceanico presente nel
Mesozoico tra la placca europea e quella insubrica. Questa falda, non
unitaria ma suddivisa al suo interno in varie unità, risulta sovrascorsa sulla
crosta Penninica continentale costituita, a sua volta, da parte della Zona
Brianzonese e dalla falda dei Massicci Cristallini Interni (Monte Rosa, Gran
Paradiso e Dora-Maira).
La Falda della Dent-Blanche rappresenta, invece, parte della crosta
continentale Austoalpina, costituita da rocce mono e polimetamorfiche
caratterizzata da paragenesi a pirosseno giadeitico, quarzo e granato presenti
nei parascisti e nei metagranitoidi (Biino & Compagnoni, 1988). Il Dominio
Australpino nelle Alpi occidentali è, in effetti, rappresentato dalla Zona
Sesia-Lanzo, che sta in posizione geometricamente superiore alla Zona
Piemontese, e da un insieme di klippe che costituiscono la Falda della DentBlanche (Compagnoni et al., 1977).
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2.2 - La Zona Piemontese
La Zona Piemontese può essere schematicamente suddivisa in due
unità tettoniche composite, distinguibili sulla base delle litologie, della
posizione paleogeografica, delle associazioni metamorfiche e dell'evoluzione
tettonica subita. Entrambe le unità, comunque, si sono originate durante il
Mesozoico nel bacino oceanico tra l'Europa e la Placca Insubrica (Dal Piaz
& Ernst, 1978).
Le unità di provenienza esterna (Zona Piemontese occidentale o Zona
del Combin) sono costituite da sequenze in prevalenza triassiche, da marmi
scistosi liassici e da un complesso eterogeneo di calcescisti ofiolitiferi. Una
caratteristica tipica della Zona del Combin è la regolare ripetizione di
intercalazioni tra calcescisti e prasiniti; in essa sono presenti, inoltre, rari
metagabbri e serpentiniti.
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Fig.2.3. - Schema tettonico delle Alpi occidentali, tratto da
Compagnoni et al. (1977).
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Le sequenze del Combin non costituiscono crosta oceanica vera e
propria in quanto deriverebbero da sedimenti depositati sulla crosta
continentale assottigliata del margine Penninico (europeo).
Le unità di provenienza interna (Zona Piemontese orientale o Zona di
Zermatt-Saas Fee) mostrano invece caratteristiche di crosta oceanica (tipo
Mar
Rosso).
Esse
sono costituite
essenzialmente
da
metaofioliti
rappresentate da grosse scaglie ultramafiche di mantello (fino a 2-3 km di
spessore), da gabbri talvolta con strutture di cumulo, e basalti a pillow, di
età probabile Giurassica sovrastati da sedimenti mesozoici, rappresentati da
carbonati impuri, grovacche e chert.
L'intero bacino oceanico piemontese è stato completamente
tettonizzato durante la collisione Alpina tra l'Europa e la Placca Insubrica: in
un primo momento esso è stato portato in subduzione e successivamente è
parzialmente sovrascorso verso il lato esterno della catena. Attualmente la
Zona di Zermatt-Saas Fee costituisce l'unità inferiore in contatto tettonico
sui massicci cristallini interni, mentre in posizione superiore, sempre in
contatto tettonico, c'è la Zona del Combin.
Dal punto di vista dell'evoluzione metamorfica, l'unità inferiore mostra
chiare tracce di un evento metamorfico eoalpino in facies eclogitica
(Cretaceo sup.), mentre quella superiore ha raggiunto la facies scisti blu per
poi subire una forte riequilibrazione in facies scisti verdi (evento lepontino,
40 m.a. circa).
Studi recenti (Polino et al, 1990) portano a considerare tutto il
problema alla luce di un nuovo modello tettonico, caratterizzato da
metamorfismo di alta pressione e bassa temperatura (fig. 2.4).
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Fig.2.4. - Profilo schematico NW-SE in corrispondenza del Cervino,
tratto da Polino et al. 1990.
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2.3 - La Falda della Dent-Blanche
Dal confronto dei litotipi rilevati nei diversi klippe che costituiscono
la Falda della Dent-Blanche si può osservare come essa risulti costituita da
uno zoccolo paleozoico e una copertura mesozoica (fig. 2.5).
Lo zoccolo prealpino comprende la Serie di Arolla e la Serie della
Valpelline (Argand, 1909): la prima è essenzialmente costituita da
ortoderivati incassati in scisti e gneiss paraderivati, mentre la seconda
comprende paragneiss, marmi e metabasiti, tutti accomunati dalla presenza
di paragenesi in facies granulitica o anfibolitica di alto grado e, perciò,
correlabili alla Zona di Ivrea e alla II Zona Diorito-kinzigitica (Novarese,
1929).
La copertura mesozoica, (Dal Piaz, 1976), è a sua volta suddivisibile
in due serie sedimentarie: la Serie di Mont Dolin e la Zona di Roissan. La
prima è contraddistinta da un livello di scollamento di base costituito da
carniole, da carbonati triassici e liassici e da un forte spessore di brecce
monogeniche e poligeniche (in questi casi alle dolomie triassiche si
aggiungono gli gneiss della Serie di Arolla). La seconda è, invece,
caratterizzata dall'assenza, alla base della serie, dei livelli evaporitici. In
questo caso, al Trias carbonatico seguono dei calcescisti liassici con rari
livelli di brecce monogeniche a clasti dolomitici.
Fig. 2.5 - Profili interpretativi tratti da Ballevre et al. (1987).
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In un recente lavoro della scuola francese (Ballevre et al., 1986) viene
messo in evidenza come la Falda della Dent-Blance sia suddivisa in due
unità indipendenti, che differiscono fondamentalmente per la storia tettonica
e metamorfica alpina (fig. 2.6). L'unità superiore (klippe della Dent-Blanche,
del Mont Mary e del Pillonet) risulta in contatto tettonico sulla Zona del
Combin ed è composta sia dalla Serie di Arolla che dalla Serie della
Valpelline. Invece, l'unità inferiore (scaglia di Etirol-Levaz, klippe del Mont
Emilius, del Glacier-Rafray e di Torre Ponton) è in contatto tettonico sulle
unità
eclogitiche
della
Zona
Zermatt-Saas
Fee
ed
è
costituita,
esclusivamente, da materiale granulitico o anfibolitico prealpino che ha
subito metamorfismo eclogitico.
Fig. 2.6 (Schema tettonico della parte interna delle alpi Nord-occidentali
tratto da Compagnoni et al. 1977).
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Capitolo 3
Rilevamento
geologico tecnico
3.1 - Premessa
3.1.1 - Limiti geografici del rilievo
3.2 - La carta litologico-tecnica
3.3 - Fenomeni di instabilità
3.4 - Tettonica e lineazioni
3.5 - Acque superficiali e sotterranee
3 - Rilevamento Geologico-Tecnico
3.1 - Premessa
Al fine di poter effettuare una attendibile valutazione del grado di
stabilità dei versanti, e delle dimensioni dei blocchi che potrebbero staccarsi
dalle pareti rocciose è indispensabile lo studio del grado di fratturazione
dell'ammasso roccioso, generalmente variabile in funzione soprattutto
dell’esposizione, della quota e delle caratteristiche litologiche degli ammassi
stessi.
Il rilevamento geologico-tecnico dell'area in oggetto è stato quindi
condotto con la finalità di poter disporre di una conoscenza dei litotipi
presenti, sia da un punto di vista geologico che sotto l’aspetto di una sia pur
sommaria caratterizzazione geomeccanica; esso è stato pertanto basato, oltre
che sulla classica rilevazione degli affioramenti dei diversi litotipi, anche su
numerosi rilievi strutturali e sull’esecuzione di prove in situ (Point Load Test,
Martello di Schimdt, piccola sismica) onde poter valutare il grado di
fratturazione e di alterazione della roccia e la potenza della coltre detritica di
copertura.
3.1.1 - Limiti geografici del rilevamento
Il rilevamento è stato esteso ad una zona leggermente più vasta di quella
di effettivo interesse, onde avere una visione globale dei litotipi presenti e
capire i rapporti giaciturali intercorrenti tra le diverse formazioni rocciose.
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La zona rilevata si estende in complesso per poco più di un chilometro
quadrato, coprendo i versanti per un tratto compreso tra il fondo valle (quota
370 m s.l.m.) e una quota di circa 800 m s.l.m..
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3.2 - La carta litologico-tecnica
La denominazione di questa carta, piuttosto inusuale, vuole indicare
come essa sia stata redatta in modo tale da riunire i vari litotipi in gruppi
relativamente omogenei sotto l’aspetto geomeccanico, tenendo conto solo
parzialmente della composizione mineralogica, che pure è stata controllata,
oltre che macroscopicamente , anche attraverso l’esame al microscopio
petrografico, di alcune sezioni sottili.
In particolare, i litotipi rilevati sono stati raggruppati sotto le seguenti
denominazioni:
Calcescisti; sotto questa dizione sono stati raggruppati, oltre ai
calcescisti propriamente detti (foto 3.1), anche locali ma talora estese
differenziazioni a componente quarzosa assai marcata (foto 3.2) e lenti
carbonatiche relativamente massicce. Essi affiorano principalmente nei
versanti che si innalzano dalla borgata di Riverolle quindi a nord-ovest della
zona in esame. Possiedono, nella parte più vicina all'abitato, la colorazione
grigio-marroncina tipica di questa roccia metamorfica, mentre nelle zone più
alte e più esposte assumono una colorazione decisamente più scura a causa
dell’alterazione superficiale. I versanti costituiti essenzialmente da calcescisti
risultano interessati da famiglie di fratture assai irregolari; la scistosità non è
particolarmente marcata ma emerge in modo evidente attorno a quota 450 m
ove, su una parete subverticale, si dispone con un andamento a pieghe
caratterizzate da un elevato raggio di curvatura.
Metabasiti; sono state indicate con questa generica dizione diverse
rocce metamorfiche a prevalenti femici (anfiboliti, metagabbri, serpentiniti,
ecc.) affioranti in masse irregolari e reciprocamente interconnesse nella parte
nord-est della zona studiata, ove si presentano generalmente in forma
massiccia, praticamente prive di scistosità (foto 3.3 - 3.4).
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Gli affioramenti di metabasiti sono caratterizzati da versanti molto
acclivi, con pareti subverticali alte anche più di 100 m, ai cui piedi si è
accumulato un imponente detrito di falda, con blocchi di dimensioni variabili
dal mezzo metro cubo alla decina di metri cubi. Parte di questo materiale
franato si sta ricoprendo di una coltre di terreno, di spessore però molto
ridotto, sulla quale inizia a ricrescere una discontinua coltre vegetale.
Le
metabasiti compaiono anche,
come
inclusi di dimensioni
decametriche, nei calcescisti della fascia nord-ovest, ove si presentano in
forma massiccia quasi priva di scistosità ma non paiono avere influenza sul
comportamento geomeccanico del versante. Le fratture interessanti le
metabasiti hanno un andamento decisamente più regolare rispetto a quelle dei
calcescisti, ed appaiono tendenzialmente rettilinee e raggruppabili in famiglie
ben delimitate.
Gneiss; sotto questa dizione sono stati raggruppati sia i termini
relativamente massicci che quelli più propriamente micascistosi, spesso
granatiferi (foto 3.5 - 3.6). Si tratta comunque sempre di rocce metamorfiche
di tipo acido, più o meno scistose, affioranti in maniera sporadica nella parte
nord-est della zona studiata ove appaiono come masse irregolari incluse nelle
metabasiti, verso le quali sfumano in spazi più o meno brevi. Sono state
cartografate solo le due masse principali: la prima posta ad una quota di 575 m
s.l.m., ha forma grosso modo piramidale ed è caratterizzata da una scistosità
non molto marcata; la seconda si trova ad una quota inferiore (circa 500 m
s.l.m.) rispetto alla precedente, e presenta una scistosità più marcata unita alla
presenza di granati di dimensioni anche più che millimetriche.
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Foto 3.1 - Calcescisti, zona bassa, settore W.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 30 x. Struttura pavimentata
costituita in netta prevalenza da cristalli di calcite di varie dimensioni (rossi,
gialli, azzurri), in cui appaiono evidenti le tracce dei piani di sfaldatura. Rari
cristalli di muscovite; minuti cristalli di quarzo (grigi) in basso a sinistra;
accessori granati, ematite e zircone. Notare la quasi totale mancanza di
isoorientazione dei cristalli, indice di una struttura relativamente massiccia che
contrasta con la marcata scistosità a scala macroscopica.
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Foto 3.2 - Calcescisti, zona alta, settore centrale.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 80 x. Predomina la calcite in
grossi cristalli (verde, rosa, azzurro) con evidenti tracce dei piani di sfaldatura.
Relativamente abbondante la muscovite, in lamine isoorientate; accessori
ematite e granati (neri). In basso e a destra ampia zona a grossi cristalli di
quarzo (bianco e grigio).
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Foto 3.3 - Metabasiti, zona bassa, settore E.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 80 x. Al centro, grosso
cristallo grigio-verde corroso di pirosseno (tipo giadeite); nella massa di fondo
pirosseni e anfiboli (grigi), clorite (marrone), granato e magnetite (neri).
Notare la mancanza di isoorientamento dei cristalli, con lastruttura a livello
microscopico che conferma la tessitura massiccia a livello macroscopico.
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Foto 3.4 - Metabasiti, zona alta, settore E.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 30 x. Aggregato disordinato
di cristalli piuttosto deformati, con prevalenti pirosseni e anfiboli (grigio e
grigio-verdi), clorite (marrone-giallo), magnetite e granati (neri), in alto a
sinistra un cristallo corroso di titanite (multicolore). Non ci sono segni di
isoorientazione dei cristalli a conferma della tessitura massiccia e del
comportamento relativamente isotropo della roccia.
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Foto 3.5 - “Gneiss” granatiferi, zona alta, settore centrale.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 30 x. Fitto gregato di lamine
di muscovite (blu, giallo, rosso) e cristalli di quarzo (bianchi e grigi). In alto a
sinistra e in basso a destra due granati (neri). Notare la mancanza di
isoorientazione delle lamine muscovitiche, a conferma della scarsa scistosità
della roccia.
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Foto 3.6 - “Gneiss” (micascistosi) granatifere, zona bassa settore E.
Sezione sottile, nicols perpendicolari, circa 80 x. Aggregato
pavimentoso di cristalli di quarzo (bianchi e grigi) con abbondanti granati, in
parte alterati (nero con zone giallo-rosa); in basso a sinistra una lamina di
muscovite. Quì appare un certo “allineamento”dei cristalli secondo una
direzione
preferenziale,
confermata
ad
ingrandimenti
minori
dalla
isoorientazione delle lamine di mica.
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3.3 - Fenomeni di instabilità
Durante l'esecuzione del rilievo geologico tecnico di base sono state
altresì evidenziate le zone di versante che presentano evidenti aspetti di
instabilità; in queste zone è stato poi concentrato il lavoro di rilevamento
geostrutturale, con un numero maggiore di stendimenti rispetto a quelle aree
che invece non risultavano critiche.
Le indagini preliminari hanno portato ad evidenziare due differenti
fenomenologie di instabilità, legate a diversi aspetti litologici e tettonici dei
versanti: da un lato l'instabilità delle pareti rocciose strictu sensu, dall’altro i
fenomeni riscontrati in alcuni punti della copertura detritico-terrigena presente
in alcune parti dell' area in esame. Quest'ultima fenomenologia si manifesta
prevalentemente in connessione con precipitazioni piovose di entità elevata,
assumendo le caratteristiche di colamento di terra e di detrito(“earth flow” e
“debris flow”); fortunatamente questi colamenti non hanno mai raggiunto le
due borgate in fondovalle perdendo velocità ed arrestandosi in genere su di un
pianoro posto alla quota di circa 500 m, in una zona ormai disabitata e
raggiungibile solamente percorrendo una ripida mulattiera (foto 3.7). Nella
carta tematica relativa alla stabilità dei versanti sono stati segnalati i percorsi
dei fenomeni più rilevanti di questo tipo verificatisi negli ultimi decenni, anche
se non riguardanti direttamente i versanti in roccia, in quanto comunque di una
certa importanza ai fini di una caratterizzazione della stabilità generale della
zona.
Per quanto riguarda invece i versanti rocciosi veri e propri, l' area in
studio presenta due zone caratterizzate da fenomeni di instabilità molto
rilevanti. Nel settore a NW dell’area studiata è presente, ad una quota di circa
400 m una parete rocciosa a pianta curvilinea, sviluppantesi per circa 100 m in
lunghezza e 25 m in altezza. Si tratta della nicchia di distacco di una
paleofrana ( foto 3.8) verificatasi, presumibilmente durante il tardo fluvioglaciale Wurm, nei calcescisti intensamente fratturati (vedi rilievi strutturali n.
27
7,8,10). La zona di accumulo della frana è costituita da materiale detritico con
pezzatura estremamente variabile, ormai totalmente coperto da una serie di
terrazzamenti formati da muri a secco ancora ottimamente mantenuti, che
contribuiscono alla protezione dell’azione erosiva delle acque ruscellanti e
pertanto alla stabilità del materiale franato.
Un’altra
importante
zona
di instabilità,
ricollegabile
sia
alla
fratturazione di origine tettonica che alla “distensione” dei versanti in
conseguenza del ritiro dei ghiacciai Wurmiani, si manifesta su tutto il versante
nord-est, nel quale è riscontrabile una marcata famiglia di fratture parallele al
fronte e con lunghezze notevoli (70-90 m), ben visibili dalle foto aeree; a
questa si aggiunge una fratturazione meno estesa, ma più frequente, che
determina la formazione di blocchi di 3 - 10 m.3.
Foto 3.7. - Pianoro situato a quota 670 m s.l.m.
28
Foto 3.8. - Nicchia di distacco della Paleofrana
29
3.4 - Tettonica e lineazioni
Lo studio della tettonica e delle lineazioni presenti nella zona in esame è
stato condotto per evidenziare le eventuali correlazioni tra, disposizione e
frequenza delle macro strutture e delle micro fratture, cioè per valutare la
connessione tra fratture a grande scala e fratture rilevate nei rilievi strutturali.
Si è iniziato con un rilievo sommario sul terreno, nel corso del rilevamento
geologico di base, delle lineazioni visibili a piccola scala, quali avvallamenti,
contropendenze, giacitura di pareti e sistemi di fratture di dimensioni
decametriche. In particolare, sono state rilevate quelle famiglie di fratture
evidenziabili a prima vista su affioramenti di roccia senza necessità di un
rilievo strutturale sistematico; questo anche perchè in molti affioramenti le
dimensioni delle pareti non erano sufficienti grandi per consentire l'esecuzione
di misure in numero adeguato ad una valida elaborazione statistica.
In un secondo tempo si è proceduto all' esame delle grandi fratture
tramite aereofotointerpretazione operando su fotografie aeree a colori eseguite
nel 1991 dalla Compagnia Generale Riprese aeree di Parma (foto 3.9.).
Questo metodo di studio consiste, come è noto, nella osservazione di un
immagine stereoscopica ottenuta tramite due fotografie di una medesima zona
scattate da due differenti punti; tale immagine esalta enormemente la
dimensione verticale, accentuando le differenze di altezza presenti sul terreno.
In questo modo è possibile evidenziare con discreta facilità gli allineamenti di
particolari strutture, quali possono essere incisioni fluviali, faglie, fratture,
avvallamenti e contropendenze.
Inoltre la scala elevata consente l' osservazione contemporanea di una
vasta zona, il che permette di segnalare anche quelle lineazioni difficili da
notare sul terreno, pur risultando talora dubbia l'interpretazione della natura
delle lineazioni individuate. Generalmente i corsi d'acqua e le incisioni vallive
si impostano infatti su zone di minor resistenza, connesse quasi sempre con
zone fratturate o con vere e propie faglie; in altri casi si nota semplicemente il
30
ripetersi di strutture parallele o sub-parallele, che possono essere pareti di
roccia, fratture, serie di rilievi o di depressioni.
Nella zona in esame sono state evidenziate tutte le lineazioni osservate,
distinguendole in due classi e riportandole su carta con simboli grafici
differenti a seconda della loro estensione più che della loro natura. Sono state
indicate con tratto spesso quelle lineazioni aventi grande lunghezza, almeno
superiore ai 50 m. La linea continua rappresenta la discontinuità visibile da
foto aerea, mentre il tratto discontinuo indica la presunta continuazione della
discontinuità anche dove essa non è direttamente visibile, per esempio nel
tratto compreso fra due zone in cui la struttura è evidente.
Le lineazioni di entità inferiore sono state invece indicate con un tratto
più sottile, e generalmente si tratta di allineamenti di pareti di roccia, di
avvallamenti e contropendenze già evidenziati dal rilievo sul terreno.
Anche in questo caso il tratto continuo indica la presenza visibile della
discontinuità, mentre il tratto interrotto indica la presunta continuazione della
frattura.
E' da segnalare infine l' ultima fase dello studio delle lineazioni a grande
scala, condotta nuovamente sul terreno: sulla base della cartografia preparata
in laboratorio con l' osservazione delle aereofoto, si è proceduto ad un
ulteriore controllo delle lineazioni, onde valutarne in modo più preciso la
natura e l’eventuale appartenenza alle famiglie individuate tramite i rilievi
strutturali.
31
Foto aerea
32
3.5 - Acque superficiali e sotterranee
Nel corso del rilevamento in situ sono state evidenziate anche alcune
situazioni particolari, concernenti il reticolato idrografico e le venute a giorno
di acque sotterranee. La zona esaminata possiede infatti un reticolo idrografico
poco ramificato ma relativamente complesso da studiare, caratterizzato da
piccoli corsi in cui l'acqua superficiale scompare spesso totalmente, per
scorrere nel detrito come corrente subalvea e tornare a giorno nei tratti più a
valle.
Per quanto concerne le acque sotterranee, sono state distinte le venute
localizzate (sorgenti puntiformi) da quelle diffuse (percolazione attraverso i
terreni di copertura); queste ultime, localizzate all'altezza dei due pianori, sono
probabilmente dovute alla presenza di un laghetto posto a quota 800 m, con
fondale prevalentemente argilloso (quindi poco permeabile) ma delimitato
verso valle da una soglia costituita dall’ammasso roccioso fratturato (foto
3.10 ).
Foto 3.10. - Zona rocciosa di probabile infiltrazione dell’acqua
33
Capitolo 4
Rilievi
strutturali
4.1 - Premessa
4.2 - Modalità esecutive
4.3 - Elaborazione dati dei rilievi strutturali
4 - Rilievi strutturali
4.1 - Premessa
Il rilievo geostrutturale è stato utilizzato, nel corso di questo lavoro,
quale base di partenza per la determinazione e lo studio dei sistemi di fratture
caratteristici dell' ammasso roccioso in esame.
Il metodo di studio utilizzato è stato trattato dalla normativa esistente
(ISRM 1975), pur con qualche adattamento ai singoli casi; tali variazioni
verranno specificate di volta in volta nel seguito del presente capitolo.
Perchè i dati raccolti con i rilievi strutturali risultino significativi a
livello statistico, è ovviamente necessario, un gran numero di dati e di misure
da elaborare. Nel presente caso non
è stato possibile effettuare degli
stendimenti di lunghezza elevata a causa del limitato numero ed estensione
degli affioramenti accessibili. Per questo motivo si è preferito far seguire i
rilievi e la loro elaborazione da un secondo controllo in sito con cui valutare la
validità e l'attendibilità dei risultati dei rilievi stessi.
35
4.2 - Modalità esecutive
Secondo la normativa internazionale e le raccomandazioni tecniche in
materia, il rilievo strutturale dovrebbe essere condotto raccogliendo i seguenti
dati.
Codice di identificazione. Secondo la normativa dovrebbe essere
una sigla alfanumerica composta da cinque caratteri seguiti da due numeri.
Tuttavia nel corso del seguente studio, data la limitata estensione del territorio
in esame e dato il modesto numero di rilevamenti eseguiti (circa una
quindicina) , si è preferito semplificare la procedura utilizzando semplicemente
una numerazione progressiva preceduta dalla lettera "R", per differenziare
nella cartografia i punti dei rilievi da altri dati riprodotti. Inoltre si è tenuta
anche in conto la relativa semplicità delle formazioni geologiche in studio, tale
da non richiedere una ulteriore differenzazione sui singoli rilevamenti.
Formazione. Anzichè utilizzare un codice mnemonico per
l'identificazione della formazione geologica in cui è stato eseguito il
rilevamento si è più semplicemente riportato il nome del litotipo in esame. E’
da notare infatti che la zona di studio è caratterizzata da un numero di
formazioni litologiche affioranti relativamente ridotto, che non richiede quindi
ulteriori semplificazionei
Data. Viene evidenziato il giorno in cui è stato eseguito quel
particolare stendimento.
Quota. Si intende la quota assoluta del punto di partenza dello
stendimento. Essa è stata riportata, ma a livello puramente indicativo, in
quanto dalla cartografia a disposizione non si sono potuti ricavare dei dati
molto precisi (errori di +/- 5 m.). Del resto il tipo di studio, a carattere
territoriale, non è tale da giustificare l’esecuzione di complesse misure
36
topografiche per ottenere maggior accuratezza in un dato la cui utilità sarebbe
fondamentale solo nel caso, ad esempio, di più rilievi eseguiti a quote diverse
sulla stessa parete.
Coordinate del punto di partenza. Come per la quota non si è
ritenuto necessario procedere a delle triangolazioni la determinare con
attendibilità le coordinate dei punti di partenza dei rilevamenti. Anche tale
dato infatti assume in uno studio di questo tipo un significato puramente
formale.
Traversa (stendimento). E' definito mediante tre parametri che
esprimono la giacitura del piano in cui è situato lo stendimento, ossia
immersione e inclinazione, e lunghezza dello stendimento stesso. Immersione
ed inclinazione vengono rilevati mediante una bussola da geologo, mentre la
lunghezza, espressa in metri, viene rilevata con la stessa rotella metrica
utilizzata come riferimento per il rilievo strutturale. Per completezza, nei
presenti rilevamenti si è preferito riportare sia la direzione della linea di rilievo
e la sua inclinazione, che la giacitura (immersione e inclinazione) della parete
su cui lo stendimento è stato eseguito, in modo da disporre, in sede di
elaborazione, dei dati relativi alla giacitura media dei fronti, per le analisi di
stabilità.
Nella seconda parte della scheda vengono riportati i dati riguardanti le
discontinuità ed in particolare:
Progressiva. E' la distanza progressiva lungo lo stendimento in
cui si rileva la traccia della discontinuità. Nel rilievo può capitare talora che il
nastro rimanga discosto dalla parete per alcuni tratti. In questo caso si è
riportata la distanza del punto ipotetico in cui l'estensione del piano della
discontinuità avrebbe intersecato la linea dello stendimento.
37
Giacitura. Per la determinazione della giacitura di un piano nello
spazio si può fare riferimento a due metodologie di misura. Un primo metodo
consiste nel misurare la direzione del piano, ossia l'angolo formato da una
linea orizzontale del piano e la direzione del Nord (generalmente ci si riferisce
al Nord Magnetico, in quanto questi dati vengono ricavati con una bussola da
geologo). Si determina quindi la posizione del piano indicandone
l'inclinazione, ossia l'angolo formato dalla retta di massima pendenza sul piano
e della sua proiezione su un piano orizzontale. Poichè la direzione non
identifica univocamente il piano, utilizzando questo tipo di notazione occorre
specificare anche la direzione di immersione, indicare cioè la direzione della
linea di massima pendenza.
Più comodo e più rapido è invece il secondo metodo di misura in cui si
identifica il piano indicandone semplicemente l'immersione, ossia l'angolo
formato dalla direzione della linea di massima pendenza e la direzione del
Nord e l'inclinazione. Convenzionalmente l'immersione viene misurata a
partire dalla direzione del Nord procedendo in senso antiorario. Questo
secondo tipo di notazione, utilizzato dallo scrivente nel corso del seguente
lavoro, risulta più semplice, in quanto richiede una sola coppia di dati per ogni
piano (anzichè i tre della notazione precedente).
Lunghezza. Si intende la lunghezza della traccia della
discontinuità intersecata dallo stendimento. Normalmente tale parametro viene
riportato mediante un codice letterale che caratterizza diverse classi di
lunghezza.
Viene riportata di seguito quella utilizzata in questo lavoro:
A
inferiore a 2 cm
B
2 - 5 cm
C
10 - 50 cm
D
50 - 200 cm
38
E
200 - 500 cm
F
superiore ai 500 cm
Apertura. Si intende la distanza tra i due bordi della
discontinuità, anche quando questa sia riempita completamente da un altro
materiale. Secondo la normativa essa viene catalogata entro tre intervalli
standard identificati con una sigla letterale.
Nel seguente studio si è preferito aggiungere un intevallo, per megio
discriminare l’elevato numero di dati che si localizzavano in questo particolare
spazio. La classificazione utilizzata è quindi la seguente:
CH
inferiore a 0,5 mm
SC
0,5 - 2 mm
AC
2 - 5 mm
AP
superiore ai 5 mm
Rugosità (scabrezza). Viene misurata mediante il "pettine di
Barton", con il quale si rileva un profilo tipo, da confrontare con dei profili
standard onde ricavarne il relativo indice di rugosità JRC. Sono state previste,
per un rilievo speditivo o per l'impossibilità di utilizzare il pettine di Barton,
quattro categorie possibili di rugosità:
LEV levigata (superfici di faglia a "specchio")
LIS
liscia, con valori di JRC compresi tra 0 - 10
RUG rugosa, con valori di JRC compresi tra 10 - 20
SEG segmentata
Nel corso del rilevamento si è tenuto conto del fatto che questo
parametro è variabile con la direzione di misura, effettuando le misure di
scabrezza secondo la linea di massima pendenza o direzioni poco discoste.
39
Forma. Si intende l'andamento della discontinuità su scala
metrica. Essa può essere assai varia e nelle raccomandazioni ne esiste una
classificazione con relativi codici. Nel lavoro in oggetto, non sono state
rilevate grandi differenze, sotto questo punto di vista, tra le varie famiglie di
fratture, e si è quindi preferito non inserire nella tabella questa voce.
Riempimenti. Si intende la natura e la specie del materiale che
talora riempie delle fratture aperte. Anche per questo dato la casistica è molto
ampia. Per il presente studio ci si è limitati ad indicare la presenza dei seguenti
materiali:
Q - quarzo o quarziti bianche, spesso presenti in piccoli
"filoncelli" di origine idrotermale (ricementazione)
A - riempimenti in argilla o in terreno vegetale (humus)
B - riempimenti detritici costituiti generalmente da frantumi
della roccia stessa presente ai bordi della frattura.
Alterazione. Si intende lo stato di alterazione in cui si presenta la
superficie di una discontinuità. Si indica SI se è presente una qualunque
alterazione, specificando nelle note il tipo e le caratteristiche con cui si
presenta; NO se la superficie non è alterata.
Acqua. Si intendono segnalare eventuali infiltrazioni d'acqua
lungo i giunti. Tale parametro è di estrema importanza ai fini della stabilità del
pendio. Non si utilizzerà per questo lavoro nessuna classificazione sul grado di
infiltrazione ma sarà solo segnalata la presenza d'acqua, con un SI, riservando
alla nota a piè di pagina ulteriori informazioni. Va segnalato che tutti i
rilevamenti effettuati sono avvenuti in periodi non particolarmente piovosi; non
è non pertanto da escludere che da alcune fratture esaminate possano
verificarsi venute d' acqua nei giorni successivi ad eventi piovosi.
40
Nelle pagine seguenti è riportata la tabella utilizzata; tutti i dati rilevati
sono riportati nell'allegato N° .
41
4.3 - Elaborazione dei dati dei rilievi strutturali
L'esecuzione dei rilievi é stata condotta su tutte le pareti di roccia che
per frequenza di fratture e per giacitura risultassero rappresentative della
situazione del versante. Ovviamente ci si è dovuti limitare ad eseguire tali
misure là dove era possibile accedere, sia pur con qualche difficoltà.
In totale sono stati eseguiti tredici rilievi strutturali con lunghezze
variabili da alcuni metri alla ventina di metri rilevando complessivamente i dati
relativi a quasi trecento discontinuità.
Per l'elaborazione dei dati raccolti nel corso del rilievi strutturali si è
iniziato con la costruzione dei reticoli stereografici polari (per ogni rilievo),
utilizzando il reticolo di Schmidt. Come prescritto (Hoek e Bray - 1974), si è
fatto riferimento alla proiezione sull'emisfero inferiore della sfera di
riferimento. Successivamente si è proceduto ad un conteggio di densità dei
poli, secondo il metodo tradizionale di Schmidt, utilizzando come cerchio
contatore una area di indagine corrispondente all'1% dell'area del reticolo. La
restituzione delle nubi di addensamento dei poli, riportate di seguito allle
tabelle dei rilievi, ha consentito l'individuazione dei principali sistemi di
fratture. Questa elaborazione è stata condotta con Personal Computer.
Sono così stati evidenziati otto sistemi di fratturazione abbastanza ben
delineati.
Essi sono:
SISTEMA K1: ha una inclinazione che si condensa su valori
compresi tra i 40 - 50 gradi, con immersione trai 120 - 130 gradi. Compare in
modo molto evidente nella zona di Riverolle dove è stato condotto il rilievo
N.1
modo molto evidente nella zona dove è stato condotto il rilievo N. 2
42
modo molto evidente nella zona dove è stato condotto il rilievo N. 13 ed è
sicuramente il sistema che fa il maggoir numero di comparse sul versante
studiato.
SISTEMA K6: ha una inclinazione che si condensa su
valoricompresi tra i 50 - 60 gradi, con immersione trai 220 - 230 gradi.
Compare in modo molto evidente nella zona dove è stato condotto il rilievo
N. 2
Quanto sopra esposto è sintetizzato nelle tabelle che seguono in cui
sono stati riportati i valori medi di persistenza e di frequenza (Tab. 3.1). Nel
seguito si riportano le foto in cui sono stati effettuati i rilievi 3 e 13 (fig4.1 4.2) .
43
Foto 4.1. - Zona in cui è stato eseguito il rilievo strutturale n 3
44
Foto 4.2. - Zona in cui è stato eseguito il rilievo strutturale n 13
45
Per quanto riguarda gli altri dati raccolti nel corso dei rilievi strutturali,
essi sono stati riordinati in una tabella riepilogativa (Tab.
), in cui si è
riportato :
- Numero del rilevamento
- Giacitura del fronte sul quale è stato eseguito il rilievo strutturale
- I sistemi evidenziati nel rilevamento
- La percentuale di giunti appartenenti a ciascun sistema, calcolata sul
totale dei giunti rilevati in ogni singolo rilievo
- La giacitura media di ogni sistema
- La spaziatura media apparente, calcolata come rapporto fra lunghezze
dello stendimento e numero di fratture rilevate appartenenti allo stesso sistema
- Il fattore correttivo, ossia il coefficiente di correzione della spaziatura
apparente in funzione della giacitura del giunto rispetto alla giacitura del
fronte. Va infatti ricordato che la spaziatura reale è la distanza minima tra due
fratture appartenenti allo stesso sistema, e quindi va misurata in senso
ortogonale al piano del giunto. Da un semplice calcolo geometrico si può
ricavare come tale distanza corretta si ottenga con la relazione:
d = d' * sin (f - g) * sin 
dove:
d = spaziatura corretta
d' = spaziatura apparente
f = angolo di immersione del fronte
g = angolo di immersione del giunto
 = angolo di inclinazione del giunto
- La spaziatura corretta, secondo quanto sopra
- La persistenza del sistema, calcolata come rapporto fra la spaziatura
media e la sommatoria della spaziatura media più lunghezza media
46
- Il valore di RQD (Rock Quality Designation), da utilizzare nella
classifica di Bieniawsky, funzione diretta della spaziatura corretta, secondo
relazione del tipo:
RQD = A - B Jv
Il valore di Jv corrisponde al numero di giunti presenti in un metro cubo
di roccia, e può essere calcolato come somma delle frequenze (spaziature
corrette alla -1) dei vari sistemi presenti. I coefficienti A e B sono invece
dipendenti dalla natura della roccia:
- per rocce compatte o poco scistose (Palstrom 1975)
RQD = 115 - 3,3 * Jv
- per rocce scistose (Barisone et Al., 1980)
RQD = 100 - 4,5 * Jv
Nel caso in esame, tenendo conto del fatto che in quasi tutti i rilievi
strutturali la roccia manifesta comunque una certa scistosità, si è preferito
adottare la seconda relazione.
Tab. 3.1 . Sintesi delle informazioni tratte dai rilievi strutturali
47
N. Ril.
R1
R2
R3
R4
R5
R6
R7
R8
R9
N. Ril.
Fro nte
Sistem %
Fami glie
Imm. Inclin. .
Disco. Imm. Incl.
150
320
270
300
310
310
130
230
290
80
Lunghezza
media
RQD
K1
58
130
50
0.15
0.30
K2
19
315
30
0.20
1.20
K3
23
230
85
0.60
0.60
K2
19
310
35
0.60
1.50
K3
45
230
80
0.40
3.10
K4
13
20
40
1.10
0.20
K6
23
220
60
0.65
4.30
70
K3
K7
76
24
225
250
85
70
0.30
0.35
0.90
1.50
72
K1
K3
35
46
125
220
45
80
0.60
0.85
3.40
1.10
K5
19
200
75
0.80
0.60
K1
K4
50
42
130
20
50
40
0.30
0.65
2.00
0.90
K6
8
220
65
2.20
0.30
K1
K4
1
15
125
20
50
40
2.30
1.50
0.20
4.80
K5
74
200
75
0.35
5.00
K7
10
255
75
1.00
4.50
K5
K6
30
10
200
220
70
60
0.45
0.10
0.40
0.60
K8
60
165
65
1.75
3.00
K1
K5
35
25
130
195
50
75
0.25
1.00
0.30
2.30
K8
40
165
70
0.60
1.30
K3
K5
9
37
230
200
85
70
0.55
0.30
1.10
0.50
K8
54
165
65
0.60
0.80
Sistem
%
Fami glie
85
75
88
88
88
80
50
85
Fro nte
Spaz. media
corretta
Spaz. media Persistenza
40
82
76
78
42
70
69
RQD
.
48
Imm. Inclin.
R10
R13
210
300
85
80
Disco. Imm.
Incl.
corretta
media
K1
K2
18
22
125
310
45
35
0.50
0.38
1.00
1.50
K3
17
225
85
1.70
3.00
K5
15
200
75
0.60
0.20
K6
28
220
65
1.65
0.50
K3
24
230
85
1.30
2.60
K5
22
200
70
0.65
0.70
K6
30
220
60
0.40
0.70
K7
14
255
74
0.95
1.30
K8
10
165
65
0.60
0.30
67
66
49
Capitolo 5
Prove
in situ
5.1 - Misure sclerometriche
5.2 - Misura dell’indice di resistenza Is
5.3 - Indagini geofisiche
5.1 - Misure sclerometriche
5.1.1 - Premessa
Queste misure che vengono correntemente indicate anche con il nome di
"Prove al martello di Schmidt", forniscono indicazioni sul valore di resistenza
a compressione monoassiale del materiale e sull’eventuale grado di alterazione
delle superfici delle fratture , grazie a correlazioni empiriche funzione della
resistenza superficiale del materiale stesso.
La prova consiste nel percuotere con una massa battente azionata da
una molla, un'asta metallica appoggiata alla superficie della roccia; misurando
il ritorno della massa battente dopo l'urto si è in grado di stimare
l'assorbimento anelastico della roccia e quindi la sua resistenza.
5.1.2 - Modalità esecutive
Le misure vengono condotte sulla superficie della roccia, possibilmente
in punti dove questa si presenta libera da incrostazioni o da ricoprimenti di
altra natura (muschi, licheni). La superficie di prova deve inoltre essere per
quanto possibile liscia, priva di piccole asperità, che ridurrebbero
eccessivamente la superficie di contatto asta-roccia con la possibilità che
l'energia d'urto possa produrre la frantumazione della roccia nel punto di
contatto, falsando il risultato della prova.
Per tale motivo occorre preparare la superficie di prova lisciandola con
una pietra abrasiva (generalmente fornita unitamente allo strumento).
La media viene fatta su una serie di diverse misure, almeno cinque sul
singolo punto preparato; i primi due valori ottenuti vanno in genere scartati, in
51
quanto falsati dalla presenza di asperità residue. Nel conteggio dovranno
comunque essere scartati quei valori anomali, che cioè si discostano
eccessivamente dalla media.
La stima della resistenza a compressione monoassiale per i diversi
affioramenti, è stata fatta procedendo ad una serie di queste misure in più punti
dell' affioramento stesso.
5.1.3 - Elaborazione dati
I dati raccolti devono essere corretti per tenere conto della posizione
dello strumento al momento della prova. Infatti la diversa inclinazione dello
sclerometro influenza il ritorno della massa battente e varia quindi il risultato
della prova; la correzione dei dati viene effettuata secondo i valori riportati in
Tab. 5.1.
Tab. 5.1 . Correzione delle misure rispetto alla inclinazione dello
strumento
Verso l’alto
Verso il basso
Misura
 = + 90
 = + 45
 = - 45
 = - 90
10
-
-
+2.4
+3.2
20
-5.4
-3.5
+2.5
+3.4
30
-4.7
-3.1
+2.3
+3.1
40
-3.9
-2.6
+2.0
+2.7
50
-3.1
-2.1
+1.6
+2.2
60
-2.3
-1.6
+1.3
+1.7
52
La correlazione tra i valori corretti ottenuti allo sclerometro e la
resistenza a compressione della roccia viene effettuata tramite le tabelle semiempiriche riportate nel seguito, mentre i risultati finali delle misure sono
indicati nelle Tab. 5.2.
Tab. 5.2.Correlazione tra Is e resistenza a compressione in funzione
dell’inclinazione dello strumento
53
Tab. 5.3.Correlazione tra Is e JCS in funzione del peso in volume
54
Tab.5.4 .Risultati finali delle misure
Stendim.
Parallelo
Resist.
Alterazione
Kg/cm2
1
2
3
4
Resist.
Zone strat.
Kg/ cm2
Resist.
Kg/ cm2
40
480
-
-
36
400
41
480
-
-
35
395
48
660
-
-
42
480
59
>700
-
-
28
285
48
660
-
-
14
-
32
340
-
-
12
-
50
660
-
-
28
285
44
550
-
-
20
150
-
-
-
-
34
385
-
-
-
-
32
340
36
400
20
150
28
285
40
480
20
150
25
240
50
660
10
-
28
285
40
480
-
-
-
-
50
660
-
-
-
-
40
480
-
-
-
-
48
660
16
-
-
-
48
660
18
-
-
-
32
340
10
-
-
-
48
660
10
-
-
-
46
660
-
-
-
-
26
240
-
-
-
-
28
285
-
-
-
-
20
150
-
-
-
-
18
-
-
-
-
-
51
660
-
-
32
340
51
660
-
-
31
330
48
660
-
-
31
330
-
-
-
-
42
480
55
5
6
7
8
-
-
-
-
32
340
-
-
-
-
30
300
46
660
-
-
28
285
46
660
-
-
26
240
47
620
-
-
24
200
40
480
-
-
-
-
51
660
-
-
26
240
50
660
-
-
36
400
49
660
-
-
26
240
-
-
-
-
22
180
-
-
-
-
32
340
-
-
-
-
22
180
-
-
-
-
26
240
-
-
-
-
34
385
-
-
-
-
18
-
-
-
-
-
34
385
46
620
-
-
-
-
44
550
-
-
-
-
48
660
-
-
-
-
30
300
-
-
-
-
42
480
-
-
-
-
44
550
-
-
-
-
30
300
-
-
40
480
-
-
-
-
30
300
-
-
-
-
32
340
-
-
-
-
30
300
-
-
-
-
30
300
-
-
-
-
48
660
-
-
32
340
40
480
-
-
28
285
40
480
-
-
30
300
-
-
-
-
28
285
28
285
16
-
-
-
-
56
9
10
13
30
300
10
-
-
-
-
-
10
-
-
-
-
-
10
-
-
-
-
-
14
-
-
-
34
385
14
-
-
-
32
340
18
-
28
285
24
200
-
-
28
285
22
180
-
-
31
340
18
-
-
-
-
-
21
160
-
-
30
300
17
-
-
-
32
340
18
-
-
-
34
385
22
180
-
-
33
350
15
-
-
-
30
300
14
-
-
-
-
-
22
180
-
-
18
-
<10
-
-
-
28
285
<10
-
-
-
20
150
<10
-
-
-
26
240
30
300
-
-
36
400
28
260
-
-
32
340
<10
-
-
-
-
-
16
-
-
-
-
57
5.1.4 - Limiti della prova
Questo tipo di prova è di valore puramente indicativo, in quanto
interessa aree molto ridotte della superficie della roccia. Proprio per questa
sua caratteristica essa non è in grado di rilevare le variazioni di resistenza, per
esempio in funzione della scistosità. Nel corso delle misure si è infatti
riscontrato come per le roccie scistose la prova desse risultati quasi identici sia
che fosse eseguita in direzione parallela alla scistosità che in direzione
perpendicolare. Il valore di queste misure è pertanto essenzialmente
collegabile alla rapidità e facilità di esecuzione, il che permette di verificare su
base statistica l'omogeneità della resistenza alla compressione di un
affioramento, grazie al rilevante numero di dati che si possono ottenere.
5.2 - Misura dell'indice di resistenza Is
(Point Load Test)
5.2.1 - Premessa
Questo parametro di resistenza viene sovente utilizzato, in quanto
facilmente acquisibile, nello studio e nella caratterizzazione meccanica degli
ammassi rocciosi.
Data la semplicità operativa è infatti possibile raccogliere direttamente
in sito un rilevante numero di dati. Si ha così a disposizione una serie di
misure, sufficientemente attendibili, con le quali stimare la resistenza della
roccia.
58
In particolare la prova del Point Load viene normalmente correlata alla
resistenza a compressione monoassiale. Il rapporto tra l'indice di Franklin (Is)
e il valore di resistenza a compressione (Co) varia generalmente fra 15 e 25.
5.2.2 - Modalità esecutive
La misura dell' indice di resistenza viene condotta con un apposito
strumento di relativa semplicità, costituito da un martinetto idraulico che
comprime il provino contro una struttura di contrasto. In pratica il provino
viene serrato fra due punte coniche di dimensioni unificate e, azionando una
pompa idraulica, si porta a rottura il campione.
5.2.3 - Raccolta ed elaborazione dati
Nel corso della prova occorre misurare:
- la dimensione trasversale minore del provino (W [mm])
- la distanza tra le punte quando queste sono a contatto del
campione (D [mm])
- la pressione raggiunta all'istante di rottura (q [MPa])
Il valore del carico applicato a rottura viene calcolato con la semplice
relazione:
P=q*A
59
dove A rappresenta l' area del pistone di carico (nel caso dello
strumento utilizzato, A= 14.426 cm.2).
L'indice di resistenza che viene utilizzato nelle classificazioni degli
ammassi rocciosi (Barton, Bieniawsky) fa riferimento alla misura effettuata su
uno spezzone di carota avente diametro di 50 mm (I50). Esso è definito come il
rapporto tra il carico applicato a rottura (P [N]) e il diametro del provino al
quadrato (D2 [mm.2]).
I50 = P / D2
Per le misure in sito si possono invece utilizzare campioni aventi forma
qualunque. Per risalire all'indice convenzionale occorre compiere alcune
correzioni.
In primo luogo occorre fare riferimento a un diametro equivalente del
provino, calcolato con la relazione
De = ( 4 * W * D / P )0.5
Si può calcolare in tal modo un indice di resistenza non corretto (Is)
definito dal rapporto
Is = P / D2e
Per giungere al valore di Is corretto si può sfruttare una relazione
numerica del tipo
I50 = F * Is
dove il fattore correttivo F viene ricavato dal rapporto:
F = ( De / 50 )0.45
60
(Gremingher 1982).
I valori così ricavati possono essere tra loro confrontati. Essi sono
riportati nelle tabelle allegate.
Da ricordare inoltre che nel caso di roccie scistose o con tessiture
lineari, come per i litotipi in esame (Calcescisti e Gneiss) è utili disporre di
valori dell'indice di Franklin misurato in direzione parallela e in direzione
perpendicolare alla scistosità. Si definisce allora in questo caso un ulteriore
indice, detto Indice di anisotropia (Ia) dato dal rapporto fra gli indici di
resistenza ottenuti nelle due direzioni :
Ia = Is50par / Is50perp
Si riporta di seguito una tabella riassuntiva dei risultati ottenuti
Tab. 5.5. Dati conclusivi della prova PLT
Litotipi
Is mas.
Is perp.
Is par.
Ia
Gneiss 1
-
7.5
4.5
0.6
Metab. 2
6,3
-
-
1
Calces. 3
-
7.2
6.1
0.85
Metab. 4
9.3
-
-
1
Co mas. Co perp. Co par.
61
5.2.3 - Limiti della prova
Questo tipo di misura consente una stima abbastanza attendibile della
resistenza a compressione della roccia, sopprattutto se è poi possibile
confrontare i risultati ottenuti con i valori reali di resistenza misurati in
laboratorio. Inoltre, essendo possibile effettuare un elevato numero di misure,
esso permette di estrapolare anche per le aree non campionate i valori di Co.
Potendo eseguire le prove su campioni di vario tipo è possibile anche
stimare quali possono essere le variazioni di resistenza a seguito di alterazioni
superficiali o simili.
5.3 - Indagini geofisiche
E’ stata eseguita una prova di tipo geofisico, utilizzando il metodo della
piccola sismica a massa battente, ed operando con ricevitore monocanale.
Questo metodo unisce la facilità di trasporto ed esecuzione della prova
ad una sufficente precisione della misura ed una discreta capacità di ispezione
del sottosuolo, e ciò ne ha consigliato l’utilizzo nel caso in esame. Esso
permette il calcolo della velocità di propagazione dell’onda elastica all’interno
della massa rocciosa, con una profondità di indagine proporzionale alla
distanza tra punto di battuta e geofono. Si sono così calcolate le velocità di
propagazione dell’onda elastica all’interno degli strati più superficiali,
eseguendo le misure lungo due allineamenti, subparalleli alle curve di livello e
con distanze tra geofono e punto di battuta variabili fra 1 e 15 m.
Tali diagrammi, hanno permesso di valutare il modulo elastico
dinamico.
Il modulo elastico dinamico è stato calcolato con la formula:
62
E  V2   
1     1  2   
1   
Noto il modulo elastico dinamico si è potuto calcolare quello statico
tramite correlazioni empiriche. In bibliografia sono presenti numerose formule,
nel nostro caso si è utilizzata la relazione tra il modulo di Young dinamico e
quello statico riportata da RZHEVSKY e NOVIK (1971) :
Edin  8.3  Estat  0.97
Questa relazione ha permesso di calcolare il modulo elastico statico; i
risultati sono stati diagrammati in fig.
, in funzione della distanza dal punto
di partenza dell’ onda, permettendo di valutare il modulo Estat alla profondità
di interesse, e ricordando che la profondità raggiunta dalle onde, e quindi
quella ispezionabile, è di circa 1/4 1/5 della distanza fra punto di battuta e
geofono.
63
Tab.5.6. Misure e risultati della prova effuttuata in regione Riverolle
Stendimento VS1
( Calcescisti )
Gamma = 2700 kg/mc
Posiz.
 = 0.40
Distanza
Tempo
Velocità
Edin
Estat
[m]
[ms]
[m/s]
[MPa]
[MPa]
1 oriz.
5
1.7
2941
10900
1310
2 oriz.
10
5.8
1724
3750
450
3 oriz.
15
13
1153
1680
210
4 oriz.
16
14.6
1095
1510
190
5 oriz.
19
16.6
1144
1650
200
6 vertic.
12
5.8
2068
5390
650
Stendimento "VS1"
18
16
14
12
10
8
Tempi
(msec) 6
4
2
0
0
5
10
15
20
Distanze (m)
Figura 5.1. Elaborazione dei dati
64
Tab. 5.7. Misure e risultati della prova effuttuata in regione Torille
Stendimento VS2
( Metabasiti )
Gamma = 2900 kg/mc
Posiz.
 = 0.30
Distanza
Tempo
Velocità
Edin
Estat
[m]
[ms]
[m/s]
[MPa]
[MPa]
1
5
1.7
2941
18640
2250
2
10
4.2
2380
12210
1470
3
11
4.9
2244
10860
1310
4
13
6.6
1969
8360
1010
5
13
6.7
1940
8110
980
6
16
7.2
2222
10640
1280
Stendimento "VS2"
8
7
6
5
Tempi
4
(msec)
3
2
1
0
0
5
10
Distanze (m)
15
20
Figura 5.2. Elaborazione dei dati
65
66
67
68
Capitolo 6
Prove di
laboratorio
6.1 - Velocità delle onde elastiche
6.2 - Sezioni sottili
6.3 - Tilt Test
6.4 - Prove di compressione
6.5 - Prove di taglio diretto
6.6 - Conclusioni
6 - ANALISI DI LABORATORIO
La necessità di caratterizzare da un punto di vista geomeccanico i vari
litotipi che costituiscono i versanti che sovrastano le borgate, ha condotto
all’esecuzione di numerose prove di laboratorio al fine di ricavare il modulo
elastico, l’angolo di attrito residuo e la coesione delle diverse rocce.
Si è cercato di effettuare più prove
di diverso tipo, al fine di
caratterizzare nel modo migliore possibile i vari litotipi e allo stesso tempo di
verificare l’attendibilità dei risultati ottenuti.
70
6.1 - Velocità delle onde elastiche
La necessità di ottenere
dei valori attendibili del modulo elastico,
rappresentativi delle condizioni esistenti in situ (fratturazione, litologia,
alterazione, ecc.), mantenendo facilità e velocità di esecuzione della prova
(nell’ottica della esecuzione di un numero statisticamente significativo di
misure), ha fatto convergere l’attenzione sulle possibilità di utilizzo di una
strumentazione di laboratorio per la misura della velocità delle onde elastiche.
Il ricorso a questo tipo di prova ha permesso di evitare l’esecuzione di
una serie di prove triassiali strumentate, che sarebbe stato assai problematico
realizzare per la scarsa disponibilità di materiale da cui ricavare provini di
dimensioni adatte ad una prova triassiale e per i costi elevati degli estensimetri
elettrici necessari.
6.1.1 Taratura della strumentazione
L’utilizzo dell’apparecchiatura di laboratorio per la misura delle velocità
delle onde elastiche su campioni di forma alquanto irregolare ha presentato un
problema, dovuto alla necessità di utilizzare un ricevitore e un trasmettitore
con terminale a punta. Questo puntale, al contrario del più consueto puntale a
facce piane, introduce un errore strumentale non facilmente determinabile.
Non essendo disponibile bibliografia al riguardo, si è reso necessario elaborare
una tabella tramite il confronto di numerose misure effettuate, su campioni di
materiali diversi, con i due tipi di puntale citati. Lo studio di tali dati ha
permesso di correlare l’errore strumentale sia alla lunghezza del provino sia al
tipo di materiale. Sono quindi stati riportati i dati in un diagramma che
permette, noti materiale e lunghezza del provino, di ricavare un coefficiente
correttivo da applicare ai valori delle velocità misurate con i terminali a punta,
71
rendendole così confrontabili con quelle ottenute con i normali puntali a facce
piane.
L’apparecchiatura disponibile poneva poi la scelta tra due possibili
alternative per la lettura dei tempi di percorrenza dell’onda elastica nel
materiale.
Il primo metodo prevede l’uso accoppiato di un oscilloscopio e di uno
strumento automatico detto “Pundit “. La lettura dei tempi viene effettuata con
lo studio attento della forma d’ onda, riportata sull’oscilloscopio, per
individuare l’istante in cui il ricevitore capta l’onda. Questo metodo, come si
può vedere dai diagrammi allegati, prevede a sua volta due alternative:
l’utilizzo delle sole punte , o l’ interposizione di due dischetti di gomma tra
punte e campione per migliorare la trasmissione delle onde.
Il secondo metodo consiste nell’effettuare la misura con il solo “Pundit
“, affidando la lettura al circuito interno alla macchina, non potendo quindi
effettuare alcun controllo. Si conserva comunque la possibilità dell’utilizzo
delle sole punte oppure dell’interposizione dei dischetti di gomma.
La scelta del metodo di misura è stata fatta dopo l’ attenta analisi dei
risultati delle misure con i quattro metodi predetti su una serie di campioni
standard , (Tab. 6.1-6.2) e i relativi diagrammi delle fig. 6.1-6.2 -6.3 -6.4.
Dai risultati non emergono grosse differenze tra un metodo piuttosto e
l’altro; da sottolineare solamente la maggiore flessibilità che permette l’uso
dell’ oscilloscopio, a prezzo però di un dispendio di tempo notevolmente
superiore e di una “potenza” disponibile (leggasi possibilità di effettuare
letture sui campioni piuttosto lunghi di materiali a basso modulo elastico) assai
ridotta. Si è quindi ritenuto più idoneo, nel nostro caso, l’utilizzo del solo
“Pundit “ con le punte d’acciaio, raggiungendo comunque lo scopo prefissato
di effettuare un numero elevato di misure, sicuramente accettabili, in tempi
ragionevoli.
Scelto il metodo di misura, si è reso necessario creare un infittimento dei punti
per la definizione della curva dei cefficienti correttivi, ottenendo il risultato
visibile in fig. 6.5, che ci ha permesso di ottenere i valori definitivi riportati
72
nel paragrafo successivo, dove si illustra l’ elaborazione effettuata per ottenere
il parametro ricercato ( modulo elastico ).
Tab.6.1. - Misure effettuate su materiali qualsiasi
Campi one
Mis. dischi Punte + gom.
Mis. punte
Rap porto
Materiale Mis. con: Lung. Temp. Veloc. Temp. Veloc. Tem. Velo. Vd/Vp+g Vd/Vp
Acciaio
Oscillos. 198,1 33,9
5843
99,3 1995,0
158,5 25,6
6191
148,6 25,4
97,1
46,9
2,9
-
64,7 2449,8 73,1 2168
2,5
2,9
5850
82,7 1796,9
3,3
-
17,0
5711
47,8 2031,4 59,2 1640
2,8
3,5
8,2
5719
44,0 1065,9 48,1 975,1
5,4
5,9
198,1 33,9
5843
69,4 2854,5 78,2 2533
2,0
2,3
158,5 25,6
6191
63,4 2500,0 72,5 2186
2,5
2,8
148,6 26,2
5671
58,7 2531,5 68,5 2169
2,2
2,6
97,1
17,8
5455
49,2 1973,6 58,3 1665
2,8
3,3
46,9
8,6
5453
36,8 1274,5 48,0
977
4,3
5,6
5968
66,7 2961,8 58,0 3406
2,0
1,8
147,7 22,2
6653
53,5 2760,7 46,7 3162
2,4
2,1
97,6
14,7
6636
47,1 2071,1 40,4 2414
3,2
2,7
47,7
7,5
6353
30,1 1583,1 30,1 1583
4,0
4,0
197,6 33,1
5968
67,2 2939,7 77,6 2545
2,0
2,3
147,7 21,9
5968
54,5 3624,8 64,5 3062
1,6
1,9
97,6
14,8
6744
47,0 3142,6 56,8 2600
2,1
2,6
47,7
7,6
6591
36,0 2709,7 46,3 2106
2,4
3,1
1330 110,8 1028,9 109,7 1039
1,3
1,3
1175 149,3 763,6 125,7 906
1,5
1,3
Pundit
-
-
Marmo
Pundit
Pomice
Pundit
114,0 97,0
73
Legno
Pundit
4794
76,4 3350,8 77,6 3299
1,4
1,5
4961
85,0 3011,8 87,3 2932
1,6
1,7
13,4
2298
35,1
877,5
35,3
872
2,6
2,6
13,0
2369
42,5
724,7
50,1
614
3,3
3,9
5604 109,6 4494,5 111,8 4406
1,2
1,3
1,4
1,5
256,0 51,6
Resina
Oscillos. 30,8
Pundit
30,8
Argillite
Pundit
492,6 83,8
5878 118,4 4160,5 127,4 3866
Pundit
89,6
20,5
4370
-
-
55,1 1626
-
2,7
194,8 70,2
2774
-
-
115,5 1686
-
1,6
491,0 103,4 4748
-
-
144,1 3407
-
1,4
Calcestr.
74
Tab. 6.2. -Misure effettuate con il solo pundit
Campione
Mis.
dischi
Mis.
punte
Rapporto
Lung.
Tempo
Veloc.
Tempo
Veloc.
Vd/Vp
96
29,1
3299,0
68,3
1405,6
2,3
118
34,6
3410,4
78,4
1505,1
2,3
75
20,5
3658,5
59,4
1262,6
2,9
74
22,2
3333,3
61,9
1195,5
2,8
104
29,8
3489,9
67,7
1536,2
2,3
119
34,3
3469,4
75,3
1580,3
2,2
74
16,4
4512,2
56,4
1312,1
3,4
94
20,7
4541,1
61,5
1528,5
3,0
120
25,5
4705,9
68,3
1757,0
2,7
28
6,9
4058,0
41
682,9
5,9
93
20,3
4581,3
61,2
1519,6
3,0
31
6,1
5082,0
43,3
715,9
7,1
120
30,5
3934,4
82,4
1456,3
2,7
29
5,6
5178,6
43,5
666,7
7,8
118
23,4
5042,7
65,1
1812,6
2,8
118
25,1
4701,2
64,4
1832,3
2,6
119
24,4
4877,0
66,1
1800,3
2,7
121
25
4840
66
1833,3
2,6
128
22,6
5663,7
63,4
2018,9
2,8
102
37,6
2712,8
85,5
1193,0
2,3
119
35,2
3380,7
78,8
1510,2
2,2
100
34,5
2898,6
76,5
1307,2
2,2
100
30
3333,3
71,7
1394,7
2,4
118
37,6
3138,3
83,6
1411,5
2,2
Gneiss ( 1 )
Metabasiti ( 2 )
Calcescisti ( 3 )
63
16,5
3818,2
55,7
1131,1
3,4
100
17,4
5747,1
56,4
1773,0
3,2
98
16,6
5903,6
53,8
1821,6
3,2
90
16,5
5454,5
55,5
1621,6
3,4
97
17
5705,9
56,9
1704,7
3,3
120
21
5714,3
61
1967,2
2,9
67
11,5
5826,1
50,2
1334,7
4,4
117
21,7
5391,7
61,8
1893,2
2,8
98
24,7
3967,6
72,2
1357,3
2,9
86
25
3440
68,6
1253,6
2,7
93
27,2
3419,1
72,8
1277,5
2,7
Metabasiti ( 4 )
Gneiss ( 6 )
76
OSCILLOSCOPIO
(punta+gomma)
6
5
4
Acciaio
3
Vd/Vp+g
Marmo
2
Pomice
1
Legno
0
Resina
0
100
200
300
400
500
Argillite
Lunghezza mm
Fig.6.1. - Risultati delle misurazioni effettuate
OSCILLOSCOPIO
(punta)
6
5
Vd/Vp
4
Acciaio
3
Marmo
2
Pomice
1
Legno
Resina
0
Argillite
0
100
200
300
400
500
Lunghezza mm
Fig. 6.2. - Risultati delle misurazioni effettuate
77
PUNDIT
(punta+gomma)
4.5
4
Vd/Vp+g
3.5
3
2.5
2
Acciaio
1.5
Marmo
1
Pomice
0.5
Legno
0
Resina
0
100
200
300
400
500
Argillite
Lunghezza mm
PUNDIT
(punta)
6
Acciaio
5
Marmo
Vd/Vp
4
Pomice
Legno
3
Resina
Argillite
2
Calcestruzzo
1
0
0
100
200
300
Lunghezza mm
400
500
78
79
Si noti come sia possibile racchiudere tutti i dati del grafico entro due
curve di tipo iperbolico, che rappresentano rispettivamente il limite superiore e
quello inferiore. Una ulteriore suddivisione può essere fatta per fascie verticali
così da creare 4 zone distinte; la prima a sinistra rappresenta i provini di
lunghezza inferiore ai 25 mm sui quali è praticamente impossibile una misura
certa delle velocità, essendo gli errori altissimi, al limite tendenti ad infinito; la
seconda che comprende i provini tra i 25 mm ed i 75 mm permette le misure,
ma con una notevole probabilità di errore in quanto i coefficenti correttivi sono
ancora piuttosto elevati, seppur maggiormente definiti; la terza include i
campioni dai 75 mm ai 150 mm, ed è la fascia di maggior utilizzo, perchè
permette di effettuare le misure con i terminali a punta su campioni di
dimensioni ridotte e di forma qualsiasi, senza rendere neccessario il
carotaggio, che su campioni di queste dimensioni è estremamente difficoltoso,
garantendo una buona precisione nella correlazione con le velocità effettive
del materiale e permettendo di risalire ad una valutazione del modulo elastico;
la quarta ed ultima zona per lunghezze dei provini superiori ai 150 mm,
evidenzia come, superata questa soglia, l’errore si riduca sino quasi ad
annullarsi.
80
PUNDIT
(punta)
8
7
Acciaio
Marmo
Pomice
6
Legno
Resina
5
Argillite
Calcestruzzo
Gneiss-1
4
Pietre verdi-2
Vd/Vp
Micascisto-3
Pietre verdi-4
3
Gneiss-6
2
1
0
0
50
100
150
200
250
Lunghezza
(mm)
300
350
400
450
500
6.1.2 Misure sui campioni
Si è proceduto alla misura con i terminali a punta ovviamente meno
esigenti per quanto concerne la “qualità” delle superfici di contatto; le misure
sono state effettuate, quando il caso, sia parallelamente sia ortogonalmente alla
carota, per ottenere una caratterizzazione del materiale in entrambe le
direzioni, utilizzando tutti i campioni a disposizione, sia a faccie piane sia a
superfici irregolari.
Per ogni lettura sono stati annotati il tempo di percorrenza dell’onda
nell’attraversare il campione, la lunghezza del medesimo (misurata utilizzando
un calibro con nonio che garantisce la precisione al decimo di millimetro) ed il
luogo di prelievo.
La correzione è stata effettuata su tutte le velocità singolarmente,
moltiplicandole per un fattore correttivo letto sul grafico di fig. 6.5. La lettura
si ha entrando in ascisse con il valore della lunghezza del provino,
intersecando la curva propria del materiale in esame ed uscendo in ordinate
con il valore richiesto.
Si riportano in tabella 6.3 i dati ed i risultati ottenuti.
6.1.3 - Correlazione con i moduli elastici
Per ricavare il modulo elastico statico si è operato per passi successivi,
calcolando dapprima il modulo elastico dinamico. Tale calcolo richiede, come
è noto, la conoscenza del coefficiente di Poisson , nel caso in esame ricavato
successivamente e posto uguale a 0.40 per i calcescisti e 0.30 per le metabasiti
e gli gneiss.
E  V 2  
1     1  2   
1   
82
Noto il modulo elastico dinamico si è potuto calcolare quello statico
tramite correlazioni empiriche. In bibliografia sono presenti numerose formule,
nel nostro caso si è utilizzata la relazione tra il modulo di Young dinamico e
quello statico riportata da RZHEVSKY e NOVIK (1971) :
Edin  8.3  Estat  0.97
Questa relazione, utilizzata qui in maniera inversa, ha permesso di
risalire ai valori del modulo elastico statico in maniera semplice ed attendibile.
Il risultato dei calcoli è riportato nella tabella 6.3.
Tab.6.3. - Dati e risultati ottenuti dalle prove
Num.
Lung.
(mm)
Fattore
Tempo
correttivo (Micros.)
Velocità

(m/s)
Gamma
Edin
Estat
(kg/mc)
(MPa)
(MPa)
1
1
1
2
2
2
248
338
189
255
274
232
1,70
1,60
2,00
1,7
1,65
1,9
116
196
120
87
91
98
3634
2759
3150
4982
4968
4497
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
2670
2670
2670
2900
2900
2900
26200
15100
19681
53486
53173
43585
3157
1819
2371
6444
6406
5251
3
3
3
4
121
228
376
247
2,5
1,9
1,6
1,7
66
148
134
83
4583
2927
4489
5059
0,40
0,40
0,40
0,30
2700
2700
2700
2970
42134
17184
40427
56467
5076
2070
4871
6803
4
4
5
5
5
320
222
131
542
300
1,6
1,9
2,4
1,5
1,8
136
126
97
188
105
3764
3347
3241
4324
5142
0,30
0,30
0,40
0,40
0,40
2970
2970
2700
2700
2700
31270
24725
21071
37509
53049
3767
2979
2539
4519
6391
Num.
Lung.
Fattore
Tempo
Velocità

Gamma
Edin
Estat
83
(mm)
correttivo (Micros.)
(m/s)
(kg/mc)
(MPa)
(MPa)
6
200
2
89
4494
0,30
2670
40064
4827
6
7
7
7
8
363
224
331
120
171
1,6
2,2
1,6
2,5
2,1
125
112
133
90
112
4646
4400
3981
3333
3206
0,30
0,30
0,30
0,30
0,40
2670
2670
2670
2670
2700
42820
38399
31449
22038
20619
5159
4626
3789
2655
2484
8
8
9
9
120
120
246
95
2,5
2,5
1,7
3,2
69
322
84
57
4347
931
4978
5333
0,40
0,40
0,30
0,30
2700
2700
2700
2700
37915
1741
49714
57051
4568
2100
5990
6874
9
10
10
10
11
169
143
236
131
394
2,1
2,4
1,7
2,4
1,55
95
67
92
75
152
3735
5122
4360
4192
4017
0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
2700
2700
2700
2700
2700
27992
52628
38143
35246
32377
3372
6341
4595
4246
3901
11
11
12
12
12
120
154
410
177
136
2,5
2,4
1,5
2,1
2,4
62
75
323
120
84
4838
4928
1904
3097
3885
0,30
0,30
0,40
0,40
0,40
2700
2700
2700
2700
2700
46960
48709
7271
19244
30284
5658
5868
876
2318
3649
13
13
211
366
2
1,6
98
160
4306
3660
0,30
0,30
2900
2900
39946
28858
4813
3477
84
6.1.4 - Conclusioni
Questo tipo di prova, come si è potuto vedere ha condotto al calcolo del
modulo elastico statico e dinamico partendo dalla conoscenza della velocità di
propagazione dell’onda elastica nel materiale. La cosa però più importante da
sottolineare è l’avere eseguito una prova in laboratorio assai simile
concettualmente ad una prova fatta in situ. In effetti con il “Pundit” si è
misurata la velocità di propagazione dell’onda all’interno di una matrice
rocciosa, ottenendo un valore variabile a seconda del litotipo preso in esame.
Con lo stesso criterio funziona la piccola sismica fatta in situ, in cui viene
misurata la velocità di propagazione all’interno dell’ammasso roccioso.
Questo parametro però, oltre a variare per il diverso tipo di materiale con cui
si lavora, varia per la presenza delle fratture presenti all’interno dell’ammasso
roccioso.
Paragonando tra loro i moduli elastici ottenuti in laboratorio e in situ è
possibile ottenere un coefficiente di “qualità” dell’ammasso roccioso,
ricollegabile essenzialmente al grado di fratturazione ed al tipo e stato delle
fratture interessanti l’ammasso (apertura, alterazione,ecc.). I valori ottenuti da
questo confronto sono riportati in tabella.
Litotipo
Mod. Elastico
laboratorio
Mod. Elastico
situ
Coefficiente
di qualità
Calcescisto
Metabasiti
4900
6030
260
1200
19
5
Paragonando i valori ottenuti con l’altro indice di qualità già calcolato e cioè
l’RQD troviamo una buona conferma dell’attendibilità dei dati calcolati.
85
6.3 Tilt test
Secondo Barton, l' angolo di attrito di base (b) può essere ricavato
mediante prove di taglio diretto lungo superfici levigate artificialmente e
sabbiate; la preparazione delle due superfici deve essere tale che non si
verifichino nel corso delle prove fenomeni del tipo "stick-slip"(ovvero una
distorsione di scorrimento), oppure incrementi della resistenza al taglio col
procedere dello spostamento tangenziale. La determinazione dell' angolo di
attrito di base ( ritenuto, per bassi livelli di sollecitazione, un valore
caratteristico del litotipo ) può avvenire sia su superfici sature che su superfici
secche.
E' consigliabile, per avere un valore rappresentativo, effettuare un certo
numero di prove su diversi campioni variando la direzione di applicazione
della forza di taglio.
Qualora la roccia da analizzare presenti alcune peculiarità strutturali
(piani di foliazione, di sedimentazione, di scistosità, o tendenze all'
orientamento dei principali minerali costituenti) è conveniente, nel caso non
sia stata definita la geometria del problema, avere a disposizione più campioni,
con superfici diversamente sezionate, per tener conto dell' eventuale variabilità
dell' angolo di attrito di base.
Anche se non esistono precise indicazioni sulle modalità operative di
esecuzione delle prove, si consiglia di pulire le superfici a scorrimento
avvenuto, eliminando l'eventuale materiale di frizione.
La soluzione più semplice ed economica per determinare il valore dell'
angolo di attrito di base consiste nell' eseguire un certo numero di prove (1015) di "tilt-test" lungo superfici piane e lisce (eventualmente rettificate e
sabbiate).
Ogni campione, separato dalla superficie di discontinuità, viene
inclinato sino al verificarsi dello scivolamento della parte superiore rispetto a
quella inferiore ( Figura 6.5 ), registrandone l' angolo.
86
Figura 6.5 -Tilt test di laboratorio
In particolare, è ancora controverso il problema relativo a quale valore
di inclinazione registrare; quello per cui si produce il primo scorrimento (
anche di entità minima ), oppure quello per cui continua lo scorrimento tra le
due parti sino al suo completo esaurimento. Gli Autori affermano che quando
si manifesta tale evidenza sperimentale ( non presente in tutti i litotipi per l'
assenza di fenomeni di microindentazione, osservabile invece in alcune rocce
nonostante l' accurata preparazione delle superfici ) può essere conveniente
mediare i valori ottenuti.
Un modo più rapido di eseguire la prova lungo superfici rettificate è
quello di impiegare tre cilindri di roccia. Infatti, le superfici delle carote
estratte dai sondaggi sono solitamente lisce e praticamente prive di asperità; la
semplice prova di scorrimento del cilindro superiore lungo due generatrici
comuni ai due cilindri sottostanti ( Figura 6.17 ), permette di determinare
l'angolo critico d'inclinazione (). E’ possibile ricavare la seguente relazione
con l' angolo di attrito di base:
87
b = atan (1.155*tan ())
Si consiglia di pulire i campioni cilindrici dopo ogni prova per
rimuovere l' eventuale materiale di frizione prodottosi durante lo scivolamento
e di effettuare un elevato numero di determinazioni, ruotando attorno al propio
asse i cilindri in modo che l' area di contatto non sia sempre la medesima; ciò
al fine di tener conto del grado di eterogeneità della roccia.
Figura 6.6 - Tilt test su cilindri
88
Tab.6.4. Risultati finali della prova
Campione n° 1
Campione n° 2
Campione n° 3
alfa
Fb
alfa
Fb
alfa
Fb
35,1
37,2
35,8
35,9
35,8
35,9
33,4
35
36,8
33,9
36
35,1
35,7
35,6
36
39,1
41,2
39,8
39,9
39,8
39,9
37,3
39,0
40,8
37,8
40,0
39,1
39,7
39,6
40,0
34,8
36,9
37,8
38,4
37,2
38,2
35,9
38,7
35,8
35,9
37,9
36
36,5
35,8
36,1
38,8
40,9
41,9
42,5
41,2
42,3
39,9
42,8
39,8
39,9
42,0
40,0
40,5
39,8
40,1
33,8
36
35,9
35,7
36
34,2
36,8
36,8
35,2
38
35,9
35,2
35,8
36
35,9
37,7
40,0
39,9
39,7
40,0
38,1
40,8
40,8
39,2
42,1
39,9
39,2
39,8
40,0
39,9
Campione n° 4
Campione n° 5
Campione n° 6
alfa
Fb
alfa
Fb
alfa
Fb
38,7
35,4
37,8
35,8
36,7
35,7
35,7
37,8
35
37
32
37,2
36
36,1
35,8
42,8
39,4
41,9
39,8
40,7
39,7
39,7
41,9
39,0
41,0
35,8
41,2
40,0
40,1
39,8
36,8
34,3
38
33,9
34,8
34,7
34
35,9
34,3
34,1
34
34
34,7
35,1
36
40,8
38,2
42,1
37,8
38,8
38,7
37,9
39,9
38,2
38,0
37,9
37,9
38,7
39,1
40,0
32,4
34,2
33,9
32,9
35,9
34
33,8
31
31,1
31,8
31,9
30
33
32,5
31,2
36,2
38,1
37,8
36,8
39,9
37,9
37,7
34,8
34,9
35,6
35,7
33,7
36,9
36,3
35,0
89
Conclusioni
Analizzando i valori ricavati si può osservare una certa uniformità
dell’angolo di attrito di base ricavato. Questo ha fatto sorgere qualche dubbio
sull’attendibilità della prova, in quanto i campioni esaminati avevano
caratteristiche litologiche, strutturali e meccaniche assai diverse tra loro. A
conferma di ciò si rimanda ai capitoli che seguono, ove sono illustrate le prove
a taglio diretto e compressione semplice eseguite sugli stessi litotipi, prove che
hanno confermato le notevoli diversità esistenti tra le rocce studiate.
90
6.4 - Prova di compressione
6.4.1 - Compressione monoassiale
Per l' esecuzione di questa prova e delle altre prove descritte nel seguito
campioni opportunamente prelevati in sito, sono stati ricavati operando con
una perforatrice con carotiere del diametro di cinquanta millimetri e con
velocità di rotazione e di avanzamento piuttosto lente per non generare delle
vibrazioni troppo elevate che avrebbero potuto causare ulteriori fratture nel
provino. Le operazioni di raffreddamento della punta diamantata sono
avvenute con un getto continuo di acqua, che ha permesso anche l'
allontanamento del materiale triturato dalla corona diamantata.
Nella prova di compressione semplice i provini di roccia, di forma
cilindrica, vengono sottoposti a compressione monoassiale lungo l' asse del
cilindro; nelle prove strumentate si registrano contemporaneamente le
componenti assiali 1 e
laterali
3 di deformazione determinando la
resistenza alla compressione monoassiale C o. La situazione che è necessario
riprodurre è uno stato uniforme e monoassiale di sollecitazione in tutte le
sezioni del cilindro il che è nella pratica assai difficile da ottenere. Il problema
non è soltanto legato alle caratteristiche delle rocce, che sono non omogenee
ed anisotrope, ma soprattutto alla difficoltà di verificare le particolari
condizioni al contorno che devono idealmente essere valide durante la prova.
Nel passato sono state seguite diverse modalità di esecuzione della prova a
compressione monoassiale con lo scopo di diminuire il più possibile l' effetto
dell' attrito tra pistone di acciaio e roccia. Gli artifici utilizzati sono stati quelli
di interporre tra acciaio e roccia dei meteriali come teflon gomma piombo ecc.
è stata anche tentata la strada di interporre materiali lubrificanti come la
polvere di grafite. Nella pratica sembra comunque preferibile effettuare la
91
prova con la roccia a diretto contatto con le piastre ( Hawkes e Mellor 1970 )
cercando di compensare la non uniformità del carico in prossimità dei contatti
con l'impiego di campioni cilindrici abbastanza alti, tali che il rapporto
lunghezza larghezza sia maggiore di due. Oltre all' attrito tra piastre e roccia
altre cause possono concorrere ad ottenere uno stato di sollecitazione non
uniforme all' interno del provino; esse possono così riassumersi:
1) la scabrosità delle superfici di contatto tra piastra e roccia;
2) l' imperfezione nel parallelismo e nella perpendicolarità tra le facce.
La presenza di scabrosità tra la roccia e le piastre determina una
localizzazione nella concentrazione delle sollecitazioni e quindi anche la
possibilità di inizio della fratturazione propio nella zona di contatto. Forma e
distanza relativa delle scabrosità sembrano più importanti della loro altezza;
inoltre, rocce relativamente tenere sono meno influenzate di rocce più
resistenti. Mentre è stato dimostrato mediante prove di laboratorio condotte
da Hoskins ed Horino su diversi tipi di roccia, che un' eventuale difetto di
parallelismo e perpendicolarità tra le facce del provino, purchè inferiori a
0,250 mm non causa variazioni nei valori determinati per Co non esistono
studi quantitativi riguardanti l' influenza di questo fattore sulla distribuzione
delle sollecitazioni. Altri fattori che devono essere presi in considerazione
nell' esecuzione di una prova a compressione monoassiale sono:
3) eventuali movimenti relativi tra le piastre e
4) la non assialità del carico.( Figura 6.18 )
92
Figura 6.7 - Compressione semplice
93
Compressione monoassiale con estensimetri
Questo tipo di prova è stata effettuata sulle metabasiti al fine di studiare
il comportamento sforzi e deformazioni del materiale e di verificare
l’attendibilità del modulo elastico di Poisson calcolato con il “Pundit”.
La prova è stata eseguita su tre provini di diametro cinquanta millimetri
ed altezza di centodiciannove millimetri opportunamente strumentati con degli
estensimetri elettrici necessari per la lettura delle deformazioni longitudinali e
trasversali. Le letture carico deformazione sono state effettuate ad intervalli
regolari ed esattamente ad ogni mille chili di incremento di carico. Nel seguito
sono stati riportati i dati relativi ad una delle tre prove.
94
Tab.6.5. Cicli di carico e scarico
Carico
[ Kg ]
1000
2000
3000
4000
3000
2000
1000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
15000
16000
17000
18000
19000
20000
21000
Deformaz. trasversali
[ 
9
23
36
50
38
27
14
2
12
24
35
48
61
76
91
109
126
144
164
181
198
216
234
256
277
303
331
360
384
Deformaz. longitudinali
[  ]
93
214
309
402
318
238
143
31
131
230
320
412
502
591
683
785
872
966
1061
950
1233
1320
1400
1500
1583
1682
1775
1872
1960
95
22000
23000
24000
25000
26000
27000
28000
29000
30000
31000
412
440
476
504
538
572
620
680
730
782
2050
2140
2290
2330
2422
2519
2630
2760
2870
2990
32000
Rottura
Rottura
La rottura del provino si è raggiunta applicando un carico di trentadue
tonnellate ed è avvenuta in modo regolare con linee di frattura di poco
inclinate rispetto all’ asse. Per la determinazione della tensione principale si è
utilizzata la seguente formula che tiene conto del rapporto diametro/altezza del
provino:
Sigma Corretta = ( 9 * Sigma ) / ( 7 + 2 * D/L )
96
Tab.6.6. Modulo Elastico tangente
Sigma Cor.
sigma Cor.
[MPa]
Trasv.
-
Et Trasv.
Et Long.
[MPa]
Long.
-
9,18328
4,59164
14
327974,3
121
37947,44
13,77492
4,59164
13
353203,1
95
48333,05
18,36656
4,59164
14
327974,3
93
49372,47
13,77492
-4,59164
-12
382636,7
-84
54662,38
9,18328
-4,59164
-11
417421,8
-80
57395,5
4,59164
-4,59164
-13
353203,1
-95
48333,05
0
-4,59164
-12
382636,7
-112
40996,78
4,59164
4,59164
10
459164
100
45916,4
9,18328
4,59164
12
382636,7
99
46380,2
13,77492
4,59164
11
417421,8
90
51018,22
18,36656
4,59164
13
353203,1
92
49909,13
22,9582
4,59164
13
353203,1
90
51018,22
27,54984
4,59164
15
306109,3
89
51591,46
32,14148
4,59164
15
306109,3
47
97694,47
36,73312
4,59164
18
255091,1
147
31235,65
41,32476
4,59164
17
270096,5
87
52777,47
45,9164
4,59164
18
255091,1
94
48847,23
50,50804
4,59164
20
229582
95
48333,05
55,09968
4,59164
17
270096,5
-111
-41366,1
59,69132
4,59164
17
270096,5
283
16224,88
64,28296
4,59164
18
255091,1
87
52777,47
68,8746
4,59164
18
255091,1
80
57395,5
73,46624
4,59164
22
208710,9
100
45916,4
78,05788
4,59164
21
218649,5
83
55320,96
82,64952
4,59164
26
176601,5
99
46380,2
[MPa]
[MPa]
4,59164
97
87,24116
4,59164
28
163987,1
93
49372,47
91,8328
4,59164
29
158332,4
97
47336,49
96,42444
4,59164
24
191318,3
88
52177,73
101,0161
4,59164
28
163987,1
90
51018,22
105,6077
4,59164
28
163987,1
90
51018,22
110,1994
4,59164
36
127545,6
150
30610,93
114,791
4,59164
28
163987,1
40
114791
119,3826
4,59164
34
135048,2
92
49909,13
123,9743
4,59164
34
135048,2
97
47336,49
128,5659
4,59164
48
95659,16
111
41366,12
133,1576
4,59164
60
76527,33
130
35320,31
137,7492
4,59164
50
91832,8
110
41742,18
142,3408
4,59164
52
88300,77
120
38263,67
146,9325
-
-
-
-
-
Confrontando questi valori con quelli ottenuti con il Pundit si è
verificato come i risultati ottenuti siano tra loro molto simili.
98
Diagramma sforzo deformazioni trasv.
Sigma [MPa]
150
100
50
0
0
500
1000
Mepsilon
Diagramma sforzo deformazione long.
Sigma[MPa]
150
100
50
0
0
1000
2000
3000
Mepsilon
99
6.4.3 - Prove a compressione triassiale
Nelle prove a compressione “ triassiale “ il provino viene sottoposto ad
una sollecitazione 1 crescente in modo uniforme, mentre la tensione laterale
3 o il rapporto ( 1/3 ) i = Ki sono mantenuti costanti. La prova può anche
essere condotta in presenza del fluido nei pori della roccia ed esercitando un
controllo sulla pressione interstiziale.
Il provino, di forma cilindrica, posto tra due cilindri di acciaio (uno per
l’ appoggio del provino e l’altro per l’applicazione della tensione assiale 1 ),
viene rivestito con una membrana impermeabile e rinchiuso in una cella, dove
la tensione laterale 3 viene applicata mediante olio in pressione. Si
determinano, durante la prova, le curve 1- 1 e 1-3, per valori noti della 3 o
del rapporto 1/3.
I medesimi fattori elencati prima discutendo della compressione
monoassiale influenzano i risultati ottenuti nelle prove a compressione
triassiale. Interessa quì soprattutto vedere se, in seguito alla presenza della 3,
sia necessario introdurre qualche modifica nei suggerimenti dati per ottenere
uno stato di deformazione il più vicino possibile a quello ideale cercato.
Sono stati effetuati numerosi studi a riguardo, che hanno permesso di
affermare l’ inutilità dell’ interposizione di materiali a basso coefficiente di
attrito, dato che per valori di L/D > 2.5, l’ effetto dell’ attrito è pressochè
trascurabile nel calcolo delle caratteristiche di resistenza e deformabilità.
I risultati delle prove di compressione triassiale possono essere riportati
in un diagramma di Mohr ( n-n ), ottenendo così una interessante
rappresentazione grafica degli stessi fenomeni riscontrati durante l’
applicazione del carico.
Possiamo ottenere, per ogni prova il cerchi di Mohr corrispondente allo
stato di sollecitazione (1 e 3 ) che si verifica a rottura.
100
6.5 - Prova di taglio diretto
6.5.1 - Taglio diretto su roccia intatta
Se una serie di identici campioni di roccia intatta sono sottoposti ad una
prova di laboratorio di taglio diretto (foto n° 6.1) e si diagrammano i valori
massimi di resistenza al taglio ed i corrispondenti sforzi normali  , l’
inviluppo di massima resistenza alla rottura è del tipo della figura n° 6.8
Il valore di p è comunemente compreso tra i 35° e i 65° , decrescendo
con l’ aumentare degli sforzi normali (Patton 1966).
Se, dopo che si è raggiunta la rottura, si continua, sugli stessi campioni,
ad incrementare lo spostamento, la resistenza al taglio diminuisce fino al
raggiungimento di un valore asintotico minimo che corrisponde al valore di
taglio a rottura “residuo” (Figura n° 6.9 ).
Foto 6.1 - Prova di taglio diretto su roccia intatta
101
102
La figura 6.10 riporta i due inviluppi disegnati per i valori massimi e
minimi dello sforzo di taglio ottenuti da ogni campione.
La distanza verticale tra i due inviluppi indica la perdita di resistenza a
taglio subita incrementando gli spostamenti.
La relazione espressa dall’ inviluppo dei massimi valori di resistenza al
taglio definisce il criterio di picco; allo stesso modo, la relazione definita dall’
inviluppo dei valori minimi è definita come criterio di resistenza residuo.
Poichè gli sforzi efficaci controllano il comportamento sforzideformazioni della roccia, un criterio di resistenza è meglio definito quando è
espresso in termini di sforzi efficaci. Tuttavia, la pressione interstiziale è
generalmente molto bassa o nulla in una roccia intatta, conseguentemente le
sollecitazioni totali e quelle efficaci coincidono.
Figura 6.10 - Prova di taglio diretto su roccia intatta
La forma generale di un criterio di resistenza di picco è del tipo :
1 = f(2,3)
Esprimendo questa relazione in termini di sforzi di taglio t ed in termini
di sforzi normali su un particolare piano, si ottiene:
103
 = f(n)
Poichè i dati utilizzati da prove di laboratorio indicano che lo sforzo
principale intermedio 2 ha meno influenza sulla resistenza di picco, dello
sforzo principale minimo 3, i criteri di più generale impiego si riducono alla
forma:
1 = f(3)
Nell’allegato N
sono contenuti tutti i grafici ottenuti sottoponendo a
rottura i vari provini ed esattamente i grafici tau-delta e quelli tau-sigma con
l’inviluppo di rottura del materiale.
Si riporta nel seguito una tabella riassuntiva dei valori ricavati da questa
prova.
1
2
3perp
3par
4
Coesione
12
10
10
14
14
p
48
60
46
60
57
r
40
48
40
45
48
104
Foto 6.2 - Sezioni risultanti dopo la prova di taglio.
105
6.5.2 - Taglio diretto su superficie preesistente
Scopo principale dell' esecuzione di prove di taglio in laboratorio è
quella di determinare i parametri di resistenza al taglio del materiale, gli angoli
di attrito e della eventuale pseudocoesione. Ciò che in definitiva si intende
indagare con questo tipo di prova è il comportamento a taglio delle pareti delle
discontinuità.
La prova viene eseguita in pratica sottoponendo il provino, mediante
l'apposita apparecchiatura illustrata in figura 6.11 , a uno sforzo di taglio
crescente lungo una superficie che subisce contemporaneamente uno sforzo
normale. Analogamente a quanto visto per la prova di compressione semplice
si suppone anche in questo caso che le tensioni siano ortogonali e costanti
nelle varie sezioni; in virtù di questa approssimazione è agevole calcolare i
valori degli sforzi di rottura mediante le formule: = T/A
n = N/A dove
 e n sono rispettivamente le tensioni tangenziali e normali di rottura, A è l'
area di carico e T e N sono i carichi tangenziali e normali. Occorre
puntualizzare che durante la prova è il solo valore di T che varia mentre quello
di N viene tenuto costante; si ottiene così al termine di ogni prova una copia di
valori  -  che possono essere riportati su un apposito diagramma al fine di
ricercare una curva interpolatrice dei valori di rottura del materiale.
Il comportamento al taglio di una discontinuità naturale è notoriamente
funzione delle caratteristiche di scabrezza e resistenza intrinseca delle pareti e
del livello di carico normale n ; nel caso di giunti non lisci, la relazione tra
sforzo di taglio e sforzo normale è chiaramente non lineare. Si tratta infatti di
una funzione dipendente, oltre che da n , anche da parametri rappresentativi
della scabrezza e della resistenza di parete. Esiste quindi una relazione stretta
tra i valori della resistenza di picco e l' inclinazione delle asperità. Mentre per
bassi valori di sollecitazione normale il lavoro da sviluppare per produrre uno
spostamento tangenziale è pari a quello necessario per mobilitare la resistenza
propia dell' attrito della roccia incrementato del valore richiesto per far
106
scivolare il blocco superiore su un piano di inclinazione pari a quella delle
asperità più pronunciate, all' aumentare della n viene annullato il fenomeno
della dilatanza e la resistenza al taglio è quasi pari a quella della roccia intatta.
Notevoli
contributi sono stati portati alla conoscenza di questa
problematica da parte di numerosi studiosi. Per primo Patton, nel 1966,
formulò una teoria secondo la quale per bassi livelli di sforzo normale le
asperità vengono semplicemente scavalcate, e la curva assume quindi nel tratto
iniziale, una pendenza pari all' angolo di attrito della superficie incrementato
dell' inclinazione i delle asperità, mentre al crescere della n la curva assume
una inclinazione r inferiore alla precedente, poichè la resistenza è in tali
condizioni dettata esclusivamente dalle propietà della roccia intatta.
Nel 1970 Ladanyi e Archambault formularono una relazione tra sforzo
di picco e sollecitazione normale che tenesse conto del processo di rottura
delle asperità. Si tratta di una teoria fortemente innovativa perchè prende in
considerazione l' influenza din sulla dilatanza, introduce il concetto di rottura
progressiva e riesce a tener conto dell' effetto combinato degli effetti di
scorrimento e di rottura delle asperità. La formulazione matematica di questa
teoria è tuttavia estremamente complessa e inapplicabile al nostro caso, e
viene pertanto quì omessa.
Barton e Choubey nel 1977 approfondirono l' equazione di Patton
formulando una legge empirica d' attrito secondo la quale:
= n * tan(JRC * log10 * (JCS/n) + b)
essendo b l' angolo di attrito di base. Inoltre individuano in Co il valore din
oltre il quale l' effetto di confinamento delle asperità non è più trascurabile e
viene annullato il fenomeno della dilatanza. Si noti che per n che tende a zero
la succitata equazione perde di validità e gli Autori hanno quindi suggerito che
l' argomento della tangente non possa superare il valore di 70°. In realta l'
equazione perde di significato anche all' approssimarsi all' unità del rapporto
n/JCS perchè formulata a partire da livelli di sollecitazione troppo ridotti.
107
Nelle pagine seguenti si sono riportati i diagrammi sforzo di tagliospostamento tangenziale relativi a tre provini. Si tratta di provini contenenti
una discontinuità che, pur essendo priva di coesione, non ha ancora subito
spostamenti e presenta quindi asperità assolutamente intatte.
Un' analisi di massima rivela immediatamente che i risultati delle prove
non sono di troppo facile interpretazione. I diagrammi sforzo-deformazione
ottenuti nelle prove hanno infatti un andamento piuttosto irregolare a
testimonianza di una superficie di discontinuità piuttosto tormentata.
108
Figura 6.11 - Apparecchio per la prova di taglio
109
Capitolo 7
Classificazione
dell’ammasso
roccioso
7.1 - Classificazione di Bieniawsky
7.2 - Classificazione di Barton
7.3 - Conclusioni
7.1 - Classificazione di Bieniawsky (1979)
E' una delle classificazioni più utilizzate nel campo della meccanica
delle rocce, sia perché elaborata sulla base di una numerosissima casistica sia
perchè consente una elaborazione sufficientemente rapida ed affidabile non
richiedendo un numero di parametri relativi all'ammasso roccioso troppo
elevato o di complessa ed aleatoria determinazione.
Vengono presi in considerazione sei fattori, considerati come i
maggiormente influenzanti la stabilità della struttura, e, nel caso delle gallerie
e dei fronti di cava, anche il metodo di scavo. Ciascuno di questi fattori viene
suddiviso in classi, ad ognuna della quali è assegnato un coefficiente
numerico. Il parametro caratterizzante la qualità dell'ammasso roccioso,
denominato RMR (Rock Mass Rating), viene ottenuto dalla sommatoria dei
coefficienti numerici relativi ad ogni fattore. Noto il valore di RMR è possibile
classificare la massa rocciosa in cinque classi, per le quali sono definiti dei
parametri di resistenza e di qualità. Il valore di RMR è altresì correlabile con
altri indici di qualità, ottenuti con diversi criteri di classificazione, e consente
quindi ulteriore controllo sulla affidabilità dei risultati.
7.1.1 - Parametri e coefficienti
La classificazione dell'ammasso roccioso della zona in esame è stata
condotta tenendo in considerazione i dati di tutti i rilevamenti ed elaborando il
valore di RMR di ognuno, per analizzare nel modo migliore la variabilità
dell'indice stesso. Per i parametri sono stati adottati i seguenti criteri di scelta:
- Point Load Test. Si è assunto come valore medio rappresentativo
quello medio fra i valori ottenuti con prove diversamente orientate rispetto alla
scistosità.
111
- RQD. Indica la " percentuale di recupero " nel caso dei sondaggi, ma
può essere valutato in funzione della frequenza dei sistemi misurati nei rilievi
strutturali. Nel caso in esame si è adottata la relazione:
RQD = 100 - 4.5 * Jv
dove Jv = numero di giunti al metro cubo, ottenuto dalla sommatoria
delle frequenze (inverso della spaziatura media) dei vari sistemi.
- Spaziatura media. E' stata assunta quella media del sistema più
frequente, o quella media fra i sistemi con maggior numero di discontinuità.
Generalmente si indica questo dato per il sistema cinematicamente più
sfavorevole (Bieniawsky), tuttavia in un caso come questo, in cui la posizione
del fronte è variabile da zona a zona, è difficile valutare l'influenza di ogni
singolo sistema. Pertanto si è preferito assumere come valore medio di
spaziatura quello del sistema più ricorrente, in considerazione del fatto che
questo valore è evidentemente più basso, e pone in genere in una situazione
più cautelativa.
- Condizioni delle pareti. Si intende la condizione in cui si trovano le
pareti delle discontinuità, ed in particolare l'apertura, la rugosità, l'alterazione.
Anche in questo caso si è fatto riferimento alle condizioni medie di tutte le
discontinuità dei singoli rilievi, non distinguendole nei rispettivi sistemi, ma
considerandole nel loro insieme.
- Venute d'acqua. Caratteristica uniforme di tutta la zona rilevata è che
delle pareti rocciose oggetto dei rilevamenti non compaiono venute d'acqua.
Ciò corrisponde evidentemente ad una bassa permeabilità dell’ammasso
roccioso, confermata dal fatto che nel corso del rilevamento geologico-tecnico
non si sono trovate zone in cui vi fossero sorgenti o venute copiose.
112
Qui di seguito sono state riportate le tabelle trattate da Bieniawsky
(1979) con i valori degli indici utilizzati.
1) Resistenza a compressione monoassiale
Is(MPa)
>8
4-8
Co(MPa) >200
RMR
15
2-4
1-2
-
-
100-200 50-100 25-50 10-25 3-10
12
7
4
2
1
1-3
0
2) RQD (Rock Quality Designation)
RQD
RMR
90%-100% 75%-90% 50%-75% 25%-50%
20
17
13
8
<25%
3
3) Spaziatura media delle discontinuità
If
>3m
RMR
30
(1 - 3) m (0.3 - -1) m (5 - 30) cm < 5 cm
25
20
10
5
4) Condizioni delle discontinuità
113
- Discontinuità rugose, non continue chiuse
e non alterate
25
- Discontinuità debolmente rugose, non continue,
con apertura <1 mm, non alterate
20
- Discontinuità debolmente rugose, continue,
con apertura > 1mm, alterate
12
- Discontinutà lisce
- Discontinuità aperte 1-5 mm, continue
- Discontinuità alterate o con riempimenti < 5 mm
6
- Discontinuità lisce con apertura > 5 mm, continue
- Discontinuità alterate con riempimenti > 5 mm
0
5) Venute d’acqua
Portate l/min
0
< 25
25 - 125
> 125
Condizioni
secco
acqua
acqua in pres.
grosse
interstiziale
bassa
venute
7
4
0
generali
RMR
10
L’elaborazione, sulla base dei parametri sopra elencati, dei dati ricavati
dai diversi rilievi strutturali e dalle misure eseguite, ha portato ai risultati
elencati nella Tab. 7.1.
114
Tab. 7.1. Calcolo di RMR nelle pareti in cui sono stati fatti gli
stendimenti
N° stend
P.L.T:
R.Q.D.
Is
Spaz.media Cond.disc.
Ven. Acq.
Tot. RMR
10
10
48
10
10
58
10
10
53
10
10
73
10
10
64
10
10
64
10
10
65
10
10
65
10
10
70
10
10
72
10
10
65
(m)
1
6.5
40
0.15
RMR parz.
10
8
10
2
5
70
0.40
RMR parz.
8
15
15
3
5
72
0.30
RMR parz.
8
15
10
4
6.3
82
0.85
RMR parz.
10
18
25
5
5
76
0.30
RMR parz.
8
16
20
6
5
78
0.35
RMR parz.
8
16
20
7
6.5
42
1.75
RMR parz.
10
8
27
8
6.5
70
0.6
RMR parz.
10
15
20
9
9.30
69
0.60
RMR parz.
15
15
20
10
6.5
67
1.65
RMR parz.
10
15
27
13
9.3
66
0.40
RMR parz.
15
15
15
Ottenuti questi valori di RMR che tengono in considerazione le
caratteristiche dell’ammasso roccioso si è sottratto un valore di RMR per
tenere in considerazione la giacitura più o meno sfavorevole delle
discontinuità; in particolare si e fatto quì riferimento ad un criterio proposto da
115
Pozzi e Clerici (1985) al numero di sistemi cinematicamente sfavorevoli,
applicando un coefficiente negativo così quantificato:
Sistemi sfavorevoli
0
1
2
3
4
5
Coefficiente correttivo
0
-5
-15
-25
-35
-50
I nuovi valori di RMR che tengono conto delle giaciture sfavorevoli
sono riportati nella tabella 7.2 nella quale vengono anche indicate le classi di
appartenenza di ciascuna parete rocciosa.
- Classi di roccia
RMR
0 - 25
25 - 50
50 - 70
70 - 90
90 - 100
Classe
V
IV
III
II
I
molto scad scadente
discreta
buona
ottima
Coesione < 0.1 MPa 0.10-0.15
0.15-020
Ang.Attr.
35 - 40°
Qualità
< 30°
30 - 35°
0.20-0.30 >0.30MPa
40 - 45°
> 45°
Tab. 7.2 . RMR corretto in funzione dei sistemi cinematic. sfavorevoli
N.sten.
1
RMR corretto
43
Classi di appart.
Scadente
116
2
3
4
5
6
7
8
9
10
13
43
53
68
64
64
60
60
70
67
50
Scadente
Discreta
Discreta
Discreta
Discreta
Discreta
Discreta
Buona
Discreta
Scadente
Foto 7.1 - Parete di calcescisti.
117
7.2 - Classificazione di Barton (Q)
Una
seconda
classificazione
comunemente
utilizzata
per
la
determinazione del tipo di ammasso roccioso e per la stima dei parametri di
resistenza è la Classificazione di Barton (1975). Essa, pur essendo indicata in
modo peculiare per la costruzione di gallerie, viene talora utilizzata anche nei
problemi riguardanti la stabilità dei versanti. Si tratta di un sistema di
classificazione molto dettagliato, che permette di ricavare alcuni dei parametri
di resistenzacon un buon grado di approssimazione. Per questo motivo
richiede un numero elevato di dati di ingresso. L'indagine in situ e i rilievi
strutturali andrebbero quindi condotti con metodologie molto più elaboratedi
quelle che si possono utilizzare per studi di carattere territoriale. Tuttavia si è
comunque elaborata una tabella di classificazione in base ai dati dei
rilevamenti, tenendo conto dei parametri raccolti dai rilievi strutturali.
Qui di seguito sono riportate, come per la classificazione di Bieniawsky,
le tabella relative ai parametri utilizzati per la classificazione. I parametri che
intervengono sono:
- RQD, valutato con la relazione
RQD = 115 - 3.3 * Jv
che nel caso di rocce scistose può diventare:
RQD = 100 - 4.5* Jv
- Jn (Joint Set Number), dipende dal numero di sistemi che compaiono
nel rilievo.
118
- Jr (Joint Roughhness Number), relativo alla scabrezza delle
superfici.
- Ja (Joint Alteration Number), dipendente dal grado di alterazione
delle superfici dei giunti.
- SRF (Stress Reduction Factor), riguardante le condizioni di carico
della galleria. Poichè questo parametro è funzione della profondità di scavo o
della situazione di alterazione o particolare fratturazione della roccia in
profondità, nel caso dei pendii viene assunto SRF = 1 (per tale motivo si
omette la tabella relativa).
- Jw (Joint Water Reduction Factor), dipende dalle portate d'acqua
presenti. Anche per questo parametro, viste le condizioni delle pareti in
oggetto, si è assunto il valore 1 (assenza d'acqua), e si è omessa la tabella
relativa.
Dai parametri indicati si ricava l'indice di qualità della roccia con la
relazione:
Q=
RQD
Jr
Jw
 *  * 
Jn
Ja
SRF
Nelle pagine seguenti sono state riportate le tabelle relative ai valori dei
vari parametrisignificativi nel caso della presente tesi.
119
1) Jn (Joint Set Number)
Ammasso roccioso
Massivo - pochi giunti
Jn
0.5 - 1
Una famiglia
2
Una famiglia + casuali
3
Due famiglie
4
Due famiglie + casuali
6
Tre famiglie
9
Tre famiglie + casuali
12
Tre o più famiglie e casuali
15
Roccia molto frantumata
20
Nota : nel corso del conteggio delle famiglie dei sistemi sono state
considerate tali quelle aventi un numero di discontinuità superiore al 5 % del
totale delle fratture misurate nel rilievo strutturale di competenza.
120
2) Jr - Joint Roughness Number
Caratteristiche
Jr
-
a) Lembi a contatto
b) Lembi a contatto dopo uno scorrimento di 10 cm
Giunti discontinui
4
Scabri o irregolari, ondulati
3
Lisci, ondulati
2
Levigati, ondulati
1.5
Scabri e irregolari, piani
1.5
Lisci, piani
Levigati, piani
1
0.5
c) Nessun contatto dopo scorrimento o zone con presenza di
materiale argillosi con potenza tale da evitare il contatto tra i
1
lembi
oppure di roccia frantumata, simile a ghiaia o sabbia, con
1
potenza tale da evitare il contatto tra i lembi
121
3) Ja - Joint Alteration Number
Caratteristiche
Ja
r
0.75
-
1
25-35
roccia fratturata, ma priva di argilla
2
25-30
-Patina siltosa, sabbioso-siltosa, poca argilla
3
20-25
4
8-16
4
25-30
6
16-24
8
6-12
8-12
-
-Zone di roccia fratturata con argilla > 5 mm
8-12
-
-Zone potenti di argilla
13-20
-
a) Contatto ai lembi
-Riempimento
impermeabile
non
rammollente,
cementante, resistente (es, Quarzo)
-Pareti non alterate o con alterazione in tracce
-Lembi debolmente alterati, patine sui lembi stessi, ma
con minerali non rammollenti, particelle di sabbia,
-Patine di argilla e/o simili (caolinite, mica), minerali
“lubrificanti” (clorite, talco, grafite, gesso)
b) Contatto ai lembi prima di 10cm di scorrimento
-Particelle di sabbia, roccia frantumata, ma priva di
argilla
-Riempimenti argillosi, fortemente sovraconsolidati,
continui, < 5 mm di spessore
-Riempimenti argillosi mediamente o debolmente
consolidati, continui, < 5 mm di spessore
-Riempimenti con argille rigonfianti
c) Nessun contatto ai lembi
122
Tab.7.3 . Classificazione dell’ammasso roccioso secondo Barton
Riliev.
RQD
Jn
Jr
Ja
Jw
SRF
Q
1
40
9
1
1.5
1
1
2.9
2
70
15
1
1
1
1
4.6
3
72
4
1
1.5
1
1
12
4
82
9
3
1
1
1
27
5
76
9
1
1
1
1
8.4
6
78
15
2
1
1
1
10.4
7
42
9
1.5
0.75
1
1
9.3
8
70
9
1
0.75
1
1
10.4
9
69
9
2
1
1
1
15.3
10
67
15
3
0.75
13
66
15
2
1
18
1
1
8.8
Questo tipo di classificazione può essere confrontata a quella di
Bieniawsky attraverso correlazioni empiriche di vari studiosi che trasformano
il valore “Q” in RMR. La correlazione quì utilizzata è quella di Bieniawsky
1976 che è così strutturata:
RMR = 9 * Ln Q + 44
Tab.7.4. - Valori di RMR calcolati con la relazione sopra scritta
1
53
2
57
3
66
4
73
5
63
6
65
7
64
8
65
9
68
10
70
13
63
123
7.3 - Conclusioni
Con queste classificazioni si sono calcolati in modo indiretto i valori
dell’angolo di attrito residuo e della coesione del materiale, partendo dalle
caratteristiche generali della parete rocciosa.
Confrontando i valori ottenuti, con i dati di coesione e angolo di attrito
ricavati dalle prove di laboratorio emerge che quest’ultimi valori sono
leggermente più elevati. Questo fatto è abbastanza spiegabile, in quanto le
classificazioni considerano le condizioni effettive della parete rocciosa nella
sua globalità, mentre le prove di laboratorio danno il valore effettivo della
resistenza al taglio del frammento
124
Capitolo 8
Verifiche di
stabilità
8.1 - Introduzione
8.2 - Elaborazione dati
8.3 - Conclusioni
8.1 - Introduzione
Lo studio della stabilità dei versanti oggetto della presente tesi si
conclude con l’analisi delle condizioni di stabilità delle varie zone, analisi i cui
risultati costituiscono la base per la stesura della carta della stabilità.
L’elaborazione è stata condotta seguendo l’iter esposto nel seguito.
In una prima fase sono stati raggruppati i rilievi strutturali in funzione
delle zone da essi rappresentate e dalla ripetitività dei sistemi. Per ognuno di
questi gruppi, otto in tutto, è stato costruito un reticolo stereografico di
Schmidt nel quale sono stati riportati i piani medi dei sistemi principali; queste
costruzioni grafiche hanno permesso di evidenziare i vari fenomeni di
instabilità cinematicamente possibili.
Riportando sul reticolo di Schmidt il cerchio rappresentante l’angolo di
attrito residuo minimo, (30°) riscontrato per i litotipi, presenti nell’area
studiata, si è effettuata una prima analisi dei movimenti possibili, eliminando
quelli con linee e/o superfici di scivolamento aventi inclinazioni inferiori
all’angolo di attrito. Inoltre sono stati anche scartati quei cinematismi che per
la loro posizione rispetto al fronte sono difficilmente realizzabili.
Effettuata questa prima analisi grafica, le pareti interessate da possibili
cinematismi sono risultate numericamente ridotte (sei), pur se di sviluppo
plano-altimetrico complessivo notevole. Su queste pareti sono state fatte le
verifiche di stabilità, utilizzando per i calcoli, un programma relativamente
semplice, denominato “TRIDI” la cui formulazione analitica fa riferimento alla
pubblicazione “ Il programma SLOPE per l’analisi interattiva della stabilità di
pendii naturali “ (G. Barla, G.P. Giani, C. Scavia).
Detto programma è predisposto per il calcolo di un fattore di sicurezza
che tenga conto, nel caso di piani di scivolamento con persistenza diversa da
1, del contributo alla stabilità dato dalla resistenza offerta dai ponti di roccia.
126
Il programma può essere impiegato per il calcolo del fattore di sicurezza
in condizioni di resistenza a taglio di picco e per il calcolo in condizioni di
resistenza a taglio residua.
Nel caso di analisi di stabilità con parametri di picco si può tener conto
della presenza di ponti di roccia su entrambi i piani di scivolamento. In questo
caso l’area dei piani occupata da ponti di roccia viene definita assegnando una
persistenza diversa da 1 (100%) ai piani di discontinuità.
Si dovrà quindi assegnare, per ogni piano di scivolamento, una coesione
per i ponti di roccia ed una coesione per i giunti.
L’angolo di attrito su ponti di roccia e giunti dovrà avere lo stesso
valore.
Nel caso di analisi con parametri residui, si assume la completa
persistenza dei giunti. E’ però possibile tenere conto di un eventuale
contributo offerto alla resistenza al taglio dalla dilatanza e dalla resistenza
delle asperità della discontinuità; si tratta di assegnare un valore di coesione
(coesione apparente del giunto). Il corrispondente angolo di attrito da
assegnare ai piani di discontinuità dovrà essere quello residuo.
Il fattore di sicurezza calcolato dovrà tenere conto dell’eventuale
contributo offerto dalle asperità dei giunti in termini di coesione e dell’angolo
di attrito residuo.
127
8.2 - Elaborazione dei dati
Per il calcolo del fattore di sicurezza si devono fornire al programma
una serie di dati riguardanti le giaciture delle fratture e del fronte, le
caratteristiche geomeccaniche della roccia già ricavate nel capitolo 6 ecc.; si
elencano qui per completezza tutte le voci dei dati di ingresso:
- altezza del pendio naturale
- direzione di immersione del fronte
- inclinazione del fronte
- direzione di immersione del piano superiore del pendio
- inclinazione del piano superiore
- distanza tra il ciglio del fronte ed il piano di trazione
- peso specifico della roccia
- peso specifico dell’acqua
- coefficiente di intensità sismica
-direzione di immersione della forza stabilizzante
- inclinazione della forza stabilizzante
- direzione di immersione del piano di trazione
- inclinazione del piano di trazione
- persistenza del primo piano di scivol. (se uguale a 1 è complet. pers.)
- coesione dei ponti di roccia
- angolo di attrito dei ponti di roccia
- coesione della discontinuità
- angolo di attrito della discontinuità
- direzione di immersione del primo piano di scivolamento
- inclinazione del primo piano di scivolamento.
- persistenza del secondo piano di scivolamento
- coesione dei ponti di roccia
- angolo di attrito dei ponti di roccia
- coesione della discontinuità
128
- angolo di attrito della discontinuità
- direzione di immersione del secondo piano di scivolamento
- inclinazione del secondo piano di scivolamento.
Nella fig.8.1 è riportata una schematizzazione del pendio con le
convenzioni adottate.
Nella tabella successiva sono riassunti i dati delle verifiche effettuate
riportando unicamente il valore del fattore di sicurezza di picco e residuo, il
tipo di cinematismo, il numero dello stendimento e l’indicazione delle famiglie
di appartenenza delle due fratture considerate.
Tab. 8.1 . Fattori di sicurezza
N. stend.
1
2
2
5
6
7
13
Piano 1
1
2
4
4
7
5
7
Piano 2
3
4
6
6
4
8
3
Cinematismo
Lungo inters.
Lungo inters.
Lungo inters.
Lungo inters.
Lungo inters.
Sul piano 2
Sul piano 1
Fsp
1.7
1.6
6.2
6.2
2.4
1.1
1.3
Fsr
0.7
1.1
4.9
4.9
1.8
0.6
0.5
Tutte le informazioni sui dati di ingresso e i dati ottenuti dopo
l’elaborazione sono riportate nel seguito.
129
8.3 - Conclusioni
Il dato che emerge in maniera preponderante è l’importanza che i ponti
di roccia hanno per la stabilità dei versanti, infatti la loro assenza provoca per
la maggior parte dei casi una diminuzione del fattore di sicurezza sotto l’unità.
Un’analisi parametrica ha messo inoltre in evidenza come in questo caso i
ponti di roccia siano il parametro che più influenza il fattore di sicurezza.
Sulla base della precedente elaborazione si sono raggruppati i
coefficienti di sicurezza in modo tale da creare quattro zone con grado di
stabilità diverso. La divisione effettuata è la seguente:
F > 1.3
- Zona ad alto rischio
1.3 < F < 2.5
- Zona di stabilità incerta
2.5 < F < 5
- Zone mediamente stabili
F>5
- Zone stabili
Nelle tabelle seguenti sono riportati i dati di ingresso e dei risultati
ottenuti applicando il programma di calcolo descritto.
130
Verifica di stabilità in corrispondenza del rilievo 1
I due sistemi di fratture esaminati appartengono alle famiglie 1 e 3.
Tab.8.2. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di sicurezza
Altezza pendio
6
Phi ponti di roccia
34
Direz. immers. fronte
150
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
80
Phi discont.
34
Immers. piano sup.
150
Immers. piano 1
128
Inclinaz. piano sup.
5
Inclinaz. piano 1
47
Dist. piano di trazione
4
Persist. piano 2
0.98
Peso specifico roccia
2.7
Coesione ponti roccia
100
Peso specifico acqua
0
Phi ponti roccia
34
Immers. piano di traz.
150
Coesione discont.
0
Inclinaz. piano di traz.
85
Phi discont.
34
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
227
100
Inclinaz. piano 2
84
Tab.8.3. Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
100
34
0
34
0.98
100
34
0
34
131
Tab.8.4. Dati geometrici del cuneo di roccia
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
13
12
8
31
9
16
0
BO
BC
BA
CO
W
Volume
6
5
12
8
123
Tab.8.5. Giacitura dei due piani che delimitano il blocco
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
1
128
47
Lungo
3
227
84
intersezione
Tab. 8.6 . Valore del fattore di sicurezza della parete
Fattore di picco
1.6
Fattore residuo
0.7
132
Tab. 8.7. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
35
320
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
85
Phi discont.
35
Immers. piano sup.
320
Immers. piano 1
312
5
Inclinaz. piano 1
33
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
120
0
Phi ponti roccia
35
320
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
35
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
19
120
Inclinaz. piano 2
39
Tab. 8.8. Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
120
35
0
35
0.98
120
35
0
35
133
Tab. 8.9. Dati geometrici del cuneo di roccia
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
104
111
106
102
14
541
0
BO
BC
BA
CO
W
Volume
17
19
118
22
10
Tab.8.10. Giacitura dei due piani che delimitano il blocco
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
2
312
33
lungo
4
19
39
intersezione
Tab.8.11 . Valore del fattore di sicurezza della parete
Fattore di picco
1.6
Fattore residuo
1.2
134
Tab.8.12. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di
sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
35
320
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
85
Phi discont.
35
Immers. piano sup.
320
Immers. piano 1
19
5
Inclinaz. piano 1
39
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
120
0
Phi ponti roccia
35
320
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
35
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
221
120
Inclinaz. piano 2
60
Tab.8.12. Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
120
35
0
35
0.98
120
35
0
35
135
Tab. 8.13 . Dati geometrici del cuneo di roccia
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
17
83
78
80
50
88
0
BO
BC
BA
CO
W
Volume
11
76
19
80
1127
Tab. 8.14 . Giacitura dei due piani che delimitano il blocco
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
4
19
39
lungo
6
221
60
intersezione
Tab. 8.15. Valore del fattore di sicurezza della parete
Fattore di picco
6.2
Fattore residuo
4.9
136
Tab. 8.16. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di
sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
35
310
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
88
Phi discont.
35
Immers. piano sup.
310
Immers. piano 1
221
5
Inclinaz. piano 1
60
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
120
0
Phi ponti roccia
35
310
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
35
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
19
120
Inclinaz. piano 2
39
Tab. 8.17 . Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
120
35
0
35
0.98
120
35
0
35
137
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
11
80
75
52
77
84
0
BO
BC
BA
CO
W
Volume
16
83
18
82
1149
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
4
221
60
lungo
6
19
39
intersezione
Fattore di picco
6.2
Fattore residuo
4.9
138
Tab.8.21. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di
sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
35
310
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
88
Phi discont.
35
Immers. piano sup.
310
Immers. piano 1
251
5
Inclinaz. piano 1
70
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
120
0
Phi ponti roccia
35
310
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
35
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
19
120
Inclinaz. piano 2
39
Tab.8.22 . Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
120
35
0
35
0.98
120
35
0
35
139
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
10
23
18
45
63
55
0
BO
BC
BA
CO
W
Volume
16
21
17
25
784
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
7
251
70
lungo
4
19
39
intersezione
Tab.8.25. Valore del fattore di sicurezza della parete
Fattore di picco
2.5
Fattore residuo
1.8
140
Tab. 8.26 . Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di
sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
35
130
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
80
Phi discont.
35
Immers. piano sup.
130
Immers. piano 1
197
5
Inclinaz. piano 1
73
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
100
0
Phi ponti roccia
35
130
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
35
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
164
100
Inclinaz. piano 2
67
Tab. 8.27 . Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
100
35
0
35
0.98
100
35
0
35
141
Tab.8.28. Dati geometrici del cuneo di roccia
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
-
-
-
-
-
-
-
BO
BC
BA
CO
W
Volume
-
-
-
-
-
-
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
5
197
73
sul piano
8
164
67
8
Tab. 8.30 . Valore del fattore di sicurezza della parete
Fattore di picco
1
Fattore residuo
0.5
142
Tab. 8.31. Dati di ingresso necessari per il calcolo del fattore di
sicurezza
Altezza pendio
10
Phi ponti di roccia
39
300
Coesione discont.
0
Inclinaz. fronte
80
Phi discont.
39
Immers. piano sup.
300
Immers. piano 1
260
5
Inclinaz. piano 1
60
5
Persist. piano 2
0.98
2.7
140
0
Phi ponti roccia
39
300
Coesione discont.
0
85
Phi discont.
39
Persiste. piano 1
0.98
Immers. piano 2
227
140
Inclinaz. piano 2
84
Tab. 8.32. Valori utilizzai dal programma per il calcolo del fattore di
sicurezza.
Persistenza
Coesione roccia
Phi roccia
Coesione giunti
Phi giunti
0.98
140
39
0
39
0.98
140
39
0
39
143
AO
AC
TC
AA
AB
AT
P
-
-
-
-
-
-
-
BO
BC
BA
CO
W
Volume
-
-
-
-
-
-
Tab.8.34 . Giacitura dei due piani che delimitano il blocco
Piani
immersione
inclinazione
Cinematismo
7
260
60
sul piano
3
227
84
3
Fattore di picco
1.3
Fattore residuo
0.5
144
Capitolo 9
Traiettorie caduta
blocchi
9.1 - Introduzione
9.2 - Programma utilizzato per le simulazioni
9.3 - Scelta delle traiettorie
9.4 - Scelta delle traiettorie
9 - La caduta blocchi
9.1 - Introduzione
Molti programmi, in grado di simulare questo tipo di problema, sono stati
sviluppati nel passato e subiscono un graduale aggiornamento (Piteau, 1977;
Descoeudres & Zimmernann, 1987; Scavia et al., 1988). Il loro utilizzo, però,
è talvolta problematico, in quanto è particolarmente difficile definire parametri
capaci di descrivere le modalità di caduta dei blocchi (forma del blocco,
condizioni del versante, parametri geotecnici).
Per questa tesi è stato utilizzato un programma per il calcolo
probabilistico della caduta blocchi (Mandrone e Peila, 1994). Esso, sfruttando
un modello già esistente (Biolatti & Peila, 1988) impostato sulle leggi
utilizzate dai metodi lumped mass, cerca di risolvere le notevoli incognite,
legate alla scelta del parametri caratteristici dei vari tratti di pendio
(coefficienti di restituzione, variabilità della topografia), introducendo, per
ciascuno di essi, dei campi di variabilità ed eseguendo, per ogni rimbalzo, una
scelta al loro interno con il metodo Monte Carlo.
9.1 - PROGRAMMA UTILIZZATO PER LE SIMULAZIONI
Nei metodi lumped mass, il generico blocco è considerato come un
semplice punto, di massa m e velocità v, che si muove nell'aria secondo una
traiettoria balistica. Al contatto con il pendio, la componente normale della
valocità viene cambiata di segno e ridotta di un coefficiente di restituzione
normale Rn, lo stesso avviene per quella tangenziale, il cui coefficiente di
riduzione viene indicato con Rt. I due parametri di restituzione sono assunti
come valori globali che tengono conto di tutte le caratteristiche dell'impatto. Il
pendio viene, comunemente, semplificato in una linea spezzata che riproduce
146
bidimensionalmente l'andamento del versante; ad ogni segmento, vengono
assegnati dei valori per Rn, Rt e coeff. di attrito (nel caso di rotolamento e
scivolamento) in funzione delle caratteristiche geologico-tecniche peculiari di
quel tratto (litotipo, grado di addensamento del materiale, vegetazione, ...).
Nella maggior parte dei casi, la determinazione diretta di questi parametri è
difficoltosa; comunemente, viene eseguita per via indiretta o attraverso la
ricostruzione di fenomeni già avvenuti e, solitamente, occorre eseguire vari
tentativi al fine di ottimizzare questi coefficienti in funzione del caso reale.
Il programma in questione, introduce dei campi di variabilità per Rn, Rt e
per la topografia al fine di schematizzare la naturale variabiltà di questi
parametri: la scelta dei valori viene eseguita automaticamente, all'interno di
una distribuzione di probabilità prestabilita in funzione delle caratteristiche del
versante, utilizzando un procedimento di tipo Monte Carlo. La legge di
distribuzione viene definità all'inizio delle elaborazioni attraverso un
istogramma: nel caso in questione, è stata utilizzata una distribuzione di tipo
gaussiano (rispettivamente 10, 20, 40, 20, 10%).
La scelta di considerare come variabile anche la topografia è nata dal
fatto che, da alcune prove, si è notata l'estrema influenza che essa aveva sul
risultato finale: pochi gradi di differenza possono far variare di molto le
traiettorie ed i punti di arresto dei blocchi. Con questo programma si è in
grado di simulare quelle irregolarità della superficie naturale del versante che
altrimenti, su un profilo schematico, non potrebbero essere prese in
considerazione. Naturalmente, introducendo un così grande numero di
variabili, i risultati saranno tanto più significativi quanto più alto sarà il numero
delle simulazioni eseguite; attraverso, poi, una trattazione statistica dei risultati
è possibile identificare i punti di arresto più probabili e le altezze massime
raggiunte durante i salti.
In fig. 9.1 viene mostrato il diagramma di flusso semplificato utilizzato
dal programma: per ogni tratto di versante vengono assegnati 6 parametri:
coeff. di restituzione normale (Rn) e tangenziale (Rt), coeff. di attrito (A),
variazione dei coeff. Rn e Rt, variazione della topografia. Senza entrare nel
147
dettaglio degli algoritmi utilizzati e della procedura seguita, ad ogni rimbalzo
la traiettoria di uscita viene calcolata imponendo, prima, la variabilità del
angolo di riflessione (T), poi, della velocità di uscita (Rn, Rt). In questo
modo è possibile simulare quelle irregolarità a piccola scala, sia topografica
che reologiche, caratteristiche dei versanti naturali e quindi le variazioni fra le
energie di restituzione legate alle moltissime variabili che possono esistere, in
natura, nel raggio di pochi metri (roccia affiorante piuttosto che subaffiorante,
la presenza di porzioni rocciose su tratti in larga parte coperti da materiale
fine, ammassi detritici con grossi blocchi, ...).
Ad ogni punto di rimbalzo viene, infine, eseguito un test per definire il
tipo di cinematismo: quando l'altezza raggiunta durante il rimbalzo è minore
della dimensione del blocco, si assume che il masso inizi un moto di
scivolamento lungo il pendio. A quel punto, viene calcolata la distanza
massima raggiungibile per rotolamento o scivolamento (introducendo il
coefficiente di attrito) e paragonata con le dimensioni del tratto di profilo su
cui, il blocco, si sta muovendo: se esso riesce a superare il limite inferiore del
segmento, viene eseguito un nuovo test per la definizione della nuova
traiettoria, altrimenti viene calcolato il punto di arresto.
148
Fig. 9.1 - Diagramma di flusso del programma di simulazione caduta
blocchi.
149
8.3 - Verifica plano altimetrica delle sezioni
Per la modellazione della caduta blocchi nell'area di studio, i valori dei
vari parametri sono stati calibrati eseguendo una back analysis; in seguito
questi stessi valori sono stati utilizzati, con opportune modifiche, per il calcolo
delle traiettorie nelle sezioni considerate più critiche posizionate nella zona
nord-est, nord e nord-ovest rispetto all’abitato. La scelta di queste tre zone è
stata effettuata tenendo conto del fatto che le pareti dalle quali partono le
sezioni sono risultate quelle con maggiori probabilità di distacchi di blocchi, e
che le sezioni considerate sono tra quelle più acclivi dell’intera area studiata.
Scelte le tre sezioni si è ritornati sul terreno per verificare con uno
strumento topografico la planimetria e l’altimetria della carta in scala 1:5000.
Per far questo si è utilizzato una stazione di misura composta da un
teodolite (T 1000) e un distanziometro (DIOR 3002) strumentazione che da la
possibilità di effettuare misurazioni di angoli e distanze senza l’uso dei prismi
riflettori. Questo permette di misurare quelle zone praticamente inaccessibili
come le pareti rocciose o i versanti ricoperti di fitta vegetazione. Riportando le
misure eseguite sul terreno nella carta al 5000 si sono potuti verificare degli
scostamenti anche abbastanza rilevanti in quelle zone in cui si elevano le pareti
verticali, mentre nelle altre zone si sono verificati scostamenti minimi, ma pur
sempre significativi ai fini delle possibili traiettorie dei massi staccatisi dalle
pareti rocciose.
150
9.4 - CALCOLO DELLE TRAIETTORIE.
Per ogni caso sono state eseguite da 1000 a 3000 simulazioni, grazie alle
quali si è potuto valutare statisticamente la percentuale di blocchi che
potrebbero raggiungere l’abitato.
L'elaborazione al calcolatore ha cercato di ricostruire il percorso
compiuto dal materiale franato, percorso che è stato ricostruito basandosi sul
rilevamento diretto e sulla ricostruzione storica delle massime distanze
raggiunte dai blocchi franati nel recente passato, lavorando così per
approsimazioni successive si è giunti ad una ottimizzazione dei parametri di
restituzione e di attrito, tanto che la simulazione definitiva ha mostrato una
buona concordanza con i dati effetivamente osservati sul terreno
I risultati, ricavati dalle analisi eseguite sui tre profili, permettono di
trarre alcune considerazioni:
- le massime distanze raggiungibili dai blocchi interessano la zona
dell’abitato
- le probabilità che i massi raggiungano la strada statale e il centro abitato
sono mediamente del 4-5% (vale a dire il 4-5% delle simulazioni effettuate al
calcolatore)
- in tutti i casi vengono messi in evidenza due zone di accumulo
principali: la prima è molto prossima alla zona di origine (in genere su un tratto
di pendio decisamente acclive o addirittura sull’apice del detrito di falda a
ridosso della parete) ed è costituito da quei blocchi dotati di energia non
sufficiente a compiere lunghi tratti in rimbalzo, la seconda dove l'acclività
scende notevolmente ed affiorano terreni decisamente più soffici (zone a
ridosso dell’abitato). Nella Tab 9.1 sono indicati i coefficienti utilizzati nelle
simulazioni. Per i coefficienti di restituzione e di attrito si è in prima istanza
fatto riferimento alla letteratura, calibrando poi al meglio tali parametri
attraverso delle back analysis basate sui dati sperimentali osservati.
151
Tab. 9.1 - Dati di ingresso per la caduta blocchi, nell'ordine: coeff. di
restituzione normali e tangenziali (Rn e Rt), coeff. di attrito (A), variazione ()
dei coeff. Rn e Rt, variazione della topografia (in gradi).
Zona di
Rn
Rt
A
Rn
Rt
Roccia
0.50
0.90
0.20
0.2
0.2
Conoide
0.30
0.70
0.20
0.2
0.2
Prato
0.25
0.55
0.20
0.2
0.2
rimbalzo
Nel seguito si riporta uno dei profili delle sezioni misurate con alcune
possibili traiettorie dei blocchi di roccia (fig. 9.2).
152
Fig. 9.2. - Possibili traiettorie nella sezione A-A
Foto 9.1 - Blocchi posizionati nella parte alta della parete
(sezione AA).
154
Foto 9.2 -Parete posizionata nella parte iniziale della sezione BB.
155
Foto 9.3 -Zona dei calcescisti sovrastanti la frazione di Riverolle
(sezione CC)
156
Capitolo 10
Conclusioni
Conclusioni
Come accennato in precedenza il territorio di Verrés è localmente
interessato da fenomeni di instabilità, sia delle coperture detritiche sia, in
modo preponderante, delle pareti rocciose. La ricerca svolta in questa tesi è
stata finalizzata ad analizzare le correlazioni tra i parametri litologico
strutturali e le condizioni di stabilità dei versanti rocciosi che circondano le
frazioni di Torille e Riverolle, e definire le aree a rischio per caduta blocchi.
La particolarità di questi versanti, posizionati in orografica sinistra della
Dora Baltea, stà nel fatto che sono presenti, in un territorio relativamente poco
esteso, dei fenomeni franosi tra loro molto diversi; si passa dalla Paleofrana
posizionata a nord-ovest dell’abitato a frane da crollo nella zona nord nord-est
a distacchi di singoli blocchi caratteristici di tutto l’arco roccioso.
Si è quindi iniziato con lo studio del massiccio a grande scala mediante
l’osservazione delle foto aeree, attraverso le quali sono stati evidenziati
sistemi di grandi fratture, aventi estensioni dell’ordine delle decine di metri. In
tale modo si è determinata la struttura tettonica che costituisce il substrato su
cui i fattori geologici successivi hanno modellato l’aspetto attuale del versante.
In una seconda fase si è proceduto ad una caratterizzazione di dettaglio
dell’ammasso roccioso, mediante lo studio a piccola scala delle fratture
tramite l’esecuzione di rilievi strutturali.Questi sono stati eseguiti, per quanto
possibile, in conformità con le normative e i metodi ormai consueti (ISRM
1974). Si sono scelte le pareti rocciose maggiormente rappresentative, che
consentissero cioè di ottenere un numero elevato di dati aderenti alla
situazione di fratturazione del versante, scartando quelle eccessivamente
alterate o quelle sulle quali erano già stati condotti interventi di bonifica.
Compatibilmente con le difficoltà di accesso si sono inoltre cercate
pareti ove fosse possibile operare stendimenti con lunghezze elevate, anche se
non è mai stato possibile superare i 20 metri. Per i fronti di roccia
inaccessibili, in particolar modo le zone più alte delle pareti rocciose, si è
cercato con un’osservazione globale a distanza, di analizzare se la
158
fratturazione si intensificasse o meno rispetto a quella effettivamente misurata
al piede, utilizzando a questo scopo anche fotografie scattate da terra col
teleobbiettivo. Nella maggior parte dei casi esaminati si è riscontrato un deciso
aumento della fratturazione procedendo dalla base alla sommità dei versanti.
Per ogni sito dove era stato effettuato un rilievo strutturale si sono
eseguite delle misure di resistenza su campioni di roccia, mediante prove di
punzonamento (Point Load Test). L’uso di tale metodo per la valutazione della
resistenza a compressione monoassiale non è particolarmente adatto se non
opportunamente affiancato da prove effettuate in laboratorio; l’uso abbinato
delle due tipologie di prova fornisce invece risultati particolarmente affidabili,
in quanto la semplicità di esecuzione della prova di punzonamento consente di
effettuare misure su un numero di campioni molto elevato, riducendo in tal
modo gli errori cui possono andare incontro prove più complicate ma
forzatamente eseguibili in numero ridotto quali quelle di laboratorio, che per
contro forniscono dati più precisi ed attendibili a livello puntuale. In particolar
modo per studi di carattere territoriale, il Point Load Test consente
l’individuazione delle zone in cui il materiale roccioso presenta caratteristiche
geomeccaniche più scadenti; è da queste zone che si prelevaranno i campioni
necessari per il laboratorio.
Un altro parametro che è stato rilevato sui fronti di roccia dei rilievi
strutturali è stato l’indice di Schmidt, o indice sclerometrico. Ciò è stato fatto
con l’intento di stimare il grado di alterazione superficiale delle varie fratture,
e per disporre di un valore che permettesse di calcolare i parametri di
resistenza lungo i giunti.
E’ stato quindi fatto un campionamento dei vari litotipi presenti, studiati
anche attraverso l’uso di sezioni sottili, che hanno messo subito in evidenza la
quasi assenza di orientamenti preferenziali, nella tessitura delle rocce
esaminate, alcune delle quali peraltro evidenziano, all’esame macroscopico,
una certa scistosità. Sono stati prelevati campioni di calcescisti, metabasiti e
gneiss in varie zone del territorio esaminato; i risultati ottenuti dalle prove di
159
laboratorio hanno evidenziato una buona rispondenza tra le caratteristiche lito
mineralogiche, strutturali e geomeccaniche dei tre litotipi principali.
Da sottolineare, tra le varie prove realizzate, i risultati ottenuti con una
prova di laboratorio assai simile concettualmente ad una prova in situ. Con
l’utilizzo del “Pundit” si è potuta misurare la velocità di propagazione delle
onde elastiche all’interno di una matrice rocciosa, ottenendo ovviamente valori
variabili a seconda del litotipo preso in esame. Con lo stesso criterio funziona
la piccola sismica fatta in situ, in cui viene misurata la velocità di
propagazione delle onde elastiche all’interno dell’ammasso roccioso. Questo
parametro però, oltre a variare a seconda delle caratteristiche geomeccaniche
dei diversi litotipi, varia per la presenza delle fratture all’interno dell’ammasso
roccioso. Paragonando tra loro i moduli elastici ottenuti in laboratorio e in situ
è possibile ottenere un coefficiente di “qualità” dell’ammasso roccioso,
ricollegabile essenzialmente al grado di fratturazione ed al tipo e stato delle
fratture interessanti l’ammasso (apertura, alterazione,ecc.). Confrontando i
valori ottenuti con l’altro indice di qualità già calcolato e cioè l’RMR si è
trovata una buona conferma dell’attendibilità del coefficiente di qualità così
calcolato.
In seguito si sono condotte prove di compressione monoassiale e di
taglio diretto su roccia integra. Nel corso delle prove di compressione
monoassiale con estensimetri è stato eseguito anche un ciclo di isteresi, onde
evidenziare eventuali anomalie della roccia in fase di scarico, denuncianti, ad
esempio, un comportamento plastico con deformazioni residue. I valori di
deformazione residua si sono mantenuti nell’ordine del 5% della deformazione
totale a rottura, valore imputabile esclusivamente alla chiusura delle
microfratture dei campioni.
Con le prove di taglio si è anche voluto effettuare un ulteriore confronto
tra i valori ottenuti in laboratorio e quelli ottenuti con le classificazioni di
Bieniawsky e Barton. Si è potuto constatare che i valori di resistenza al taglio
calcolati in laboratorio sono leggermente più elevati rispetto ai valori dati dalle
suddette classificazioni. Questo fatto è abbastanza spiegabile in quanto le
160
classificazioni considerano le condizioni effettive della parete rocciosa nella
sua globalità, mentre le prove di laboratorio danno il valore effettivo della
resistenza al taglio del frammento roccioso esaminato.
Dall’insieme delle indagini in situ (rilievi strutturali, misure degli indici
di resistenza, piccola sismica), e dall’insieme delle prove di laboratorio, si
sono ottenute informazioni riguardanti la situazione attuale del versante e la
struttura dei sistemi di fratturazione che hanno determinato l’attuale
morfologia.
Si è poi proceduto alle verifiche di stabilità delle varie zone. In una
prima fase sono stati raggruppati i rilievi strutturali in funzione delle zone da
essi rappresentate e dalla ripetitività dei sistemi. Per ognuno di questi gruppi,
otto in tutto, è stato costruito un reticolo stereografico di Schmidt nel quale
sono stati riportati i piani medi dei sistemi principali; queste costruzioni
grafiche hanno permesso di evidenziare i vari fenomeni di instabilità
cinematicamente possibili.
Riportando sul reticolo di Schmidt il cerchio rappresentante l’angolo di
attrito residuo minimo, (30°) riscontrato per i litotipi, presenti nell’area
studiata, si è effettuata una prima analisi dei movimenti possibili, eliminando
quelli con linee e/o superfici di scivolamento aventi inclinazioni inferiori
all’angolo di attrito. Inoltre sono stati anche scartati quei cinematismi che per
la loro posizione rispetto al fronte sono difficilmente realizzabili.
Effettuata questa prima analisi grafica, le pareti interessate da possibili
cinematismi sono risultate numericamente ridotte (sei), pur se di sviluppo
plano-altimetrico complessivo notevole. Su queste pareti sono state fatte le
verifiche di stabilità, utilizzando per i calcoli, un programma relativamente
semplice, denominato “TRIDI” la cui formulazione analitica fa riferimento alla
pubblicazione “ Il programma SLOPE per l’analisi interattiva della stabilità di
pendii naturali “ (G. Barla, G.P. Giani, C. Scavia).
La fase finale del lavoro è consistita nella determinazione delle possibili
aree di massima espansione dei blocchi staccatisi dalle pareti rocciose.
161
Per la modellazione della caduta blocchi nell'area di studio, i valori dei
vari parametri sono stati calibrati eseguendo una back analysis; in seguito
questi stessi valori sono stati utilizzati, con opportune modifiche, per il calcolo
delle traiettorie nelle sezioni considerate più critiche posizionate nella zona
nord-est, nord e nord-ovest rispetto all’abitato. La scelta di queste tre zone è
stata effettuata tenendo conto del fatto che le pareti dalle quali partono le
sezioni sono risultate quelle con maggiori probabilità di distacchi di blocchi, e
che le sezioni considerate sono tra quelle più acclivi dell’intera area studiata.
L'elaborazione al calcolatore ha cercato di ricostruire il percorso
compiuto dal materiale franato, percorso che è stato ricostruito basandosi sul
rilevamento diretto e sulla ricostruzione storica delle massime distanze
raggiunte dai blocchi franati nel recente passato, lavorando così per
approsimazioni successive si è giunti ad una ottimizzazione dei parametri di
restituzione e di attrito, tanto che la simulazione definitiva ha mostrato una
buona concordanza con i dati effetivamente osservati sul terreno.
Si sono così individuate due zone di accumulo principali: la prima è
molto prossima alla zona di partenza dei blocchi (in genere su un tratto di
pendio decisamente acclive o addirittura sull’apice del detrito di falda a
ridosso della parete) ed è costituito da quei massi dotati di energia non
sufficiente a compiere lunghi tratti in rimbalzo, la seconda dove l'acclività
scende notevolmente ed affiorano terreni decisamente più soffici (zone a
ridosso dell’abitato).
La base cartografica utilizzata in scala 1:5000, redatta dalla Regione
Valle D’Aosta e per comodità di progettazione ingrandita in scala 1:2500, è
stata verificata con apposito strumento topografico (T1000), riscontrando degli
scostamenti abbastanza significativi nelle zone in cui si innalzano le pareti con
maggiore pendenza. Per tale motivo i profili plano altimetrici delle tre sezioni
utilizzate per analizzare la caduta blocchi, sono stati battuti direttamente con
lo strumento sopra menzionato e con l’aiuto di un distanziometro (Dior3002).
I risultati delle verifiche fatte sono esposti in forma cartografica nelle
carte tecniche allegate, costituite da una carta geologico-tecnica in cui sono
162
altresì riportati i rilievi strutturali eseguiti, una carta dei cinematismi possibili
ed una carta della stabilità, in cui sono indicate le varie classi di stabilità delle
pareti rocciose e la zona di massima espansione dei blocchi caduti.
Concludendo si può affermare che esiste una situazione di pericolo per
le zone abitate, e più precisamente sia per frazione Riverolle che per la zona
nord est di Torille. Infatti dalle analisi effettuate risulta che alcune traiettorie
dei blocchi staccatisi dalle pareti rocciose (di volume mediamente valutabile
tra i 3 e i 10 m3 ) possono raggiungere questi abitati con un’energia cinetica
piuttosto elevata, tale da causare una situazione di rischio per i manufatti
edificati nell’area e le persone ivi presenti. Una maggiore protezione di queste
aree si può raggiungere con la costruzione di bariere paramassi da prevedere
preferenzialmente di tipo elastico a causa della ridotta disponibilità di spazio
tra il piede del versante e l’abitato. Il posizionamento di questi interventi dovrà
essere studiato per ogni diversa possibile traiettoria, ma tendenzialmente
dovranno essere inseriti a ridosso della zona urbanizzata in quanto i massi
posseggono in questi punti la minima energia cinetica. Ulteriore interventi
anche se di più difficile esecuzione, potrebbero riguardare alcuni blocchi ormai
completamente isolati dall’ammasso roccioso e in precarie condizioni di
equilibrio, che potrebbero venire abbattuti o, in alternativa, ancorati (tramite
bullonatura) alla retrostante parete rocciosa.
163
BIBLIOGRAFIA
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G. BARISONE “Lezioni di Geologia Applicata” a.a. 1992-1993
G. BARLA “Lezioni ed esercitazioni di Meccanica delle Rocce I” a.a. 19931994
E. CARRARA A. RAPOLLA, N. ROBERTI “Le indagini geofisiche per lo
studio del sottosuolo : metodi geoelettrici e sismici” Collana geofisica dell’
ambiente e del territorio, LIGUORI EDITORE, 1992
Massimo CIVITA et. altri “Geologia tecnica” 3° edizione ISEDI MONDADORI 1980
Gianpaolo GIANI “Analisi di stabilità dei pendii” Associazione Mineraria
Subalpina 1988
164
Renato LANCELLOTTA “Geotecnica” 1° edizione ZANICHELLI 1987
Paolo MARSAN Roberto ROMEO “La relazione geologica e geotecnica” 1°
edizione NIS 1992
A. MOTTANA, R. CRESPI, G. LIBORIO “Minerali e rocce” 10° edizione
MONDADORI 1993
LXXII CONGRESSO DELLA SOCIETA’ GEOLOGICA ITALIANA
“Guida all’escursione: geotraversa delle Alpi Nordoccidentali” 15 - 22
settembre 1984
II CICLO DI CONFERENZE DI MECCANICA E INGEGNERIA DELLE
ROCCE “Pendii naturali e fronti di scavo” a cura di G. BARLA 28 novembre
1 dicembre 1988
RACCOMANDAZIONI ISRM
?
165
Allegato 1
Rilievi
strutturali
LOCALITA' :
Riverolle
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : calcescisto
Formazione :Calcescisti con Pietre Verdi
Data : 20-05-1994
Quota :
Lung. stendimento : 8 m
400 m
Direzione :
150°
N° : 1
350°
Inclinaz. : 85°
Giacitura della parete :
immersione
inclinaz. 57°
Progr. Immer. Inclin.
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
* -0.40
130
45
SC
D
CH
RUG
NO
0.54
260
90
GN
D
-
RUG
DE
NO
NO
-
0.90
260
90
GN
D
-
SEG
DE
NO
NO
-
1.50
130
60
GN
C
SC
RUG
DE
NO
NO
-
1.90
130
60
GN
C
SC
RUG
DE
NO
NO
-
2.05
130
60
GN
C
SC
RUG
DE
NO
NO
-
**3.10
130
55
FA
D
SC
LIS
SI
C
NO
--
3.17
50
75
GN
C
SC
LIS
NO
NO
NO
-
3.18
295
40
GN
D
SC
LIS
NO
NO
NO
-
3.50
230
90
GN
C
CH
RUG
NO
NO
NO
-
3.90
230
90
GN
C
CH
RUG
NO
NO
NO
--
4.60
290
45
GN
E
-
RUG
DE
NO
NO
-
5.10
120
45
SC
C
CH
LIS
SI
NO
NO
-
5.40
220
85
GN
D
AP
RUG
NO
NO
NO
-
5.70
120
45
SC
C
CH
LIS
DE
NO
NO
-
5.90
290
55
GN
C
-
RUG
DE
NO
NO
-
6.10
220
85
GN
C
AP
RUG
NO
NO
NO
-
6.50
120
45
SC
D
AP
LIS
NO
NO
NO
-
6.90
145
70
FA
F
AP
RUG
DE
B
NO
-
7.50
130
50
GN
D
AP
RUG
NO
NO
NO
-
7.80
120
45
SC
C
CH
LIS
NO
NO
NO
-
Riemp. Acqua Martel. Pettine
Schmi Barton
- dt
NO
NO
Note : (*) da -0.40 a 3.10 scistosità con linee di distacco marcate spazziatura apparente = 0.10 m
da 3.10 a 5.10 scistosità con linee di distacco marcate spazziatura apparente = 0.40 m
(**) zona laminata di circa 0.10 m
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : micascisto
Formazione :
Data : 23-06-1994
Quota : 600 m.
Lung. stendimento: 5 m.
Immersione :
immersione 320
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
*0.00
140
70
0.03
230
0.05
N° : 2
320
Inclinaz. : 85
inclinaz.
Rug.
85
Lungh.
[ m]
Aper.
Alter.
SC
0.10
CH
-
NO
NO
NO
85
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
6-8
30
40
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.15
320
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
2
0.20
230
80
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
0.35
325
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
0
0.40
220
60
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
10
0.70
220
85
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
6
1.05
235
80
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
8
1.30
225
75
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-.
8
1.35
320
35
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
2
1.40
220
65
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
1.75
315
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
0
1.80
230
80
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
1.90
225
60
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
10
1.95
230
80
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
6
2.00
225
85
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
6
2.05
35
40
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
6
2.35
325
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
2
2.40
235
90
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
2.95
220
60
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
10
Schmidt
-
Barton
2-4
Note : (*) scistosità con linee di distacco marcate spazziatura apparente =
LOCALITA' :
Torille
m
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : micascisti
Formazione :
Data : 23-06-1994
Quota : 600 m
Lung. stendimento: 5 m
N° : 2
Immersione : 320
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
Inclinaz. : 85
320
Lungh.
[ m]
Aper.
inclinaz. 85
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
6
3.10
240
85
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
3.40
215
55
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
3.60
230
80
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
6
3.80
235
85
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
8
4.00
320
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
0
4.05
220
80
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
6
4.45
330
35
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
2
4.70
225
85
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
4.80
220
80
GN
F
AC
-
NO
NO
NO
-
6
4.85
225
65
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
8
5.00
30
45
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : micascisti
Formazione :
Data :24-06-1994
Quota : 560 m.
Lung. stendimento:4.1 m.
Immersione : 270
Giacitura media della parete :
[ m]
[ °]
[ °]
N° :
Sist.
immersione 270
Lungh.
[ m]
Aper.
3
Inclinaz. : 75
inclinaz. 75
Rug.
Alter.
Schmidt
Barton
6
0.00
220
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
0.10
808
225
85
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
6
0.50
230
80
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
8
0.70
220
88
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
4
1.00
230
85
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
4
1.05
220
80
GN
E
SC
-
NO
NO
NO
6
1.35
230
80
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
8
1.70
255
85
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
6
1.90
225
80
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
6
2.15
220
85
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
4
2.65
260
85
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
4
3.00
215
80
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
2
3.20
260
88
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
4
3.35
220
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
6
3.40
260
85
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
6
3.90
225
80
GN
E
SC
-
NO
NO
NO
8
4.10
230
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
4
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : pietre verdi
Formazione :
Data : 23-06-1994
Quota : 500
N° : 4
Immersione : 300
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
-0.40
220
75
-0.30
220
0.10
300
Inclin. :subvert
inclinaz. subverticale
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
GN
D
AC
-
SI
NO
NO
75
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
-
220
75
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
-
0.17
220
75
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
-
0.35
140
75
GN
C
SC
-
SI
NO
NO
-
-
0.65
210
70
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
0.80
210
70
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
0.90
210
70
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
1.70
280
90
GN
C
SC
-
SI
NO
NO
-
-
1.90
210
70
GN
D
AC
-
SI
NO
NO
-
-
2.10
250
50
GN
D
CH
-
NI
NO
NO
-
-
2.40
130
40
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
12
3.00
130
40
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
14
4.00
230
65
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
6
4.10
140
60
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
4
4.30
140
60
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.50
140
60
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
6
6.10
200
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
6.30
200
80
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
-
6.50
200
60
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
12
6.90
200
60
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
14
Schmidt
-
Barton
2-4
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : pietre verdi
Formazione :
Data : 23-06-1994
Quota : 500
N° : 4
Immersione : 300
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
300
Inclin. :subvert
inclinaz. subverticale
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
12
7.30
130
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
7.90
100
70
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
8
8.30
130
30
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
-
9.70
220
80
GN
D
AP
-
SI
NO
NO
-
-
10.00
220
80
GN
F
AP
-
SI
NO
NO
-
-
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo :micascisto granatifero
Formazione :
Data :24-06-1994
Quota :
425 m
N° : 5
Immersione : 30
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
Inclinaz. : 75
310
inclinaz. 90
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
6
0.00
130
85
GN
D
SC
-
NI
NO
NO
0.05
130
85
GN
F
SC
-
NI
NO
NO
-
6
0.20
130
85
GN
E
AP
-
NI
NO
NO
-
6
*0.80
0
30
SC
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
1.90
110
75
GN
F
SC
-
NO
NO
NO
-
8
2.40
60
75
GN
F
AP
-
NO
NO
NO
-
10
2.50
210
50
GN
C
AP
-
NO
NO
NO
-
6
2.70
0
35
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
3.20
5
30
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
3.70
125
85
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.00
5
35
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.30
130
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
8
4.70
0
30
GN
E
SC
-
NO
NO
NO
-
4
5.00
120
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
10
Note : (*) scistosità con spaziatura media 0.5 - 2 m ( generalmente chiusa )
LOCALITA' :
Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo:micascisto granatifero
Formazione :
Data :24-06-94
Quota :
Lung. stendimento : 8 m
420
Immersione :
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
-0.40
110
30
-0.20
60
0.20
N° :
300
310
6
Inclinaz. : 80
inclinaz. 90
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
GN
C
SC
NO
NO
NO
6
80
GN
F
SC
NO
NO
NO
10
220
60
GN
E
CH
NO
NO
NO
4
0.55
210
85
GN
D
CH
NO
NO
NO
-
0.85
220
60
GN
D
CH
NO
NO
NO
4
1.00
210
85
GN
F
AC
DE
NO
NO
8-10
1.80
260
85
GN
F
AC
NO
NO
NO
8
2.55
210
70
GN
D
CH
NO
NO
NO
-
2.70
210
90
GN
E
CH
NO
NO
NO
-
3.30
250
80
GN
E
AP
NO
NO
NO
6-8
3.50
210
90
GN
D
CH
NO
NO
NO
2
3.90
210
85
GN
D
SC
NO
G
NO
-
4.30
260
85
GN
E
AP
NO
NO
NO
-
5.00
350
45
GN
E
SC
NO
NO
NO
12
5.10
210
89
GN
F
AP
NO
NO
NO
-
5.70
210
89
GN
F
AP
NO
Q
NO
-
5.72
260
85
GN
D
CH
NO
NO
NO
10
5.85
210
85
GN
F
CH
NO
NO
NO
-
5.90
350
35
GN
E
CH
NO
NO
NO
-
6.00
350
35
GN
F
CH
NO
NO
NO
-
6.60
200
80
GN
F
AP
NO
NO
NO
2
Schmidt
Barton
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : micascisto granatifero
Formazione :
Data :24-06-1994
Quota : 420 m.
Lung. stendimento:8.0 m.
Immersione : 300
[ m]
[ °]
[ °]
N° : 6
Sist.
Inclinaz. : 80
immersione 310
Lungh.
[ m]
Aper.
inclinaz. 90
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
-
7.00
200
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
7.30
200
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
-
200
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
200
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
7.45
200
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
-
7.55
200
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
-
7.60
200
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
7.90
350
35
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
-
200.80
7.35
.
7.40
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Formazione :
Data :24-06-1994
Quota : 410 m.
Lung. stendimento: 5.2 m.
Immersione :
[ m]
[ °]
[ °]
N° : 7
Sist.
Inclinaz. :
immersione
inclinaz.
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
6
0.00
170
55
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
0.25
220
20
SC
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
0.30
5
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.80
170
60
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
6
0.85
160
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.95
0
85
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
1.20
165
80
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
6
1.60
0
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
6
1.80
170
65
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
4
1.85
160
85
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.10
5
85
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
8
2.70
220
25
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.80
180
55
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
3.10
170
60
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
2
4.00
165
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
4.20
160
85
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
4.55
175
60
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.70
165
80
GN
E
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.90
0
85
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
6
5.20
220
20
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
Note : le fratture non presentano alterazioni ma la parete è totalmente alterata (calcescisto carbonatico )
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Formazione :
Data :25-06-1994
Quota :
Lung. stendimento: 5 m.
Immersione :
[ m]
[ °]
[ °]
N° : 8
Sist.
Inclinaz. :
immersione
inclinaz.
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
Schmidt
Barton
6
0.00
150
75
GN
D
AC
-
NO
NO
0.20
180
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
0.25
200
70
SC
C
SC
-
NO
NO
NO
-
-
0.40
160
25
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.50
150
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.80
180
50
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
4
1.10
160
25
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
-
1.40
155
30
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
6
2.00
190
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
8
2.30
155
75
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
2
2.70
160
30
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
2.90
190
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
3.20
160
25
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
3.50
150
75
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
6
3.70
200
70
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
8
4.00
155
25
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
4.10
185
55
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
6
4.50
150
75
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
6
4.70
200
70
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
5.00
190
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
6
Note : stendimento verticale
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : micascisto
Formazione :
Data :20-08-1994
Quota : 400 m
Lung. stendimento:5.30 m
N° : 9
Immersione : 290
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
-0.05
210
85
0.20
250
0.40
Inclinaz. : 85
290
inclinaz. 85
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
70
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
30
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.55
30
80
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
4
0.85
230
60
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
6
1.00
230
60
GN
F
AP
-
NO
NO
NO
-
6
1.40
170
75
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
6
1.50
170
75
GN
D
CH
-
NO
NO
NO
-
6
1.60
230
80
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
8
1.80
170
85
GN
E
AP
-
NO
NO
NO
-
8
2.70
280
15
GN
D
AP
-
NO
NO
NO
-
12
3.25
200
85
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
10
3.70
180
85
GN
F
CH
-
NO
NO
NO
-
6
4.05
200
75
GN
E
CH
-
NO
NO
NO
-
6
4.15
240
70
GN
C
CH
-
NI
NO
NO
-
8
4.30
200
85
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
4.75
0/180
90
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
5.30
350
90
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
Schmidt
-
Barton
6
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Formazione :
Data :20-08-1994
Quota : 500
Lung. stendimento: 4.10m
N° : 10
Immersione : 200
immersione
[ m]
[ °]
[ °]
Sist.
Inclinaz. : 85
210
inclinaz. 85
Lungh.
[ m]
Aper.
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
8
0.00
185
85
GN
C
CH
-
SI
NO
NO
0.50
190
30
GN
D
AC
-
SI
SI*
NO
-
6
0.60
290
45
GN
C
CH
-
SI
NO
NO
-
10
1.10
130
80
GN
C
CH
-
NI
NO
NO
-
6
1.50
190
85
GN
C
CH
-
SI
NO
NO
-
6
1.70
190
30
GN
C
CH
-
SI
SI*
NO
-
6
1.90
110
40
GN
C
CH
-
SI
NO
NO
-
6
1.95
190
85
GN
C
AP
-
SI
NO
NO
-
6
2.20
230
85
GN
C
CH
-
SI
SI*
NO
-
8
2.30
340
55
GN
C
AC
-
SI
NO
NO
-
8
2.80
150
40
GN
D
AP
-
SI
SI*
NO
-
8
**3.10
150
40
GN
D
AC
-
SI
SI*
NO
-
6
3.50
210
60
GN
C
AC
-
SI
NO
NO
-
6
3.80
210
60
GN
C
AC
-
SI
NO
NO
-
8
4.10
200
75
GN
D
AC
-
SI
NO
NO
-
6
Note : (**) andamento della scistosità
(*) aperture con riempimento in calcite
LOCALITA' :Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo :Pietre Verdi
Formazione :
Data :22-08-1994
Quota :
Lung. stendimento:9.85m.
N° : 13
Immersione : 300
[ m]
[ °]
[ °]
680 m.
Sist.
immersione 300
Lungh.
[ m]
Aper.
Inclinaz. : 80
inclinaz. 80
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
-
0.70
340
85
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
0.90
340
85
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
4
1.15
190
80
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
1.25
190
80
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
1.40
190
80
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
6
1.65
190
80
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
2.15
220
55
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.20
220
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.25
220
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.30
220
55
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.40
220
55
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.45
220
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.50
220
55
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
2.70
0
75
GN
F
AP
-
NO
NO
NO
-
2
2.90
0
75
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
2
2.95
230
70
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
4
3.10
0
75
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
2
3.15
230
70
GN
C
AC
-
NO
NO
NO
-
4
3.40
220
60
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
6
3.80
0
80
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
6
4.00
10
75
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : Pietre Verdi
Formazione :
Data : 22-08-1994
Quota :
N° : 13
Immersione : 300
[ m]
[ °]
[ °]
680 m.
Sist.
immersione 300
Lungh.
[ m]
Aper.
Inclinaz. : 80
inclinaz.
Rug.
Alter.
80
Schmidt
-
Barton
-
4.90
90
75
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
4.95
230
50
GN
C
SC
-
NO
NO
NO
-
4
5.20
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
5.25
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
5.30
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
5.60
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
5.80
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
6.00
50
65
GN
C
CH
-
NO
NO
NO
-
4
6.25
260
55
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
6.60
220
70
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
8
6.90
220
80
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
6
7.00
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
7.10
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
6
7.25
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
7.50
GN
E
AP
-
NO
NO
NO
-
6
7.60
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
4
7.75
GN
D
AC
-
NO
NO
NO
-
6
7.90
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
6
8.20
0
70
GN
F
AP
-
NO
NO
NO
-
6
8.80
150
85
GN
E
AC
-
NO
NO
NO
-
10
9.00
0
80
GN
E
AP
-
NO
NO
NO
-
6
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
(UTM - GB)
Litotipo : Pietre Verdi
Formazione :
Data : 22-08-1994
Quota :
N° : 13
Immersione : 300
[ m]
[ °]
[ °]
680 m.
Sist.
immersione 300
Lungh.
[ m]
Aper.
Inclinaz. : 80
inclinaz. 80
Rug.
Alter.
Schmidt
-
Barton
-
9.20
80
70
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
9.60
10
75
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
9.85
10
75
GN
D
SC
-
NO
NO
NO
-
4
Note :
Allegato 2
Dati ricavati dal
Point Load Test
LOCALITA' :
Quota :
Coordinate :
Torille
(UTM - GB)
420 m
Rilevamento
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: A
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Metabasiti
M
77
64
12
0.02
79.21
2.76
1.23
3.39
"
M
70
60
19.50
0.03
73.13
5.26
1.19
6.24
-
"
M
70
64
12.5
0.02
75.53
3.16
1.20
3.81
rottura secondo
inviluppo di
microfratture
"
M
80
42
27
0.04
65.41
9.10
1.13
10.27
-
"
M
80
45
25
0.04
67.70
7.87
1.15
9.02
-
"
M
85
67
22
0.03
85.15
4.38
1.27
5.56
-
"
M
78
75
35
0.05
86.30
6.78
1.28
8.67
-
"
M
90
77
45
0.06
93.93
7.36
1.33
9.77
fuori scala non si è
rotto
"
M
90
73
45
0.06
91.46
7.76
1.31
10.18
fuori scala non si è
rotto
"
M
105
78
14.5
0.02
102.12
2.01
1.38
2.77
rotto seguendo
frattura preesist.
"
M
105
45
27.5
0.04
77.56
6.59
1.22
8.03
"
M
65
78
10
0.01
80.35
2.23
1.24
2.77
rottura su superf.
preesist. e alterata
"
M
85
75
22
0.03
90.09
3.91
1.30
5.10
"
"
M
85
70
20.5
0.03
87.04
3.90
1.28
5.01
-
"
M
90
54
24.5
0.04
78.66
5.71
1.23
7
-
"
M
84
50
23
0.03
73.13
6.20
1.19
7.36
-
"
M
75
50
14
0.02
69.1
4.23
1.16
4.89
rottura anomala
"
M
100
100
4.50
0.01
112.84
0.51
1.44
0.74
rottura su frattura
evid. e alterata
"
M
45
50
9
0.01
53.52
4.53
1.03
4.67
rottura su fratture
alterate
"
M
85
53
16.5
0.02
75.74
4.15
1.21
5
rottura anomala
"
M
85
41
21
0.03
66.61
6.83
1.14
7.77
-
-
-
Note :
LOCALITA' :
Coordinate :
Torille
(UTM - GB)
Quota : 420 m
Rilevamento
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
:
A
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Metabasiti
M
90
52
16.5
0.02
77.19
3.99
1.22
4.86
"
M
50
40
12
0.02
50.46
6.80
1
6.83
rottura su superfici
parzialm. alterate
"
M
50
55
15
0.02
59.17
6.18
1.08
6.67
"
"
M
55
58
14
0.02
63.73
4.97
1.12
5.55
"
"
M
50
35
18.5
0.03
47.2
11.98
0.97
11.67
-
"
M
60
42
8
0.01
56.64
3.6
1.06
3.80
-
"
M
75
43
6.5
0.01
64.08
2.28
1.12
2.55
campione con
cristalli di albite in
massa cloridrica
"
M
70
35
6.5
0.01
55.85
3.01
1.05
3.16
-
"
M
60
30
18
0.03
47.87
11.33
0.98
11.11
-
-
Note :
LOCALITA' :Torille - Baraccon
Coordinate :
Quota : 370 M.
Rilevamento
(UTM - GB)
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: B
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Micascisti
PERP.
85
55
22.50
0.03
77.15
5.45
1.22
6.63
"
PAR.
50
57
17
0.02
60.24
6.76
1.09
7.35
-
"
PERP.
50
33
19.50
0.03
45.83
13.39
0.96
12.88
-
"
PERP.
40
34
4.50
0.01
41.61
3.75
0.92
3.45
-
"
PERP.
40
28
8.50
0.01
37.76
8.60
0.88
7.58
-
"
PAR.
65
35
5.50
0.01
53.82
2.74
1.03
2.83
-
"
PERP.
35
42
13.50
0.02
43.26
10.41
0.94
9.75
-
"
PAR.
50
50
6
0.01
56.42
2.72
1.06
2.87
-
"
PERP.
45
37
12.50
0.02
46.04
8.51
0.96
8.20
-
"
PERP.
105
42
13
0.02
74.93
3.34
1.20
4.01
-
"
PERP.
60
48
12.50
0.02
60.56
4.92
1.09
5.36
-
"
PAR.
30
45
2
0.01
41.46
1.68
0.92
1.54
-
Micascisti
Granatiferi
PERP.
90
52
35
0.05
77.19
8.47
1.22
10.30
-
"
PAR.
50
35
14.50
0.02
47.20
9.39
0.97
9.15
-
"
PERP.
70
35
16
0.02
55.85
7.40
1.05
7.78
-
"
PAR.
40
33
11
0.02
41
9.44
0.91
8.63
-
Micascisto
PERP.
95
30
16.50
0.02
60.24
6.56
1.09
7.13
-
"
PAR.
25
38
6
0.01
34.78
7.16
0.85
6.08
-
"
PAR.
80
58
10
0.01
76.86
2.44
1.21
2.96
-
"
PERP.
105
33
15.5
0.02
66.42
5.07
1.14
5.76
-
"
PAR.
25
45
9
0.01
37.85
9.06
0.88
8
-
-
Note :
LOCALITA' : Torille - Baraccon
Coordinate :
Quota :
Rilevamento
(UTM - GB)
370 M.
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: B
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Micascisto
PERP.
100
32
7
0.01
63.83
2.48
1.12
2.77
"
PERP.
70
45
13.50
0.02
63.33
4.86
1.11
5.40
-
"
PERP.
80
60
26
0.04
78.18
6.14
1.22
7.50
-
"
PERP.
85
55
17
0.02
77.15
4.12
1.22
5.01
-
"
PAR.
55
58
12
0.02
63.73
4.26
1.12
4.75
-
"
PERP.
60
35
13.50
0.02
51.71
7.28
1.02
7.39
-
Metabasiti
PERP.
60
40
15
0.02
55.28
7.08
1.05
7.41
-
"
PAR.
35
45
11
0.02
44.78
7.91
0.95
7.53
-
"
PERP.
55
47
18.50
0.03
57.37
8.11
1.06
8.63
-
"
PAR.
35
25
6.50
0.01
33.38
8.42
0.83
7.02
-
"
PERP.
75
38
22.50
0.03
60.24
8.94
1.09
9.73
"
PAR.
35
50
17.50
0.03
47.20
11.33
0.97
11.04
-
"
PERP.
95
40
23
0.03
69.56
6.86
1.16
7.96
-
"
PAR.
75
110
30
0.04
102.49
4.12
1.38
5.69
-
-
Note :
LOCALITA' : Riverolle
Coordinate :
Quota :
Rilevamento
(UTM - GB)
400 m.
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
:
C
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Calcescisto
PAR.
55
114
6.50
0.01
89.35
1.17
1.30
1.53
"
PERP.
50
60
15
0.02
61.80
5.67
1.10
6.23
-
"
PAR.
80
54
12
0.02
74.16
3.15
1.19
3.76
Molte vene calcite
(stockwork)
"
PAR.
80
75
1.50
0.01
87.40
0.28
1.29
0.36
Molto alterato
"
PERP.
75
60
12.50
0.02
75.69
3.15
1.21
3.79
Superf. molto
alterata
"
PAR.
55
52
0.50
0.01
60.34
0.20
1.09
0.22
"
"
PERP.
90
50
8.50
0.01
75.69
2.14
1.21
2.58
-
"
PERP.
100
62
16
0.02
88.85
2.92
1.30
3.79
-
"
PERP.
90
52
10.50
0.02
77.19
2.54
1.22
3.09
-
"
PAR.
45
60
1.50
0.01
58.63
0.63
1.07
0.68
-
Rottura
superf. alterata
"
PAR.
50
58
6.50
0.01
60.77
2.54
1.09
2.77
Superf. non
alterata
"
PERP.
95
48
5
0.01
76.20
1.24
1.21
1.50
-
"
PAR.
50
62
7
0.01
62.83
2.56
1.11
2.84
-
"
PERP.
70
44
10
0.01
62.62
3.68
1.11
4.07
-
"
PERP.
65
37
6
0.01
55.34
2.83
1.05
2.96
-
"
PERP.
80
25
7.50
0.01
50.46
4.25
1
4.27
-
"
PERP.
85
33
6.50
0.01
59.76
2.63
1.08
2.84
-
"
PERP.
95
28
7.50
0.01
58.20
3.19
1.07
3.42
-
"
PERP.
90
50
16
0.02
75.69
4.03
1.21
4.85
Molto compatto
"
PAR.
40
57
5
0.01
53.88
2.48
1.03
2.57
-
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
Quota : 525 m.
Rilevamento
(UTM - GB)
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: D
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Metabasiti
M
60
45
33
0.05
58.63
13.85
1.07
14.88
-
"
M
40
45
27
0.04
47.87
17
0.98
16.67
-
"
M
50
43
11
0.02
52.32
5.80
1.02
5.92
-
"
M
50
40
11
0.02
50.46
6.23
1
6.26
-
"
M
50
43
15
0.02
52.32
7.90
1.02
8.07
-
"
M
40
30
10
0.01
39.09
9.44
0.90
8.45
-
"
M
105
50
26
0.04
81.76
5.61
1.25
7
-
"
M
45
55
18
0.03
58.14
8.24
1.85
8.68
-
"
M
50
55
20
0.03
59.17
8.24
1.08
8.89
-
"
M
50
40
20.50
0.03
50.46
11.61
1
11.66
-
"
M
45
35
16
0.02
44.78
11.51
0.95
10.95
-
"
M
80
43
18
0.03
66.18
5.93
1.13
6.73
-
"
M
40
40
17.50
0.03
45.14
12.39
0.95
11.83
-
"
M
40
30
10
0.01
39.09
9.44
0.90
8.45
-
"
M
45
45
12.50
0.02
50.78
6.99
1.01
7.04
-
"
M
50
33
11
0.02
45.83
7.55
0.96
7.26
-
Gneiss
PERP.
90
57
28
0.04
80.82
6.18
1.24
7.68
-
"
PERP.
80
65
15
0.02
81.37
3.27
1.24
4.07
"
PERP.
70
45
16
0.02
63.33
5.75
1.11
6.40
-
"
PAR.
45
40
10
0.01
47.87
6.29
0.98
6.17
-
"
PERP.
90
60
27
0.04
82.92
5.67
1.26
7.11
-
Rottura
anomala
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
Quota :
Rilevamento
(UTM - GB)
525 m.
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: D
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Gneiss
PAR.
60
60
12.50
0.02
67.70
3.93
1.15
4.51
"
PERP.
70
42
19
0.03
61.18
7.32
1.10
8.02
-
"
PERP.
100
42
22
0.03
73.13
5.93
1.19
7.04
-
"
PAR.
40
50
16
0.02
50.46
9.06
1
9.10
-
"
PERP.
50
45
19
0.03
53.52
9.57
1.03
9.87
-
"
PAR.
40
43
12
0.02
46.80
7.90
0.97
7.67
-
"
PERP.
70
40
23
0.03
59.71
9.31
1.08
10.08
-
"
PAR.
37
55
8
0.01
50.90
4.45
1.01
4.49
-
"
PERP.
70
45
21
0.03
63.33
7.55
1.11
8.40
-
"
PAR.
38
52
15
0.02
50.16
8.60
1
8.61
-
"
PERP.
85
45
25
0.04
69.79
7.41
1.16
8.60
-
"
PERP.
83
25
12
0.02
51.40
6.55
1.01
6.63
-
"
PAR.
100
46
12.50
0.02
76.53
3.08
1.21
3.73
-
"
PERP.
45
50
17
0.02
53.52
8.56
1.03
8.83
-
"
PAR.
90
43
7
0.01
70.20
2.05
1.16
2.39
-
"
PERP.
55
46
17.50
0.03
56.76
7.84
1.06
8.30
-
"
PAR.
40
60
11
0.02
55.28
5.19
1.05
5.43
-
"
PAR.
65
60
3
0.01
70.47
0.87
1.17
1.02
"
PAR.
62
62
6
0.01
69.96
1.77
1.16
2.06
"
"
PAR.
70
63
10
0.01
74.93
2.57
1.20
3.08
-
"
PERP.
45
30
11.50
0.02
41.46
9.65
0.92
8.87
-
-
Alterato
micaceo
Note :
LOCALITA' :
Coordinate :
Torille
(UTM - GB)
Quota : 525 m.
Rilevamento
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: D
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Granatiferi
PAR.
70
43
5.50
0.01
61.91
2.07
1.10
2.28
"
PERP.
90
50
29
0.04
75.69
7.30
1.21
8.80
-
"
PAR.
45
52
15.50
0.02
54.58
7.51
1.04
7.81
-
"
PERP.
60
52
24
0.03
63.03
8.72
1.11
9.67
-
"
PAR.
45
42
16
0.02
49.06
9.59
0.99
9.51
-
"
PERP.
110
35
13.50
0.02
70.01
3.97
1.16
4.62
"
PERP.
90
47
16.50
0.02
73.39
4.42
1.19
5.25
"
"
PERP.
85
45
16
0.02
69.79
4.74
1.16
5.51
"
"
PAR.
40
42
3.50
0.01
46.25
2.36
0.97
2.28
"
"
PAR.
40
45
3.50
0.01
47.87
2.20
0.98
2.16
"
-
Alterato
micaceo
Gneiss
PAR.
35
70
6
0.01
55.85
2.77
1.05
2.92
Rottura su superf.
preesist.
"
PAR.
30
80
6
0.01
55.28
2.83
1.05
2.96
"
"
PAR.
40
74
5.50
0.01
61.39
2.11
1.10
2.31
"
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
Quota : 430
Rilevamento
(UTM - GB)
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: E
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Calcescisti
PERP.
55
40
13
0.02
52.93
6.70
1.03
6.87
"
PERP.
45
38
11
0.02
46.66
7.29
0.97
7.07
-
"
PAR.
30
30
2
0.01
33.85
2.52
0.84
2.11
-
"
PAR.
30
25
1.05
0.01
30.90
0.07
0.81
0.05
-
"
PERP.
60
40
2
0.01
55.28
0.94
1.05
0.99
Rottura anomala
"
PAR.
30
30
2
0.01
33.85
2.52
0.84
2.11
"
"
PERP.
80
37
2
0.01
61.39
0.77
1.10
0.84
"
"
PERP.
60
40
4
0.01
55.28
1.89
1.05
1.98
-
"
PERP.
50
40
7
0.01
50.46
3.97
1.00
3.98
-
"
PAR.
30
55
1
0.01
45.83
0.69
0.96
0.66
-
"
PERP.
70
50
7
0.01
66.76
2.27
1.14
2.58
-
"
PERP.
60
40
3
0.01
55.28
1.42
1.05
1.48
-
"
PERP.
70
60
5
0.01
73.13
1.35
1.19
1.60
-
"
PERP.
85
55
6
0.01
77.15
1.45
1.22
1.77
-
"
PERP.
65
50
2
0.01
64.33
0.70
1.12
0.78
-
"
PERP.
70
45
7
0.01
63.33
2.52
1.11
2.80
-
"
PAR.
30
40
1
0.01
39.09
0.94
0.90
0.85
-
"
PERP.
55
45
5
0.01
56.14
2.29
1.05
2.41
-
"
PAR.
30
33
1
0.01
35.50
1.14
0.86
0.98
-
"
PERP.
65
35
6
0.01
53.82
2.99
1.03
3.09
-
-
"
PERP.
60
45
7
0.01
58.63
2.94
1.07
3.16
-
Note :
LOCALITA' :
Quota :
Coordinate :
Torille
(UTM - GB)
430
Rilevamento
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
:
E
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Calcascisti
PERP.
50
45
6
0.01
53.52
3.02
1.03
3.12
"
PERP.
90
30
7
0.01
58.63
2.94
1.07
3.16
-
"
PAR.
60
30
5
0.01
47.87
3.15
0.98
3.09
-
"
PAR.
30
30
1.05
0.01
33.85
0.06
0.84
0.05
-
"
PERP.
90
45
10
0.01
71.81
2.80
1.18
3.29
-
"
PERP.
95
45
12
0.02
73.78
3.18
1.19
3.79
-
"
PAR.
30
65
4
0.01
49.83
2.32
1
2.32
-
-
Note :
LOCALITA' : Torille
Coordinate :
Quota :
Rilevamento
(UTM - GB)
430 m.
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
:
F
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
GneissGranatiferi
M
85
65
30
0.04
83.87
6.15
1.26
7.76
"
M
40
65
15
0.02
57.54
6.54
1.07
6.96
-
"
M
100
62
30
0.04
88.85
5.48
1.30
7.10
-
"
M
45
60
15
0.02
58.63
6.29
1.07
6.76
-
"
M
55
65
21
0.03
67.47
6.66
1.14
7.62
-
"
M
45
60
24
0.03
58.63
10.07
1.07
10.82
rottura esplosiva
"
M
60
53
30
0.04
63.63
10.69
1.11
11.91
"
"
M
75
40
40
0.06
61.80
15.11
1.10
16.62
non si e rotto fuori
scala
"
M
90
50
16
0.02
75.69
4.03
1.21
4.58
grana più grossa
"
M
50
50
12
0.02
56.42
5.44
1.06
5.74
"
"
M
60
50
6
0.01
61.80
2.27
1.10
2.49
rottura anomala
"
M
30
55
6
0.01
45.83
4.12
0.96
3.96
"
"
M
60
50
23
0.03
61.80
8.69
1.10
9.56
-
"
M
40
45
13
0.02
47.87
8.18
0.98
8.02
-
"
M
45
40
10
0.01
47.87
6.29
0.98
6.17
-
"
M
70
70
11
0.02
78.99
2.54
1.23
3.12
molto alterato
"
M
60
70
4
0.01
73.13
1.08
1.19
1.28
"
"
M
80
65
5
0.01
81.37
1.09
1.24
1.36
"
"
M
110
60
25
0.04
91.67
4.29
1.31
5.64
-
-
"
M
100
60
27
0.04
87.40
5.10
1.29
6.56
-
"
M
50
60
23
0.03
61.80
8.69
1.10
9.56
-
Note :
LOCALITA' :
Quota :
Coordinate :
Torille
(UTM - GB)
430 m.
Rilevamento
Valore medio
parallelo
:
[MPa]
Valore medio
perpendicolare
:
[MPa]
Valore medio
massivo
:
[MPa]
: F
Litotipo
Direz.
W
[ mm]
D
[mm]
q
[ MPa]
P
[MN]
De
[mm]
Is
[MPa]
F
Is50
[MPa]
Note
Gneiss
Granatiferi
M
55
50
20
0.03
59.17
8.24
1.08
8.89
"
M
90
35
17
0.02
63.33
6.11
1.11
6.80
-
"
M
85
40
13
0.02
65.80
4.33
1.13
4.90
-
"
M
65
43
14
0.02
59.65
5.68
1.08
6.14
-
"
M
65
35
11
0.02
53.82
5.48
1.03
5.66
-
"
M
75
40
11
0.02
61.80
4.15
1.10
4.57
-
"
M
40
40
9
0.01
45.14
6.37
0.95
6.09
-
"
M
80
40
4
0.01
63.83
1.42
1.12
1.58
rottura su superf.
preesistenti
"
M
40
30
11
0.02
39.09
10.39
0.90
9.30
-
"
M
45
35
11
0.02
44.78
7.91
0.95
7.53
-
-
Note :
Allegato 3
Reticoli di
Schmidt
Allegato 4
Valori ottenuti
dalle prove di
laboratorio

POLITECNICO DI TORINO

Transcript

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