gds numero 3 anno 2012 - Ordine Regionale dei Geologi di Sicilia

Geologi di Sicilia - Bollettino dell’Ordine dei Geologi di Sicilia
Anno XX - n. 3
Luglio-Settembre 2012
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SOMMARIO
2 Editoriale / Pillole di ottimismo
contro la crisi economica
di Emanuele Doria
3-23 Applicazione di metodi probabilistici
per la valutazione della stabilità di un pendio
in argilla: il metodo Monte Carlo
di Orazio Barbagallo
24-31 Un metodo statistico per la valutazione
della resistenza alla compressione uniassiale
di rocce carbonatiche tramite prove con il Martello
di Schmidt eseguite su campioni di carote
di Giovanni Bruno, Giovanni Vessia, Luigi Bobbo
32-33 Convegno / Patrimonio geologico italiano:
dalla conoscenza alla valorizzazione
di Ester Tigano
Comunicato agli iscritti
34 Province / Intervista a Calogero Firetto
Sindaco di Porto Empedocle (AG)
a cura di Carlo Cassaniti
35-39 Il Portale dei Geologi di Sicilia
di Roberto Torre
40 Recensioni / Abbiamo letto per voi
a cura di Pietro Todaro
La copertina:
I partecipanti al corso
APC sui rischi di cantiere
(Coordinatori della
sicurezza), tenutosi
a Bagheria e organizzato
da ITALFERR e ORGS,
in visita alla galleria sotto
l’autostrada nel tratto
del raddoppio del Nodo
ferroviario Palermo-Carini.
(Foto E. Doria)

L’EDITORIALE
di Emanuele Doria
PILLOLE DI OTTIMISMO
CONTRO LA CRISI ECONOMICA
Care Colleghe e cari Colleghi
Ci avviamo verso la fine di un anno sicuramente
difficile per tutto il paese e maggiormente per i lavoratori
autonomi. Sembra tuttavia passato il vento di
tempesta che ha spirato contro le professioni ed in
particolar modo contro quelle tecniche e si comincia
ad intravedere non dico uno spiraglio di luce, ma un
mare più calmo su cui ricominciare a lavorare alla
luce delle regole nuove che dovremo assimilare. Anzitutto
l’uscita del Decreto del Ministero di Giustizia
140/2012 “Regolamento recante la determinazione dei
parametri per la liquidazione da parte di un organo
giurisdizionale dei compensi per le professioni...”,
primo passo per la sostituzione delle tariffe abrogate
e che vede per i geologi un aumento delle parcelle
dei contenziosi giudiziari rispetto al tariffario del
1996. Dobbiamo ancora attendere l’emanazione del
decreto del Ministero delle Infrastrutture per la definizione
dei compensi da porre a base di gara per le
opere pubbliche e l’iter gattopardesco sarà alla fine
completo. Di più ampio respiro sicuramente il Decreto
del Presidente della Repubblica 137/2012 “Regolamento
recante riforma degli ordinamenti professionali...”
che ha visto stavolta un’attiva concertazione
con i Consigli Nazionali di tutte le professioni, ed
introduce sostanziali novità che riguardano il tirocinio,
l’assicurazione professionale e la formazione
obbligatoria, ma questa per i geologi era già un obbligo
deontologico, ed i consigli di disciplina che svincoleranno
i consigli degli ordini dall’adozione dei procedimenti
disciplinari nei confronti degli iscritti. Gli
effetti di tale riforma, soprattutto nei rapporti con la
clientela privata, con la quale scatta l’obbligo del preventivo
scritto e della definizione della prestazione,
potremo valutarli non appena tutte le norme andranno
a regime, sicuramente possiamo però già affermare
che i costi di gestione di un’attività professionale
sicuramente lievitano anche se l’assicurazione obbligatoria
partirà dall’agosto 2013, consentendo ai Consigli
Nazionali di concludere convenzioni vantaggiose.
Ma al di là dei costi quello che si fa strada, e non
va guardato in maniera del tutto negativa, è il concetto
di responsabilità professionale a cui i tecnici professionisti
sono esposti, e che spesso viene sottovalutato
in particolare dalla nostra categoria. Le nuove
normative limitano di molto il significato della “sorpresa
geologica” e diventa compito del geologo dimostrare
che è stato fatto tutto il possibile per evitare
“l’imprevisto” e non per negligenza o incompetenza,
con le ripercussioni civili o penali del caso. L’aumento
dei costi per l’attività e maggiori responsabilità professionali
dovrebbero tradursi in un aumento medio
sia del livello che del costo delle prestazioni del geologo,
almeno secondo le tradizionali leggi di mercato,
ponendo fine alla stagione dei saldi.
Passando alla situazione regionale, nell’ultimo
periodo della legislatura del Governo Lombardo, l’attività
dell’Ordine ha conseguito importanti risultati per
la categoria, dalla approvazione della legge regionale
n° 25/2012 sui geositi con il relativo decreto attuativo,
che vede un rappresentante dell’Ordine all’interno
della Commissione tecnico-scientifica, alla definizione
del regolamento interassessoriale per le guide
naturalistiche, alla recentissima pubblicazione in gazzetta
del disciplinare tipo per il conferimento dell’incarico
per lo studio geologico nell’ambito del decreto
per l’attuazione dell’art. 12 della L.R. 12/2011
(l’Albo unico regionale) ed in questo contesto tutti gli
schemi di disciplinare presenti contengono la norma
sulla legalità fortemente voluta dal Consiglio. Ultima,
ma solo in ordine cronologico, la pubblicazione nella
stessa Gazzetta del 2 novembre della Circolare ARTA
57027/2012 che abroga e sostituisce la Circolare
2222/95 e che consentirà la redazione di studi geologici
a supporto di strumenti urbanistici in linea con le
nuove normative e che vede nella informatizzazione
e georeferenziazione del dato e nel recepimento dei
metodi della microzonazione sismica i suoi principali
punti di forza. La legislatura del Governo Lombardo
si è conclusa tra mille polemiche; quello che è
certo è la situazione drammatica in cui versa soprattutto
il settore dell’edilizia, con centinaia di imprese
e professionisti creditori verso le pubbliche amministrazioni
le quali o sono bloccate dalla mancata regionalizzazione
del Patto di Stabilità o dalla mancanza
di liquidità per non aver ricevuto i trasferimenti attesi.
Al neo Presidente Crocetta ed alla rinnovata Assemblea
Regionale Siciliana, spetta l’arduo compito di
dare risposte concrete ad una regione allo stremo, i
geologi siciliani ricordano che sono, come sempre
pronti, a fare la loro parte nell’interesse comune.
Con un Cordiale Augurio di buon lavoro
Emanuele Doria
Presidente dell’Ordine Regionale dei Geologi di Sicilia
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APPLICAZIONE DI METODI PROBABILISTICI
PER LA VALUTAZIONE DELLA STABILITÀ
DI UN PENDIO IN ARGILLA: IL METODO MONTE CARLO
Orazio Barbagallo - Geologo, libero professionista
Nel presente lavoro vengono analizzate le condizioni di stabilità di un versante argilloso, ubicato nel comune
di Giardini Naxos (ME), interessato da fenomeni di dissesto. Le caratteristiche geotecniche sono state
RIASSUNTO
analizzate sulla scorta dei risultati di una campagna geologica consistita in perforazioni di sondaggio e misure geofisiche. I dati ottenuti
hanno evidenziato la presenza di una coltre composta da argille sovraconcolidate (OC) ricoprenti un substrato composto da argille normalconsolidate
(NC). I parametri rappresentativi dei terreni sono stati scelti in conformità al DM 14/01/2008, nell’ipotesi di formazione
di una superficie di rottura a carattere progressivo. Le analisi di stabilità sono state condotte lungo una sezione di verifica, prima nel
suo assetto naturale, poi in quello di progetto, sia in condizioni statiche che pseudostatiche. Il calcolo della stabilità è stato realizzato
utilizzando metodologie stocastiche, in particolare è stata applicata la tecnica di simulazione Monte Carlo determinando il fattore di sicurezza
non solo in termini deterministici, ma anche stimando la probabilità di franamento del versante. I risultati ottenuti ci hanno permesso
di vedere che l’accoppiamento delle due tecniche di analisi, deterministica e probabilistica, consente una più precisa valutazione
dell’assetto di un versante, specialmente in presenza di condizioni complesse che rendono problematica ed incerta l’esatta parametrizzazione
dei terreni.
In the present paper we analyze the stability of a clay slope, located in the town of Giardini Naxos (ME),
ABSTRACT
affected by instability phenomena. The geotechnical characteristics have been developed on the basis of the
results of a campaign consisted of geological drillings and geophysical measurements. The results obtained showed the presence of a
blanket consisting of over consolidated clays (OC) coating a substrate composed of normally consolidated clays (NC). The representative
parameters of soils were chosen according to DM 14/01/2008, assuming the formation of a progressive failure surface. The stability
analysis has been carried out evaluating a verification section in its natural arrangement, then in the project arrangement, both under
static and pseudo static condition. The calculation of the stability was achieved using stochastic methods, in particular has been applied
the technique of Monte Carlo simulation by determining the safety factor not only in terms of deterministic analysis, but also estimating
the slips probability of slope. The obtained results allowed us to see that the coupling of deterministic and probabilistic analysis
techniques, allows a more accurate assessment of the attitude of a slope, especially in the presence of complex conditions that make
it difficult and uncertain the exact configuration of the soils.
PREMESSA
Lo studio della stabilità di un pendio richiede la
conoscenza di svariati parametri, rappresentati fondamentalmente
dalle caratteristiche morfologiche del
versante, dall’assetto geo-strutturale e stratigrafico
delle formazioni, dalla resistenza e deformabilità dei
materiali, dalla presenza o meno della falda e delle
sue eventuali escursioni.
I predetti parametri devono riferirsi alla scala del
versante e deve essere conosciuta la loro variazione
nel tempo, operazione quest’ultima spesso molto complessa
poiché l’innesco di un meccanismo d’instabilità
può avvenire per una combinazione di piccole
variazioni dei parametri geomeccanici e piezometrici,
molte volte di difficile valutazione.
Un modo per evitare che le incertezze sui parametri
si riflettano sui risultati ottenuti consiste nell’introdurre
nei calcoli tecniche di tipo stocastico, determinando
non più il fattore di sicurezza di un certo cine matismo,
bensì la probabilità che avvenga una rottura.
Nel presente lavoro viene illustrata l’applicazione
della tecnica di simulazione Monte Carlo, utilizzata
per la valutazione delle condizioni di stabilità di un’area
ubicata nel comune di Giardini Naxos (ME), ove
sorge un camping recentemente interessato da una
serie di dissesti, e le conseguenti strategie di mitigazione
del rischio.
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CARATTERISTICHE GEOLOGICHE
ED INDAGINI ESEGUITE
L’area studiata si pone ad ovest del centro abitato
di Giardini Naxos, lungo un versante caratterizzato
dalla presenza di sedimenti clastici sciolti assimilabili,
sia per composizione granulometrica che per caratteristiche
mineralogiche, alle argille e argille marnose
grigio-brune con livelli sabbiosi, della Formazione
di S. Pier Niceto.
Per la redazione dello studio geologico-tecnico è
stata eseguita una campagna d’indagini geognostiche
consistita in 6 perforazioni meccaniche, realizzate con
la tecnica del recupero del carotaggio per tutto lo spessore
indagato, 4 stese di sismica a rifrazione e 3 misure
Masw-Remi.
Nel corso delle perforazioni meccaniche sono stati
raccolti alcuni campioni di tipo Q2 (semidisturbati) e
Q1 (indisturbati), in seguito avviati presso un laboratorio
geotecnico ufficiale ove sono stati sottoposti ad
analisi per la determinazione delle principali caratteristiche
fisiche, granulometriche, di consistenza e di
taglio. Si è potuto così accertare che nell’area di stretto
interesse progettuale la porzione corticale è costituita
da argille e limi più o meno sabbiosi di colore
da giallastro a grigio piombo, cui seguono verso il
basso argille scagliettate consistenti, di colore grigioazzurro.
3

Figura 1 - Frana di scorrimento traslazionale.
Figura 2 - Frana di scorrimento rotazionale - nicchia di distacco.
Figura 3 - Frana di scorrimento
rotazionale - nicchia di distacco.
In tre delle perforazioni realizzate (S4, S5 ed S6)
sono stati installati piezometri microfessurati a tubo
aperto, sui quali sono state eseguite delle misure periodiche
per definire le oscillazioni della falda.
DISSESTI INDIVIDUATI
NELL’AREA IN STUDIO
La zona esaminata resta ubicata su di un territorio
prevalentemente caratterizzato dalla presenza di rilievi
collinari con versanti ad andamento morfologico
più o meno blando e diversi ordini di terrazzi marini.
Essa si pone tra le quote 14 e 80 m slm, lungo un
pendio degradante verso sud-est con un’acclività
media del 30% circa, sistemato a terrazzi. Lungo il
suo sviluppo si riscontrano fenomeni erosivi dovuti
all’azione delle acque di ruscellamento e movimenti
gravitativi di massa associabili a dissesti di limitata
estensione che coinvolgono prevalentemente i terreni
di copertura, rappresentando l’elemento morfologico
più importante, capace di condizionare lo sviluppo e
l’evoluzione del versante.
Nel complesso i dissesti riscontrati sono assimilabili
sia a frane attive di scorrimento traslazionale a
movimento “singolo”, distribuzione di attività “retrogressiva”,
scala d’intensità moderata e movimento di
tipo rapido, sia a frane di scorrimento rotazionale, con
stato di attività da “sospeso” ad “attivo”, movimento
“singolo”, distribuzione di attività “retrogressiva” ed
intensità “moderata”. I volumi coinvolti variano da
12.000 m a 1600 m facendo così rientrare i dissesti,
secondo la scala d’intensità delle frane basata sulla
massa spostata (Fell 1994), tra le frane da “piccole”
a “molto piccole”.
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MODELLAZIONE GEOLOGICA
E GEOTECNICA
Nelle NTC 14/01/2008 un aspetto molto importante
da tenere in debito riguardo è dato dal cosiddetto
modello geologico dei terreni. La modellazione geologica
del sito consiste nella ricostruzione dei caratteri
litologici, stratigrafici, strutturali, idrogeologici,
geomorfologici e, più in generale, di pericolosità geologica
del territorio, tale da costituire un modello di
riferimento nella definizione degli interventi di modifica
del territorio, o di mitigazione e di salvaguardia
da determinati rischi. Nella fattispecie, ci siamo avvalsi
dei dati scaturiti dal rilievo di superficie e dalle
indagini geognostiche. I risultati ottenuti sono stati sintetizzati
in due sezioni stratigrafiche che tagliano il
versante in direzione NNE-SSW (Sezione A-A) e NE-
SW (Sezione G-G) (Cfr. Fig. 4).
In esse s’individua la presenza di un mantello di
terreni di copertura, caratterizzato da spessore massimo
valutabile intorno ai 6 m, composto da prevalenti
argille e limi con minori percentuali di sabbia in
depositi di colore dal giallastro al grigio piombo, in
assetto caotico, da plastici a mediamente consistenti,
spesso degradati nella porzione più superficiale (0,5
– 1 m) a suolo agrario.
Al di sotto del mantello di copertura segue un orizzonte
(terreni di substrato), individuato anche in base
ai risultati delle indagini geofisiche, dato da materiale
clastico fine, di colore grigio-azzurro ed aspetto consistente
e scagliettato, caratterizzato, come i terreni di
copertura, da limi e argille, con minori percentuali di
sabbia. Nelle perforazioni S4, S5 ed S6 si è osservato
un livello di falda che scorre lungo il contatto tra
i terreni di copertura ed il substrato argilloso.
Una volta determinato il modello geologico, si è
proceduto alla definizione del modello geotecnico dei
terreni che ricalca abbastanza fedelmente la ricostruzione
stratigrafica fornita nella figura 4. In esso, infatti,
si riscontra la presenza dei materiali di copertura
dati da limi e argille di colore giallastro a comportamento
pseudocoerente (Orizzonte TC), cui seguono
verso il basso, almeno per il volume geotecnicamente
significativo, i terreni di substrato, dati da prevalenti
limi e argille, consistenti e scagliettate, di colore
grigio-azzurro, con minori percentuali di sabbia, a
comportamento prevalentemente pseudocoerente
(Orizzonte TS).
CARATTERISTICHE GEOTECNICHE
DEI MATERIALI
Terreni di copertura (Orizzonte TC)
I terreni di copertura della sequenza prima descritta
sono rappresentati dai sedimenti clastici sciolti,
degradati a suolo agrario nelle porzioni più superficiali,
che ricoprono a mantello l’intera area in studio.
Secondo la classifica di Casagrande essi rientrano nei
campi CH (S4-C1, S2-C2 e S3-C1), CL (S5-C1 e S4-
C2) MH (S1-C1) e ML (S6-C1).
Per la determinazione dei parametri di resistenza
al taglio dei materiali sono state eseguite due prove
di resistenza ELL e 6 prove di taglio diretto i cui risultati
sono riportati nella tabella 1.
Tabella 1 – Caratteristiche di resistenza al taglio (Orizzonte TC)
E.L.L.
Taglio Diretto
Sigla Camp. Cu (kPa) C’(kPa) ϕ’
S1-C1 — 3,1 20,4
S2-C2 174,19 2,6 22,1
S3-C1 60,82 47,7 19,4
S4-C2 — 27,5 24,4
S5-C1 — 49,9 15,7
S6-C1 — 12,1 24,3
Per definire le caratteristiche di consolidazione
dei materiali sono state eseguite due prove edometriche
sui campioni S1-C1 e S5-C1, raccolti rispettivamente
alle profondità di m 3,0-3,5 e 3,0-3,27 m
dal piano campagna. Sui suddetti campioni si è inoltre
eseguita la determinazione sperimentale della
pressione di consolidamento con la procedura di
Casagrande e valutati: il coefficiente di compressibilità
a v ; il coefficiente di compressibilità di volume
m v ; il modulo edometrico E’ e l’indice di compressibilità
Cc. I risultati ottenuti sono riportati nella
tabella 2
Tab. 2 – Risultati prove edometriche Orizzonte TC
campione OCR a v (cm 2 /KPa) m v (cm 2 /kPa) E’ (kPa) Cc
S1-C1 6,26 0,00016 0,00009 10697 0,13753
S5-C1 3,79 0,00028 0,00018 5512 0,24549
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Figura 4 - Modellazione geologica.
Figura 5 - Sezioni geotecniche.
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Terreni di substrato (Orizzonte TS)
I terreni di substrato della sequenza prima descritta
sono rappresentati da sedimenti clastici sciolti, dati
prevalentemente da limo con argilla, con minore contenuto
di sabbia, in ammassi consistenti e scagliettati,
di colore grigio-azzurro. Secondo la classifica di
Casagrande i campioni rappresentativi dei terreni di
substrato rientrano nei campi CH (S4-C3, S5-C2 e
S6-C2) e CL (S1-C1).
Per la determinazione dei parametri di resistenza
al taglio dei materiali è stata eseguita una prova di
Espansione Laterale Libera (ELL) e tre prove di taglio
del tipo CU+U (Cfr. Tab. 3).
Figura 6 - Carta di plasticità di Casagrande.
Tabella 3 – Caratteristiche di resistenza al taglio (Orizzonte TS)
E.L.L. Taglio Diretto Prove triassiali CIU Prove triassiali CIU + U
Sigla Camp. Cu (kPa) C’(kPa) ϕ’ Cu (kPa) ϕu C’ (kPa) ϕ’
S1-C2 — — — 44,9 14,6 — 23,7
S4-C3 — — — 56,8 16,3 — 26,9
S5-C2 — — — 30,1 15,8 — 27,0
S6-C2 111,14 — — — — — - -
Le caratteristiche di consolidazione dei materiali di
substrato sono state ricavate da due prove edometriche
sui campioni S1-C2 (prof. 9,5-10,0) e S5-C2 (prof. 6,0-
6,35). I risultati ottenuti sono riportati nella tabella 4.
Tab. 4 – Risultati prove edometriche Orizzonte TS
campione OCR a v (cm 2 /KPa) m v (cm 2 /kPa) E’ (kPa) Cc
S1-C2 1,01 0,00031 0,00019 5320 0,19300
S5-C2 1,04 0,00038 0,00026 3875 0,13852
È interessante notare che i campioni di terreno raccolti
più in superficie (Orizzonte TC - prof. max 3-
3,5 m) risultano sovraconsolidati, con valori di OCR
pari a 3,79 (Campione S5-C1) e 6,26 (Campione S1-
C1), mentre i campioni raccolti nell’orizzonte profondo
(Orizzonte TS) sono normalconsolidati (OCR =
1,01 e OCR = 1,04).
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Ciò potrebbe fare supporre che il fenomeno di
sovraconsolidazione possa essere legato a processi
di disseccamento del terreno con variazioni stagionali
del livello di falda che hanno prodotto fenomeni
di carico e scarico sui materiali, con fatica ciclica
e conseguente aumento del grado di preconsolidazione.
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PARAMETRI CARATTERISTICI
E DI PROGETTO DEI TERRENI
La normativa sulle costruzioni (Decreto 14-01-
2008), in conformità ai principi della progettazione
prestazionale delle opere, impone che le verifiche
siano condotte mediante il metodo dei coefficienti parziali
di sicurezza, da applicare ai materiali ed ai terreni,
distinguendo per quest’ultimi i valori caratteristici
da quelli di progetto.
Determinazione valori caratteristici
Per la determinazione dei valori caratteristici degli
orizzonti stratigrafici, avendo a disposizione un numero
di campioni limitato, piuttosto che fare riferimento
ad una distribuzione di tipo gaussiano, abbiamo preferito
eseguire il calcolo applicando un approccio
semiprobabilistico di tipo bayesiano, secondo quanto
suggerito da Cherubini e Orr.
La formula applicata è la seguente:
⎛ CV ⎞
xk = xm i −
⎝
⎜1
⎠
⎟
2
dove:
xm = valore medio
CV = coefficiente di variazione
La determinazione dei parametri xm e CV dipende
dal numero di dati a disposizione.
Orizzonte TC
L’orizzonte (TC) è composto da sedimenti clastici
sciolti a matrice limo-argillosa con una frazione sabbiosa
che va da zero fino ad un valore massimo, pari
al 21% circa, nel campione S5-C1. Si tratta di materiali
fini con un indice di plasticità pari a 35 14, e
indice di consistenza di 1,06 0,29. In considerazione
delle loro caratteristiche sono stati assimilati ad
argille sovraconsolidate (OC) a comportamento pseudocoerente.
Resistenza al taglio in condizioni UU
c
u =
⎛
− ⎞
117 51 kPa
⎝
⎜1 068 ,
, i
⎠
⎟ = 77, 56 ( );
2
ϕ u = 0°;
Resistenza al taglio in condizioni CD
Per la determinazione della resistenza in condizioni
consolidate drenate si è preferito fare una
distinzione tra i campioni raccolti nei sondaggi S1,
S2 e S3, ritenuti rappresentativi dell’orizzonte TC,
relativamente alla zona ove ricade la sezione A, ed
i campioni raccolti nei sondaggi S4, S5 e S6 ritenuti
rappresentativi dell’orizzonte TC nella zona ove
ricade la sezione G. Trattandosi di argille OC i parametri
di taglio vengono rappresentati da una resistenza
per coesione ed una d’attrito. L’applicazione della
formula di Cherubini e Orr ha portato ai seguenti
risultati:
Zona Sezione A
⎛ , ⎞
c' = 17,
80 i − ( kPa);
⎝
⎜1 1 450 ⎠
⎟ = 5
2
⎛ , ⎞
ϕ ' = 20,
63 i −
();
⎝
⎜1 016 ⎠
⎟ = 20 °
2
Figura 7 - Carta di plasticità Orizzonte TS.
8
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Figura 8 - Valori di ϕ’ in funzione di PI per argille NC.
Zona Sezione G
⎛ , ⎞
c' = 29,
8 i −
( kPa);
⎝
⎜1 064 ⎠
⎟ = 20
2
⎛ , ⎞
ϕ ' = 21,
45 i − ();
⎝
⎜1 023 ⎠
⎟ = 19 °
2
Orizzonte TS
L’orizzonte (TS) è composto da sedimenti clastici
sciolti a matrice limo-argillosa con minori percentuali
di sabbia. Si tratta di materiali fini con un indice
di plasticità pari a 41 8, e indice di consistenza di
1,11 0,15. In considerazione delle loro caratteristiche
sono stati assimilati ad argille NC a comportamento
pseudocoerente.
Resistenza al taglio in condizioni UU
c = ⎛
− ⎞
u
117 51 kPa
⎝
⎜1 068 ,
, i
⎠
⎟ = 77, 56 ( );
2
ϕ u = 0°;
Resistenza al taglio in condizioni CD
I parametri di resistenza al taglio in condizioni consolidate
non drenate fanno riferimento ai valori medi
dei risultati delle prove CIU + U eseguite sui campioni
S1-C2, S4-C3 e S5-C2. Trattandosi di argille
NC i parametri non drenati (breve termine) vengono
rappresentati da una resistenza per coesione ed una
d’attrito, mentre quelli drenati (lungo termine) sono
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descritti solamente dalla resistenza d’attrito. I valori
ottenuti sono i seguenti:
Calcolo valore c u e ϕ u
c
u
=
Calcolo valore ϕ’
⎛ ⎞
47 36 −
kPa
⎝
⎜1 031 ,
, i
⎠
⎟ = 40, 1 ( );
2
⎛ ⎞
ϕ u
= 15 6 −
⎝
⎜1 006 ,
, i
⎠
⎟ = 15, 2°
;
2
⎛ , ⎞
ϕ ' = 25,
9 i − , ;
⎝
⎜1 007 ⎠
⎟ = 24 9°
2
Il valore di ϕ’ ottenuto per le argille NC del substrato,
risulta peraltro abbastanza in linea rispetto alla
correlazione fornita da Jamiolkowsky et alii riportata
nella figura 8. Infatti applicando il valore medio di PI
ottenuto dalle analisi (41%) si ottiene un valore minimo
di ϕ’ di 24,5° che ben corrisponde al valore ricavato
dai nostri calcoli (24,9°).
Valori di progetto
Una volta valutati i parametri caratteristici dei terreni
si possono calcolare i parametri di progetto, procedendo
in modo analitico ossia facendo riferimento ai
parametri geotecnici di resistenza già ricavati, divisi per
i coefficienti parziali M2 specificati nel DM 14/01/2008.
I dati conseguiti sono riportati nelle tabelle 5 e 6.
9

Tabella 5 - caratteristiche geotecniche orizzonte TC
Descrizione:
Terreni clastici a giacitura caotica a composizione limo-argillosa
con percentuali variabili di sabbia
CARATTERISTICHE FISICHE
peso di volume: 19,56 (kN/m 3 );
Parametri di taglio da prove UU – (tensioni totali)
Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 77,6 (kPa); M2 = 1,40 55 (kPa);
angolo d’attrito: 0°; 0°;
Parametri di taglio CD – (tensioni efficaci)
zona sezione A Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 5,0 (kPa); M2 = 1,25 4 (kPa);
angolo d’attrito: 20°; M2 = 1,25 16,2;
Parametri di taglio CD – (tensioni efficaci)
zona sezione G Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 20,0 (kPa); M2 = 1,25 16 (kPa);
angolo d’attrito: 19,0;° M2 = 1,25 15,4;
Tabella 6 - caratteristiche geotecniche orizzonte TS
Descrizione:
Terreni clastici consistenti e scagliettati a composizioni argilloso-limosa
con percentuali variabili di sabbia
CARATTERISTICHE FISICHE
peso di volume: 20 (kN/m 3 );
Parametri di taglio da prove UU – (tensioni totali)
Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 112,4 (kPa); M2 = 1,40 80 (kPa);
angolo d’attrito: 0°; 0°;
Parametri di taglio CIU – (tensioni totali)
Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 40 (kPa); M2 = 1,40 28,6 (kPa);
angolo d’attrito: 15°; M2 = 1,25 12,1;
Parametri di taglio CIU + U – (tensioni efficaci)
Valori Caratteristici Coeff. parziale Valori Progetto
coesione: 0 (kPa); M2 = 1,25 0 (kPa);
angolo d’attrito: 25°; M2 = 1,25 20,5°;
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PARAMETRI SISMICI DEL SITO
I parametri sismici relativi all’area in oggetto sono riportati nelle tabelle 7 e 8.
Tabella 7 - Sito di Progetto - Parametri strutture
Latitudine (WGS84) Lat 37,833639
Longitudine (WGS84) Lon 15,266536
Latitudine (ED50) Lat 37,834690
Longitudine (ED50) Lon 15,267349
Classe d’Uso
II
Vita nominale V N 50
Coefficiente d’uso C U 1,0
Periodo di riferimento per l’azione sismica V R V R =V N *C U = 50*1,0=50
Tab. 8 - Parametri sismici
Stato limite Prob. Superamento TR (anni) ag (g) F 0 T*C (s)
SLO 81% 30 0,070 2,506 0,255
SLD 63% 50 0,087 2,486 0,272
SLV 10% 475 0,215 2,498 0,340
SLC 5% 975 0,282 2,535 0,360
Effetti legati al sito di progetto
I dati prima forniti si riferiscono ad un sito di riferimento
rigido ed orizzontale, che non tiene conto
delle condizioni morfologiche e geologiche locali, che
possono portare a modificazioni del segnale sismico
in arrivo. Per tenere conto di ciò i valori di accelerazione
devono essere corretti in funzione del coefficiente
di amplificazione Stratigrafica e di quello
Topografico.
Nella fattispecie per la determinazione della categoria
di sottosuolo, nell’ambito della campagna di
indagini, sono state programmate ed eseguite tre misure
del tipo Masw-ReMi sviluppate sullo stesso array.
I dati ottenuti con le prove Masw-Remi indicano la
presenza nel sottosuolo di litotipi con valori di Vs
compresi tra 301 e 354 m/sec, ovvero terreni ricadenti
nella tipologia C.
Per ciò che concerne il coefficiente di amplificazione
topografica S T è stato applicato un valore pari
a 1,2 corrispondente a pendii con inclinazione media
superiore a 15°.
ll coefficiente S che tiene conto della categoria di
sottosuolo e delle condizioni topografiche, viene calcolato
mediante la seguente relazione:
S = S s * S T
I valori di S S , S T e C C ottenuti per il sito in studio
sono riportati nella tabella 9:
Tabella 9 - Coefficienti sismici
Cat. suolo St. limite Ss: Cc: St:
C SLO: 1,50 1,65 1,2
C SLD: 1,50 1,61 1,2
C SLV: 1,38 1,50 1,2
C SLC: 1,27 1,47 1,2
Il valore dell’accelerazione massima a max può essere
ricavato dalla relazione
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a max = S • ag = S S • S T • ag;
Oltre al calcolo dell’accelerazione massima si è eseguito
il calcolo dell’Intensità sismica, a partire dalla massima
accelerazione al suolo, utilizzando la scala di intensità
modificata di Mercalli (Trifunac e Brady, 1975).
11

I corrispondenti valori di a max e Mmi in funzione dei differenti Stati Limite, sono riportati nella tabella 10,
dove l’accelerazione massima è fornita in cm/sec 2 .
Tabella 10 - Calcolo amax (cm/sec 2 ) -Giardini Camping Maretna Lat. 37,833639°, Long. 15,266536°
Stato limite ag/g ag (cm/sec 2 ) SS ST ag/g max ag max (cm/sec 2 ) Mmi
SLO 0,07 68,60 1,5 1,2 0,13 123,480 6,9
SLD 0,087 85,26 1,5 1,2 0,16 153,468 7,2
SLV 0,215 210,70 1,38 1,2 0,36 348,919 8,4
SLC 0,282 276,36 1,27 1,2 0,43 421,173 8,7
Nell’ipotesi di eseguire analisi semplificate per via
pseudostatica, nei casi in cui tale approccio è consentito
dal D.M. 14/10/08, l’azione sismica è schematizzabile
come un insieme di forze statiche orizzontali e verticali
rappresentative delle forze inerziali prodotte dal passaggio
delle onde sismiche nel terreno, date dal prodotto delle
forze di gravità per un coefficiente di accelerazione sismica
orizzontale Kh ed un coefficiente di accelerazione
sismica verticale kv espressi dalle seguenti relazioni:
Kh = β (amax/g)
Kv = ± 0,5 Kh
dove:
β
a max
g
= coefficiente di riduzione dell’accelerazione
massima attesa al sito, funzione della tipologia
di opera, della categoria del suolo di
fondazione e del valore di ag atteso.
= accelerazione massima attesa al sito
= accelerazione di gravità.
I coefficienti di accelerazione sismica così calcolati
vengono riportati nella tabella 11.
TAB. 11 - COEFFICIENTI DI ACCELERAZIONE SISMICA
Stato limite Beta amax amax/g Kh Kv
SLO 0,20 1,233 0,126 0,025 0,013
SLD 0,20 1,540 0,1571 0,031 0,016
SLV 0,28 3,489 0,356 0,098 0,049
SLC 0,28 4,210 0,430 0,120 0,060
SCELTA DEI PARAMETRI DA ADOTTARE
PER LE VERIFICHE DI STABILITÀ
In relazione agli eventi franosi avvenuti in passato
nella fascia di terreni ove sorge il camping, prima
di progettare gli interventi di consolidamento dei versanti,
si è proceduto ad uno studio accurato delle condizioni
di stabilità dei pendii e delle cause che hanno
prodotto i fenomeni franosi. A tale scopo è stata eseguita
una verifica in corrispondenza della sezione G-
G ove si è riscontrato un dissesto che si estende al di
là del confine del camping che ha già coinvolto alcune
strutture limitrofe e minaccia un’abitazione che
sorge a monte.
Secondo le NTC 2008, il livello di sicurezza di un
versante è espresso, in generale, come rapporto tra
resistenza al taglio disponibile, presa con il suo valore
caratteristico, e lo sforzo di taglio mobilizzato lungo
la superficie di scorrimento effettiva o potenziale.
Fs = ts/ tm
dove:
τs - resistenza al taglio disponibile valutata con parametri
caratteristici;
τm sforzo di taglio mobilizzato lungo la superficie
di scorrimento (effettiva o potenziale) sotto l’azione
dei carichi.
Il grado di sicurezza ritenuto accettabile dal progettista
deve essere giustificato sulla base del livello
di conoscenze raggiunto, dell’affidabilità dei dati disponibili
e del modello di calcolo adottato in relazione
alla complessità geologica e geotecnica, nonché
sulla base delle conseguenze di un’eventuale frana.
Abbiamo detto che le argille corrispondenti ai terreni
di copertura (Orizzonte TC) risultano sovraconsolidate.
Tali materiali, quando sottoposti a prove di
taglio, all’aumentare della deformazione evidenziano
un conseguente aumento della resistenza al taglio fino
ad un preciso limite, corrispondente alla resistenza al
taglio di picco (ϕ p ).
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Se la prova viene continuata, all’aumentare della
deformazione, la resistenza dell’argilla diminuisce.
Tale comportamento rammollente continua fino a
quando non si raggiunge una resistenza ultima che
rimane costante, chiamata resistenza residua, espressa
dall’equazione di Coulomb-Terzaghi:
s r = c’ r + σ’ = tan ϕ’ r ;
dove c’ r è molto piccolo, praticamente nullo. In altre
parole al passaggio tra la resistenza di picco e quella
residua l’intercetta della coesione scompare completamente.
Secondo Skempton il comportamento di un’argilla
OC alla rottura dipende dal raggiungimento dello
stato critico. In particolare lo stato critico corrisponde
alla resistenza di un’argilla NC e, per definizione,
il contenuto d’acqua in questo stato è uguale a quello
finale ottenuto da un’argilla OC a causa dell’aumento
di volume (dilatanza) avvenuto durante l’applicazione
dello sforzo di taglio.
Un comportamento rammollente come quello prima
descritto, ha come conseguenza pratica la difficoltà di
stabilire il valore dei parametri di resistenza che
governano l’equilibrio di un pendio naturale, specialmente
nel caso di argille OC.
La distribuzione degli sforzi di taglio lungo la
potenziale superficie di rottura risulta infatti più o
meno marcatamente variabile, per cui ne deriva che
inizialmente la resistenza al taglio viene raggiunta in
alcuni punti prima che in altri. Col procedere delle
deformazioni nel tempo, in questi stessi punti si verifica
un decadimento della resistenza verso valori residui,
con conseguente trasferimento degli sforzi in zone
adiacenti che, a loro volta, giungono così a rottura.
Tale graduale propagazione della rottura della
massa di terreno è definita rottura progressiva. Le
cause più probabili che innescano queste rotture locali
sono date da:
a) aumento di carico sul pendio, conseguente ad
opere di costruzione;
b) aumento del peso specifico per imbibizione
d’acqua o per variazione del livello di falda;
c) diminuzione delle forze suborizzontali stabilizzanti,
per opere di scavo;
d) effetto di fatica del terreno.
Secondo Maugeri (1975) rotture locali che interessano
una zona abbastanza ampia di terreno si hanno o
quando la riduzione della resistenza dal valore di picco
a quella residua è significativa (come nel caso di argille
OC) o quando la deformabilità del materiale è sufficientemente
elevata. In tali casi le rotture locali finiscono
per interessare vari punti, ovvero si ha la
formazione di una superficie di taglio che, nel caso bidimensionale,
può essere ricondotta per semplicità ad una
linea. Lungo tale linea è errato pensare di attribuire una
resistenza al taglio uniforme e pari a quella di picco
(operazione che sarebbe a svantaggio della stabilità),
oppure alla resistenza residua che sarebbe si a vantaggio
della sicurezza, ma che rappresenterebbe una condizione
troppo conservativa. In effetti lungo la superficie
di rottura si ha una variazione della resistenza al
taglio e ciò in un calcolo all’equilibrio limite ha una
sensibile influenza sul valore del carico di rottura.
Nella figura 9 vengono riportate alcune distribuzioni
di resistenza variabile lungo la linea di rottura
ipotizzate da Bishop (1971), che partono dalla resistenza
di picco a) fino alla resistenza residua d), con
due condizioni intermedie b) e c).
Figura 9 - Meccanismi di rottura progressiva.
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Un indice della pericolosità potenziale del fenomeno
della rottura progressiva si ha confrontando le situazioni
estreme di figura 9. L’errore che si commette
nel valutare il coefficiente di sicurezza Fs fu chiamato
da Bishop (1967) indice di fragilità, ed assume la
seguente espressione:
p r
I B
= τ – τ
τ
Per valori di I B < 20% si fa ricorso allo schema
di calcolo di figura 9-a (Parametri di picco e assenza
di fenomeni di rottura progressiva), per valori di
I B > 80% si fa ricorso al caso 9-d (Parametri di taglio
residui). Per valori intermedi si può fare ricorso agli
schemi delle figure 9-b e 9-c.
La difficoltà di realizzazione di prove di laboratorio
atte a determinare la resistenza di taglio residua e
la conclamata rilevanza dei fenomeni di rottura progressiva
in molti pendii, ha spinto numerosi ricercatori
a fornire ai progettisti semplici strumenti di correlazione
tra parametri del terreno, di facile
misurabilità, ed i valori di τ p e τ r .
Pur considerando che tali correlazioni si possono
prestare ad incertezze, di seguito vengono fornite, con
valore puramente indicativo, alcune delle principali
correlazioni applicate ai terreni in esame.
Correlazione contenuto d’argilla
ed angolo d’attrito residuo
Skempton nel 1964 evidenziò che l’angolo d’attrito
residuo dipende dalla natura delle particelle argillose
ed in particolare dalla loro dimensione e forma.
Successivamente, nel 1985, mise a punto un abaco
che metteva in relazione i valori di ϕ’ r mobilizzati in
sito in funzione del contenuto d’argilla di un sedimento.
Nella fattispecie per i terreni sotto osservazione,
in relazione ai risultati delle analisi granulometriche
abbiamo considerato un valore medio del contenuto
d’argilla del 45%, si è ottenuto così un valore di ϕ’ r
medio pari a 16,5° (Cfr fig. 10).
p
Figura 10 - Correlazione contenuto argilla e ϕr.
Figura 11 - Correlazione PI- ϕr (Lupini et alii).
Correlazione tra IP e l’angolo d’attrito residuo
Altri autori come Lupini et alii e Voight hanno messo
in relazione il valore dell’angolo d’attrito residuo con
il valore dell’indice di plasticità di terreni argillosi. Essi
si basano sui risultati di numerose prove effettuate su
argille in diverse parti del mondo. In particolare l’applicazione
del metodo di Lupini et alii, considerato un
valore medio dell’indice di plasticità dei terreni pari a
35, fornisce un angolo d’attrito residuo oscillante tra 8
e 19 gradi con una media di 13,5° (Cfr. Fig 11), viceversa
l’applicazione della correlazione proposta da
Voight fornisce una resistenza residua pari a 0,28 che
corrisponde ad un angolo di 15,6° (Cfr. Fig. 12).
Figura 12 - Correlazione IP resistenza residua (Voight 1973).
In relazione ai risultati ottenuti, per i terreni in studio
possiamo considerare angoli d’attrito residuo oscillanti
tra 13,5°, valore ottenuto con la correlazione di
Lupini et alii, e 16,5°, ottenuto con la correlazione di
Skempton.
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Parametri di resistenza adottati
In funzione dei parametri di resistenza di picco
scaturiti dalle prove di taglio eseguite ed a quelli
di resistenza residua ipotizzati attraverso le correlazioni
prima riportate, per i terreni di copertura
(Orizzonte TC) abbiamo calcolato un indice di fragilità
pari a:
I B = 59,8%;
ovvero una condizione intermedia tra lo schema a e
lo schema d della figura 9.
In queste condizioni, secondo Bishop et alii
(1971) per pendii di altezza limitata il decremento
di resistenza dalle condizioni di picco a quelle residue
può essere ascritto prevalentemente alla diminuzione
della coesione ed in minor misura a quella dell’angolo
d’attrito.
In base a quanto prima esposto, per la verifica della
sezione in studio abbiamo adottato i seguenti parametri:
Terreni di copertura (Orizzonte TC) Sezione G
c’ = 11 kPa;
ϕ’ = 17°;
γ = 19,59 kN/m 3
VERIFICHE PROBABILISTICHE
DI STABILITÀ – METODO MONTE CARLO
Uno dei metodi maggiormente diffusi in letteratura
per il calcolo probabilistico fa riferimento alla tecnica
di simulazione Monte Carlo, facilmente implementabile
nei codici di calcolo automatico.
Con tale tecnica la stima delle Probabilità di Rottura
si articola a partire dalle distribuzioni cumulative
di frequenza F(x i ) delle variabili di base z i (Cfr.
fig. 13) nel seguente modo:
Figura 13 - Distribuzione cumulativa.
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1. Estrazione di un numero casuale R(0,1), compreso
tra 0 e 1 mediante generatori automatici;
2. Assunzione di un valore di F(x i ) pari a R(0,1);
3. Calcolo del valore di z corrispondente a F(x i )
in accordo con la particolare distribuzione
cumulativa;
4. Computo deterministico del fattore di sicurezza
Fs i ;
5. Ripetizione dei punti 1-4 fino alla costruzione
della distribuzione statistica di Fs;
6. valutazione della probabilità di rottura eseguita:
– assumendo una legge di densità per Fs e ricavando
la probabilità che esso sia minore di 1;
– calcolando direttamente il rapporto:
n
P = *
R
n
Dove n* è il numero dei casi con Fs

Tab. 12 - Caratteristiche dei materiali
Distribuzione normale
Coesione = 11 3 (kPa);
Materiale 1 – terreni di copertura
Distribuzione normale
Attrito = 17 2°;
Materiale 2 – terreni di substrato
Distribuzione normale
Coesione = 0;
Distribuzione normale
Attrito Medio = 25 2°
Le analisi in prima istanza, tenuto conto che lo studio
è stato effettuato con lo scopo di accertare le condizioni
che hanno provocato l’instabilizzazione del versante,
sono state eseguite in assenza di spinte sismiche. È
stato invece valutato il contributo dovuto alla falda idrica
ed alle sue escursioni, assimilate anche quest’ultime
ad una variabile indipendente, con distribuzione normale,
oscillante tra un valore minimo (corrispondente allo
scorrimento delle acque lungo il contatto tra i due orizzonti
individuati) ed uno massimo corrispondente alla
totale saturazione dei terreni.
Le successive verifiche sono state eseguite tenendo
conto delle opere di sistemazione del versante sia
in termini statici che pseudostatici, ovvero tenendo
conto delle forze sismiche orizzontali. I parametri
sismici utilizzati sono riportati nella tabella 13:
Tab. 13 - Parametri sismici verifica pseudostatica – Sezione G
Categoria sottosuolo
C
Stato limite
SLV
Accelerazione al suolo (ag) (m/s 2 ) 3.489
Coefficiente di amplificazione per tipo di sottosuolo (Ss) 1.38
Coefficiente di amplificazione topografica (St) 1.2
Coefficiente riduzione (βs) 0.28
Rapporto intensità sismica verticale/orizzontale 0.50
Coefficiente di intensità sismica orizzontale (kh) 0,098
Coefficiente di intensità sismica verticale (kv) 0.049
Coefficiente di sicurezza richiesto 1.10
In definitiva, per la sezione in studio, sono state
valutate le seguenti caratteristiche:
1. pendio nelle condizioni naturali considerando
le escursioni della falda da un valore minimo
ad uno massimo, in assenza di spinte sismiche
(Cfr fig. 14);
2. pendio nelle condizioni di progetto considerando
le escursioni della falda da un valore minimo
ad uno massimo, sia in assenza che in presenza
di spinte sismiche (Cfr fig. 15).
Verifiche eseguite nell’assetto morfologico
naturale in condizioni statiche
La prima verifica effettuata riguarda il pendio nelle
condizioni naturali in assenza di sisma. I risultati ottenuti
sono riportati nelle figure da 16 a 19.
16 3 • 2012 g
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Figura 14 - Configurazione naturale.
Figura 15 - Configurazione di progetto.
Figura 16 - Verifica di Bishop - condizioni naturali.
Figura 17 - Verifica di Spencer - condizioni naturali.
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Figura 18 - Verifica di Lowe-Karafiath - condizioni naturali.
Figura 19 - Verifica di Morgenstern-Price - condizioni naturali.
Risultati analisi deterministiche in condizioni statiche
Metodo: Bishop semplificato
FS: 0.951306
Centro: 95.424, 46.911
Raggio: 27.284
Metodo: Spencer
FS: 0.951478
Centro: 95.424, 46.911
Raggio: 27.284
Metodo: Lowe-Karafiath
FS: 0.960972
Centro: 95.424, 46.911
Raggio: 27.284
Metodo: GLE/Morgenstern-Price
FS: 0.948340
Centro: 95.424, 46.911
Raggio: 27.284
Risultati analisi probabilistiche in condizioni statiche
Dati analisi probabilistica
Metodo di simulazione: Monte-Carlo
Numero di campioni: 1000
Materiale: Materiale 1
Parametro: Coesione
Distribuzione: Normale
Valore minimo: 8 (kPa)
Valore medio: 11 (kPa)
Valore massimo: 14 (kPa)
18
Materiale: Materiale 1
Parametro: Attrito
Distribuzione: Normale
Valore minimo: 15°
Valore medio: 17°
Valore massimo: 19°
Materiale: Materiale 2
Parametro: Attrito
Distribuzione: Normale
Valore minimo: 23°
Valore medio: 25°
Valore massimo: 27°
Metodo: Bishop semplificato
Fattore di sicurezza, deviazione standard: 0.121788
Fattore di sicurezza medio: 0.935704
Fattore di sicurezza minimo: 0.634716
Fattore di sicurezza, massimo: 1.194100
Probabilità di Franamento: 65.000% (= 650 superfici

Method: Lowe-Karafiath
Fattore di sicurezza, deviazione standard: 0.121427
Fattore di sicurezza medio: 0.945556
Fattore di sicurezza, minimo: 0.645538
Fattore di sicurezza, massimo: 1.204750
Probabilità di Franamento: 62.900% (= 629 superfici

Figura 21 - Analisi di sensibilità.
di falda tra il valore minimo e quello massimo, compresi
tra 37,8 % (metodo di GLE) e il 40,9% (metodo
di Lowe-Karafiath).
Il pendio viceversa risulta meno sensibile alle
variazioni della coesione e dell’angolo d’attrito. Il
coefficiente di sicurezza si dispone infatti da valori
di poco inferiori a 1,03 a valori di 0,9 per l’angolo
d’attrito a valori compresi tra 1,12 e 0,84 per la
coesione.
Verifiche eseguite in configurazione
di progetto e condizioni statiche
Una volta definite le insufficienti condizioni di stabilità
della sezione G-G’ si è proceduto ad un miglioramento
delle caratteristiche di assetto del versante
attraverso una sua riprofilatura e la messa in opera di
strutture di contenimento. Si è anche ipotizzata la realizzazione
di drenaggi che impediscano la totale saturazione
dei terreni. I risultati ottenuti sono riportati
nelle figure da 22 a 25:
I dati ottenuti mostrano che nella configurazione
di progetto ed in condizioni statiche il pendio mantiene
un coefficiente di sicurezza superiore a quello
minimo richiesto dalla normativa, con valori compresi
tra 1,354 (metodo GLE) a 1,379 (metodo di Lowe-
Karafiath).
20
Verifiche eseguite in configurazione
di progetto e condizioni pseudostatiche
Un’ulteriore verifica eseguita è stata quella pseudostatica
realizzata per lo stato limite di rottura SLV.
Anche in questo caso il livello di falda è stato fatto
oscillare da un valore minimo, corrispondente all’interfaccia
terreni di copertura-substrato, ad un valore massimo,
corrispondente alla totale saturazione dei terreni.
I risultati ottenuti sono riportati nelle figure da 26 a 29:
Le verifiche effettuate evidenziano che anche nella
configurazione di progetto ed in condizioni pseudostatiche
il pendio mantiene un coefficiente di sicurezza
compatibile con quello minimo richiesto dalla normativa,
con valori di Fs compresi tra 1,097 (metodo
Lowe-Karafiath) a 1,107 (metodo di Bishop semplificato).
Quanto affermato è anche sottolineato dagli istogrammi
di PF riportati nella figura 30, che evidenziano
possibilità di franamento estremamente basse e
comprese tra lo 0% (metodi di Bishop e Lowe-Karafiath)
ed il 2% (metodo GLE)
CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE
Nel presente lavoro si è cercato di dimostrare come
nella valutazione della stabilità di un pendio, il passaggio
dal calcolo del fattore di sicurezza del meto-
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g diS

Figura 22. Figura 23.
Figura 24. Figura 25
do deterministico alla funzione probabilità di rottura,
permetta di evitare che le incertezze legate alle difficoltà
di determinazione dei parametri di resistenza possano
riflettersi sui risultati ottenuti.
Infatti, il fattore di sicurezza calcolato con i metodi
tradizionali consiste nel rapporto tra i valori rappresentativi
delle azioni resistenti e delle azioni instabilizzanti,
che sono entrambe funzioni dei parametri
di ingresso, costituiti come già detto da variabili a
carattere aleatorio; di conseguenza i valori calcolati
delle predette azioni, sotto questo punto di vista, rappresentano
solamente delle possibili scelte che, in relazione
alla complessità del problema ed alla possibilità
di definire con esattezza i parametri geotecnici di
base, possono essere molto difficili.
In altre parole, considerato che il giudizio sulla stabilità
di un pendio ottenuto da un computo deterministico,
viene fornito sulla base del confronto tra il
g diS
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luglio-settembre
fattore di sicurezza calcolato, con tutte le incertezze
prima discusse, ed il fattore di sicurezza di progetto,
fornito dalla Normativa Geotecnica, avremo che il dato
così ottenuto consente di fornire al pendio una “riserva
di sicurezza addizionale”, rispetto all’equilibrio
limite, di cui però risulta ignota l’entità.
Seppure l’approccio di tipo probabilistico non può
sostituire quello deterministico richiesto dalla normativa,
è indubbio che l’affiancamento dei due metodi
possa condurre ad una migliore conoscenza della riserva
di sicurezza addizionale prima discussa. Per esempio
nel computo della stabilità del pendio nella configurazione
naturale, abbiamo ricavato un coefficiente
di sicurezza di tipo deterministico di poco inferiore
all’unità (Fs = 0,95), la funzione PF ottenuta dal calcolo
probabilistico ha evidenziato, invece, in modo
più drammatico l’elevatissima probabilità di franamento
del versante.
21

Figura 26. Figura 27.
Figura 28. Figura 29.
Nello stesso modo l’analisi eseguita nelle condizioni
di progetto ed in presenza di sisma, nel calcolo deterministico
ha fornito un valore pari a 1,1 (ovvero il valore
minimo richiesto dalle normative), attraverso la
funzione PF abbiamo potuto però evidenziare come le
possibilità di franamento, in quelle condizioni, fossero
oggettivamente bassissime o pressocché nulle.
In definitiva, seppure l’intervallo di scostamento
rispetto all’equilibrio limite, tra le due verifiche, è piccolo
(0,05 per l’analisi nella configurazione naturale
e 0,1 per quella pseudostatica), il valore della funzione
possibilità di franamento è fortemente diversificato,
passando dal 66% al 2%, a dimostrazione di come
la funzione PF riesca a fornirci una valutazione più
affidabile e verosimile delle condizioni di stabilità di
un versante.
Un ulteriore vantaggio del calcolo di tipo probabilistico
è fornito dalle analisi di sensibilità del pendio,
ottenute facendo variare singolarmente uno dei parametri
di calcolo ed applicando agli altri il valore medio.
Tale tipo di analisi consententendo di valutare l’influenza
delle singole variabili sulla stabilità globale del pendio,
permette una più corretta calibrazione degli interventi
di mitigazione del rischio di franamento.
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23

UN METODO STATISTICO PER LA VALUTAZIONE
DELLA RESISTENZA ALLA COMPRESSIONE UNIASSIALE
DI ROCCE CARBONATICHE TRAMITE PROVE CON IL MARTELLO
DI SCHMIDT ESEGUITE CON CAMPIONI DI CAROTE
Giovanni Bruno 1 , Giovanni Vessia 2* , Luigi Bobbo 3
PAROLE CHIAVE: Metodo percentile, rocce carbonatiche sedimentarie, relazione R L -s c fra l’indice di rimbalzo del Martello di Schmidt
e la resistenza a compressione uniassiale delle rocce.
Pubblicato su Rock Mechanicsand Rock Engineering ISSN 0723-2632 (DOI 10.1007/s00603-012-0230-5); traduzione del Geol. Saro Di Raimondo.
1. INTRODUZIONE
Sono stati dedicati notevoli sforzi al fine di ricavare
le proprietà meccaniche delle rocce tramite l’indice
(R) di prove con il Martello di Schmidt (R)eseguite
su campioni di carote. Dalle misure di R, la
resistenza alla compressione uniassiale della roccia (s c )
può essere calcolata attraverso una serie di espressioni
matematiche come quelle riportate in Tabella 1.
A tal riguardo R può essere considerata una misura
indiretta rapida ed economica della resistenza a
compressione, ma spesso mostra una grande dispersione
dovuta alle incertezze insite nella tecnica del
test, nella innata variabilità delle proprietà della roccia
e nel modello di trasformazione da R as c .
In questo lavoro gli Autori propongono una nuova
relazione empirica tra le misure di s c e R, basata sul
metodo statistico del percentile applicato a rocce carbonatiche
sedimentarie, la cui resistenza uniassiale
ricade all’interno del range di affidabilità delle prove
eseguite con il Martello di Schimdt.
2. PRINCIPIO FISICO PER LA VALIDAZIONE
DEL CAMPIONE DI DATI
1
Giovanni Bruno
Dipartimento di Ingegneria delle Acque e Chimica,
Università Tecnica di Bari, Bari, Italia
E-mail: giovanni.bruno@poliba.it
2
Giovanni Vessia *
Consiglio Nazionale delle Ricerche, Istituto di Ricerca
sulla Protezione Idrogeologica (CNR-IRPI), Bari, Italia
E-mail: g.vessia@ba.irpi.cnr.it
3
Luigi Bobbo
Ingegnere Civile Libero Professionista, Bari, Italia
ing.luigi.bobbo@gmail.com
* Recapito dell’autore:
Via Amendola 122, 70126 Bari, Italia,
tel.+39 0805929591 - cell. +393479555617 - fax +390805929611
Le misure di R si possono eseguire mediante due
tipi di Martello di Schmidt: il tipo L e il tipo N. Essi
sono caratterizzati, rispettivamente, da energie di
impatto di 0.735 Nm e 2.207 Nm. La letteratura fornisce
equazioni per trasformare le misure di R N inR L ,
ed alcune di esse sono riassunte in Tabella 2 (Ayday
and Göktan 1992).
Secondo Aydin (2009) la prova con il Martello di
Schmidt non dovrebbe essere usata per rocce o molto
deboli o estremamente resistenti, il che significa che
il range di s c ottimale dovrebbe essere compreso tra
20-150 MPa.
Per quanto riguarda l’ambito delle rocce carbonatiche
sedimentarie, 97 coppie di R L (tipo L) o R N (tipo
N) e misure di s c sono state raccolte da studi pubblicati
e non pubblicati di Autori vari, (Deere e Miller
1966; Katz et al. 2000; Kahraman 2001; Kahraman et
al. 2003; Yasar and Erdogan 2004; Güney et al. 2005;
Fener et al. 2005; Karakus et al. 2005; Shalabi et al.
2007; Kilic and Teymen 2008; Yagiz 2009).
La Tabella 3 mostra i valori del campione di dati
s c : essi variano tra 10.54 e 244.76 MPa. In accordo
con la classificazione delle rocce della Geological
Society of London, Engineering Group Working Party
(1970), basata sulla resistenza alla compressione uniassiale
delle rocce, il 98% del campione di dati considerato
ricade tra le classi “moderatamente debole” e
“molto resistente” (Fig. 1). Tale evidenza è in buon
accordo con le su menzionate raccomandazioni di
Aydin (2008) in merito all’affidabilità della prova con
il Martello di Schmidt. Quindi, d’ora in poi il campione
che sarà utilizzato consisterà in 95 su 97 dati i
cui valori di s c ricadono tra 5 e 200 MPa.
Inoltre, per ragioni di omogeneità dei dati, le misure
di R N sono state convertite in valori di R L in ragione
del fatto che, come mostrato in Fig. 1, la maggior
parte delle misure di s c ricadono all’interno di
valori più bassi di 100 MPa. Ciò significa che le misure
di R L sono più affidabili per questo range di valori
(Aydin 2009).
Per quanto riguarda la trasformazione delle misure
R N in R L , è stata usata l’Eq. 3 in Tabella 2 che è
quella che presenta il più elevato coefficiente di correlazione
r 2 . In seguito a questa trasformazione, solo
i valori di R L sia misurati che calcolati sono stati riportati
in Fig. 1 e in Tabella 3. Nel caso in studio i 97
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Tabella 1 – Relazioni tra indice di rimbalzo R e resistenza alla compressione delle
rocce carbonatiche σ c e corrispondente coefficiente di correlazione r
Autore Formula r
O’ Rourke (1989) σ c = 702 x R – 1104 0.77
Sachpazis (1990) σ c = 4.2937 x R – 67.515 0.91
Cargill and Shakoor (1990) σ c = 1.8 x 10 –2 x γ d + 2.9 0.98
Yilmaz and Sendir (2002) σ c = e [0.059 x R + 0.818] 0.98
Yasar and Erdogan (2004) σ c = 4 x 10 –6 4.2917
x R N
0.89
Shalabi et al. (2007) σ c = 3.201 x R L – 46.59 0.76
Tabella 2 – Relazioni tra gli indici R N e R L (dopo Ayday e Goktan 1992).
Relazioni tra R L e R N r 2
1 R L = 1.180 + 0.717 x R N 0.842
2 R L = 1.003 + 0.769 x R N 0.879
3 R L = 0.605 + 0.677 x R N 0.882
Tabella 3 – 97 coppie di misure R L – s c riferite alle rocce sedimentarie: 95 coppie ricadono nel range di 5-200
MPa; due coppie ricadono al di fuori del range selezionato
dentro l’intervallo 5-200 MPa
fuori l’intervallo 5-200 MPa
R L σ c (MPa) R L σ c (MPa) R L σ c (MPa) R L σ c (MPa) R L σ c (MPa)
15.00 10.54 39.87 42.10 27.00 62.40 40.00 90.32 44.00 214.43
20.58 11.50 32.00 43.30 43.00 63.90 43.80 92.00 51.00 244.76
17.00 11.59 26.00 43.44 42.58 66.60 56.60 92.60
16.00 11.75 26.00 44.40 42.00 67.80 36.00 93.10
29.04 15.70 39.87 45.10 40.55 68.00 37.84 96.30
25.00 19.90 36.49 45.20 40.55 68.00 45.00 96.60
24.98 20.10 48.83 46.32 34.46 68.40 47.00 97.91
24.98 20.10 26.00 46.70 26.33 70.50 45.00 109.90
25.00 21.40 35.00 49.10 39.00 71.42 60.00 110.24
29.00 21.60 35.13 49.90 32.00 72.60 37.84 111.00
24.00 21.90 33.60 50.33 39.00 73.40 40.55 112.00
29.00 21.90 31.00 51.02 39.00 73.77 35.81 122.00
19.00 24.18 42.20 51.20 35.00 76.00 41.90 123.80
28.70 32.00 37.84 51.30 39.87 76.10 41.90 123.80
32.53 32.00 37.84 51.30 42.58 77.50 41.43 126.10
40.00 32.20 38.00 52.30 36.00 81.40 41.23 127.00
25.00 32.40 43.00 52.40 44.74 82.00 56.90 131.91
26.00 32.90 39.70 52.49 53.25 82.12 57.50 138.21
32.42 36.10 36.00 54.20 33.00 84.30 48.00 149.20
23.00 36.20 25.00 55.40 46.64 85.20 48.00 149.20
37.00 39.40 43.00 57.60 33.00 86.40 46.00 151.68
38.52 39.50 40.00 59.60 39.00 86.94 38.52 160.00
33.00 40.60 23.62 61.50 37.00 88.70 41.23 163.00
35.00 41.90 34.86 62.00 51.55 89.17
valori di R L considerati variano nel range tra 15 e 60.
Tale range di valori ricade all’interno del più comune
range (10-100) delle prove eseguite con il Martello
di Schmidt, secondo i manuali operativi.
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Infine, in modo da utilizzare i 95 valori di resistenza
a compressione s c selezionati (compresi tra 5 e
200 MPa), sono stati scelti i 95 corrispondenti valori
di R L (Tabella 3).
25

Fig. 1 - Dispersione dal dataset delle 97 coppie di valori di R L – σ c , classificate secondo la classificazione della resistenza
della Geological Society of London, Engineering Group Working Party (1970).
3. PROCEDURA STATISTICA
PER LA RICERCA
DELLA RELAZIONE s c -R L
La stima indiretta di s c dalle misure di R è una
pratica comune eseguita tramite una serie di relazioni
empiriche. Ciò nonostante alcune criticità dovrebbero
essere evidenziate in modo da migliorare la procedura
corrente:
1. Il range fisico di affidabilità del test del Martello
di Schmidt è spesso trascurato;
2. Le relazioni suggerite sono talvolta sprovviste
del coefficiente di correlazione r o, altre volte,
tale coefficiente è troppo basso per potere interpretare
compiutamente la dispersione del campione
di dati: la tabella 1 mostra alcune equazioni
con i valori di r. Secondo la pratica
comune, dovrebbero essere usate le equazioni
con valori di r più alti di 0.7;
3. Nonostante sia usato un approccio statistico per
scegliere la migliore equazione di regressione
tra σ c e R, nessuno strumento statistico è comunemente
applicato per testare la presenza di
valori anomali all’interno del campione di dati
delle misure di R e σ c utilizzato per calibrare e
derivare le su menzionate equazioni empiriche.
Di conseguenza, in modo da evitare le criticità suddette,
per questo studio sono state selezionate 95 coppie
di valori di R L e σ c (Tabella 3) secondo il principio
fisico di validazione del campione illustrato nel
paragrafo precedente.
Inoltre, al fine di derivare l’equazione di regressione
cercata, è stata proposta una procedura statistica
consistente nelle seguenti4 fasi:
1. Verificare la presenza di valori anomali nel campione
di dati (i valori di R L e σ c presi separatamente)
secondo la tecnica dell’EDA;
2. Calcolare gli istogrammi di frequenza e le
funzioni cumulative del campione di dati di
R L e σ c ;
3. Generare un nuovo campione di dati con i valori
dei percentili di ogni funzione cumulativa;
4. Ricercare tramite test statistici la migliore legge
di dipendenza tra i valori dei percentili di
σ c e R L .
La prima fase, ossia la ricerca dei valori anomali,
è stata eseguita tramite il metodo del “diagramma
a scatola e baffi” (Tukey 1977). Nel caso specifico,
non sono stati trovati valori anomali fra i dati di R L
mentre un valore anomalo è stato individuato fra quelli
di s c (Figure 2c e 2d). Quindi, in base a questo test
statistico, la coppia σ c = 163 MPa e R L = 41.23
dovrebbe essere eliminata dal campione di dati poiché
come è noto i valori anomali (outliers) influenzano
pesantemente la distribuzione del campione e le
sue statistiche.
Il metodo statistico del “diagramma a scatola e
baffi” non fornisce un criterio per decidere se il valore
anomalo debba o meno essere eliminato, dato che
esso non riconosce la causa dell’anomalia. Quindi, tramite
il software Statgraphics Centurion XV (StatPoint
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Technologies, Inc. 2006), la probabilità di distribuzione
del campione è stata stimata per σ c sia considerando
che non considerando il valore anomalo.
Del campione di dati è stato eseguito il test “Chisquare”
in modo da individuare quale fosse la migliore
distribuzione di probabilità dello stesso tra le
seguenti: Normale, LogNormale, distribuzione di Weibulle
Gamma; esse sono quelle che dal test preliminare
di “fitting”, hanno fornito il migliore coefficiente
di correlazione per il campione considerato.
Nel test Chi-square, il valore di probabilità per rigettare
l’ipotesi nulla è stato assunto pari al 5%, pertanto,
quando il valore p > 0.05, significa che il campione
segue il modello di distribuzione testata. Quindi,
per i 95 valori del campione di dati σ c (dove il valore
anomalo è considerato), il miglior modello è la distribuzione
di Weibull (p = 0.65). Il test, riguardo ai
valori di σ c , ha fornito gli stessi risultati anche scartando
il valore anomalo, come riportato in Fig. 2a.
Nel presente studio, quindi, considerate le risultanze
dell’analisi statistica suddetta, si è scelto di non
scartare, considerandola anomala, la coppia di dati σ c
= 163 MPa e R L = 41.23.
Lo stesso test è stato eseguito per i 95 valori del
campione di dati R L come rappresentato in Fig. 2b.
Per i dati R L , quello normale è il miglior modello di
distribuzione di probabilità.
Nella seconda fase, sono stati ricavati e riportati
nella Figura. 2a e 2b gli istogrammi di frequenza per
i valori di R L e σ c .
Quindi, nella terza fase, per ognuna delle serie di
valori R L e σ c , sono state realizzate le funzioni cumulative
sommando i valori appartenenti ad ognuna delle
classi di frequenza dell’istogramma. Il numero delle
classi di frequenza k è stato scelto confrontando i risultati
di diverse formule proposte in letteratura e riportate
nella Tabella 4; utilizzando la formula di Benjamin
and Cornell’s (1970), k è stato preso uguale a 8.
Per gli scopi del presente studio, nessuna assunzione
sulla distribuzione di probabilità del campione
era necessaria o è stata usata poiché sono stati utilizzati
i valori dei percentili. Tali valori fanno parte del
Scott (1979) 3.49 × σ×n –1/3 50% 62.00 37.84
Tabella 5 – Valori misurati di R L e σ c dal dataset in
tabella 3, corrispondenti a differenti valori di percentile.
Percentuale σ c R L Percentuale σ c R L
valore (%) (MPa) valore (%) (MPa)
0% 10.54 15.00 055% 067.94 38.52
5% 18.64 22.27 060% 071.89 39.28
10% 21.72 24.99 065% 076.24 40.00
15% 32.02 26.00 070% 083.86 40.55
Tabella 4 – Formule per calcolare la dimensione degli 20% 36.18 26.87 075% 088.94 41.90
intervalli negli istogrammi.
25% 42.00 30.02 080% 093.74 42.66
Sturges (1926)
1 + log 2 (n)
30% 45.12 32.62 085% 110.21 44.65
Freedman and Diaconus (1981) r × n 1/3 /2·IQR 35% 49.82 34.37 090% 123.80 46.86
Benjamin and Cornell (1970) 1 + 3.3log(n) 40% 51.30 35.08 095% 141.51 52.06
Larson (1975)
1 + 2.2log(n) 45% 54.56 36.15 100% 163.00 60.00
Fig. 2 - Istogrammi di frequenza: a σ c e b R L e relativo box test; c σ c e d R L applicato alle 95 coppie di valori selezionati.
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campione di dati e possono essere ricavati sia dalla
distribuzione cumulativa di frequenza che dalla funzione
di densità di probabilità.
In questo studio è stata usata la funzione di distribuzione
cumulativa di frequenza e 21 valori di percentili
sono stati scelti per ognuna delle due serie di
95 dati, con incrementi di probabilità del 5%, come
mostrato nella Tabella 5.
Nella quarta fase, dalle 95 coppie di valori percentili
σ c - R L è stato ricavato il miglior modello di regressione
attraverso l’uso del software di statistica Statgraphics
Centurion XV (StatPoint Technologies, Inc.
2006). Il miglior modello di regressione ottenuto è
quello moltiplicativo:
σ c = exp(– 4.04 + 2.28 . ln(R L )) (1)
avente coefficiente di correlazione r 2 uguale a 97.52%
(Fig. 3a).
Infine il test di Durbin-Watson è stato eseguito sui
residui dell’Eq. 1 al fine di verificare che essi non
siano correlati: ciò significa che l’Eq. 1 interpreta correttamente
il trend principale delle coppie di valori
considerate nel campione di dati. Il dato statistico di
Durbin-Watson è risultato pari a 1.12 (p = 0.0079), il
che significa che non esiste una correlazione fra i residui
con livello di probabilità del 95%. Perciò l’Eq. 1
è un buon modello di trend per il campione di dati
considerato.
Le analisi statistiche effettuate nelle fasi 1-4 non
implicano nessuna assunzione in merito alla distribuzione
di probabilità del campione di dati. Questo significa
che tale procedura necessita solo di un grande
database di misure di R L e σ c per essere calibrata. I
vantaggi del metodo proposto sono mostrati e discussi
nel paragrafo seguente, dove, la Eq. 1 proposta, è
stata confrontata con altre equazioni suggerite in letteratura
e ricavate da analisi di regressione su coppie
di valori σ c e R.
4. DISCUSSIONE
Nella sezione precedente, 95 coppie di dati su 97
sono state selezionate per derivare le correlazioni σ c
- R L basandosi su un criterio fisico (5 < σ c < 200
MPa) e su tecniche statistiche (“diagrammi a scatola
e baffi” and metodo percentile).
Utilizzando le 95 coppie di valori, tal quali, di
σ c -R L , riguardanti rocce sedimentarie carbonatiche
(Tabella 3), per stimare il miglior modello di regressione,
si è ottenuta la seguente equazione doppia reciproca
(Fig. 3 b):
σ c
=
1
–. 0 022 + 1. 41 /
RL
(2)
con un valore del coefficiente di correlazione r 2 uguale
a 69.09%. Il dato statistico di Durbin-Watson in
Fig. 3 - Modelli di regressione basati sul dataset delle 95
misure: a Eq. 1 dal metodo percentile; b Eq. 2 dal metodo
diretto.
questo caso, è pari a 1.47 (p = 0.0074), il che significa
che una correlazione attraverso i valori residui
non esiste con un livello di probabilità del 95%.
Le equazioni 1 e 2 sono rappresentate in Fig. 4 a
scopo di confronto:
– L’ Equazione 1 è ottenuta l’approccio statistico
e con il metodo del percentile,applicato alle 95
coppie di valori di R L e σ c selezionate, i cui
valori di s c ricadono all’interno dell’intervallo
5÷200 MPa;
– L’ Equazione 2 è la migliore curva di regressione
basata sulle 95 coppie di valori originali
the di R L es c considerati tal quali.
L’equazione 1 mostra un andamento più piatto
rispetto all’Equazione 2, come può essere osservato
in Figura 4. Inoltre, l’Eq. 2 sembra essere maggiormente
influenzata, rispetto l’Eq. 1, dai valori più dei
dati. Difatti, per R L > 45, l’Eq. 2 sovrastima i valori
di σ c rispetto l’Eq. 1; mentre per valori più bassi di
R L , le due equazioni forniscono stime simili di σ c . Se
ne deduce che l’Eq. 1 sembra essere influenzata da
valori centrali rispetto ai valori estremi. Questo è un
buon comportamento tenendo conto che i valori estremi,
corrispondenti ai valori di R L alti e bassi, sono
comunemente meno numerosi e più dispersi.
Inoltre, la Fig. 5 mostra un confronto tra l’Eq. 1
e alcune equazioni proposte in letteratura e basate su
campioni di dati di rocce carbonatiche sedimentarie.
Dall’analisi della figura si evince che l’Eq. 1 proposta
nel presente studio mostra un andamento che si
sviluppa all’interno del range di σ c determinato da
tutte le altre equazioni.
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luglio-settembre diS

Fig. 4 - Confronto tra le differenti relazioni di σ c – R L basate sulle 95 misure del dataset
delle rocce sedimentarie carbonati che: Equazioni 1 e 2.
Fig. 5 - Confronto tra l’Eq. 1 e le differenti relazioni di R – σ c dalla letteratura.
Tabella 6 – R N misure dei casi studiati
Esempio n° 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
R N 35 38 40 42 42 42 43 44 44 44 44 45 45
Esempio n° 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26
R N 45 45 46 46 48 48 48 48 50 50 50 50 50
Esempio n° 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37
R N 50 50 50 51 52 52 52 52 52 54 54
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29

Tabella 7 – Risultati dal caso in esame: la riga 1 mostra le misure di R N dal calcare di Bari; la riga 2 R L mostra
i valori calcolati dalle misure di R N secondo le relazioni di Ayday e Goktan (Eq. 3 nella tabella 2); la riga 3 σ c
mostra i valori calcolati di σ c attraverso la l’Eq. 1
Esempio n° 1 2 3 4-6 7 8-11 12-15 16-17 18-21 22-29 30 31-35 36-37
R N 35 38 40 42 43 44 45 46 48 50 51 52 54
R L 24.30 26.33 27.69 29.04 29.72 30.39 31.07 31.75 33.10 34.46 35.13 35.81 37.16
σ c (MPa) 26.21 31.50 35.35 39.42 41.57 43.74 46.02 48.36 53.19 58.33 60.96 63.70 69.33
Tale comportamento può essere dovuto al grande
range di valori di R L ne lcampione di dati utilizzato
nel presente studio, sebbene il metodo del percentile
sembra contribuire alla significatività della correlazione
proposta.
Tale risultato suggerisce, specialmente per le rocce
sedimentarie carbonatiche, di usare l’Eq. 1 per correlare
i dati ottenuti con la prova del Martello di
Schmidt a quelli di σ c , ogni volta che questi ultimisiano
compresi nel campo “moderatamente debole”
fino a “molto resistente” (Fig. 1).
Quindi, la procedura statistica basata sulla interrelazione
fra i valori dei percentile può essere considerata
uno strumento potente e razionale per la riduzione
della originaria dispersione dei dati σ c -R L nelle
equazioni di regressione.
La robustezza della procedura può essere migliorata
aumentando la numerosità del campione di dati
usato.
5. IL CASO DI STUDIO
DEL CALCARE DI BARI
La metodica proposta e l’Eq. 1 ricavata in questo
studio, sono stati applicati per predire i valori di σ c
nei calcari detritici e dolomitici della mesozoica Formazione
del “Calcare di Bari” affiorante in Puglia. Si
tratta di un litotipo piuttosto variabile in funzione del
grado di alterazione, il numero delle fratture e il grado
di carsismo presente. Per questa roccia carbonatica
sedimentaria i valori di σ c , desunti da studi precedenti,
comunemente ricadono all’interno del range 25 ÷
90 MPa (Camusso et al. 2005; Proger 2006; PPZ -
Comune di Giovinazzo 2007).
37 misure di R N (Tabella 6) sono state eseguite su
carote di roccia del diametro di 101 mm, secondo le
raccomandazioni ISRM (Aydin 2009), ovvero ogni
valore di R N è stato ottenuto mediando 20 valori dell’indice
di rimbalzo. Successivamente i valori di R L
(Tabella 7) sono stati derivati dalle misure di R N utilizzando
l’Eq. 3 di Tabella 2 e per ogni valore di R L ,
è stato calcolato, mediante l’Eq. 1, il corrispondente
valore di σ c (Tabella 7).
Come si può vedere, i valori calcolati di σ c
variano da 26 fino a 70 MPa in accordo con il
30
range riportato in letteratura per questa tipologia
di calcare.
I risultati del caso di studio in esame suggeriscono
di utilizzare l’Eq. 1 per le rocce sedimentarie carbonatiche
i cui valori di σ c variano tra “rocce deboli”
e “molto resistenti” (Fig. 1).
6. CONCLUSIONI
Nel presente studio è stata proposta una nuova
equazione di correlazione σ c -R L basata su basi statistiche
e mediante una procedura in 4 fasi. Questa
metodica è stata testata su rocce sedimentarie carbonatiche
(Calcari di Bari) e i risultati ottenuti sono di
seguito sintetizzati:
1. Il metodo del percentile non necessita di alcuna
ipotesi riguardo alla distribuzione teorica di probabilità
del campione di dati R L -σ c poiché essa
utilizza la funzione cumulativa del campione.
2. L’equazione di correlazione ottenuta mediante
il metodo del percentile mostra un andamento
mediano rispetto al campo di variazione delle
altre relazioni fornite in letteratura.
3. Il criterio fisico di selezione dei dati consente di
ridurre preliminarmente la perdita di affidabilità
che la prova con il Martello di Schmidt presenta
in corrispondenza di valori estremi di σ c -R L .
BIBLIOGRAFIA
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3 • 2012
luglio-settembre
31

CONVEGNO
PATRIMONIO GEOLOGICO ITALIANO:
DALLA CONOSCENZA ALLA VALORIZZAZIONE
Foto di gruppo in occasione dell’European Geoparks Week 2012 svoltosi al Parco delle Madonie
In occasione dell’European Geoparks Week 2012
che si è tenuto, come ogni anno, negli splendidi luoghi
del Parco delle Madonie, la Società Geologica Italiana
– Sez. Giovani ha avuto l’onore di organizzare
le giornate conclusive con due Giornate di Studio sul
tema, molto vasto, del patrimonio geologico in Italia,
con particolare riferimento alla Sicilia e la Legge
Regionale sui Geositi, entrata in vigore proprio nei
giorni congressuali.
Con la collaborazione di “Landinside, idee e progetti
per il territorio”, le due Giornate di Studio sono
state divise nel seguente modo: la prima, Sabato 16
Giugno, nello scenario unico dell’Ex Convento dei
Padri Riformati a Petralia Sottana, con le comunicazioni
orali, mentre il giorno seguente, Domenica 17
Giugno, con un’escursione guidata lungo il sentiero
geologico n.1 di Sicilia Inghiottitoio della Battaglietta
- Portella Colla.
L’invito non era rivolto solo agli iscritti della
Società Geologica Italiana ma a tutti coloro che si
occupano, a vario titolo, di questi argomenti, che coinvolgono
ambiti di ricerca diversi, interessando settori
economici e sociali sempre più ampi.
La prima Giornata, quindi, è stata dedicata a due
temi fondamentali dell’argomento, cosi, la mattina,
dopo, ovviamente, i saluti dell’Autorità e il discorso
di apertura fatto dalla sottoscritta, come Presidente
Nazionale dei Giovani Geologi, la parola è stata ceduta
al dott. Geol. David Govoni, consigliere della S.G.I.
e uno dei primi colleghi italiani ad aver ottenuto il
titolo di Euro Geologo, moderatore della prima Sessione:
“Percorsi della Conoscenza”, e che via via ha
presentato i relatori, primo tra tutti, il Presidente dell’ORG
Sicilia, dott. Geol. Emanuele Doria con una
relazione sulla diffusione della cultura geologica in
Sicilia.
Di seguito, altri interessanti relatori, responsabili
di settori strategici dell’A.R.T.A. Sicilia, la Dott.sa
Giordano e il Geol. Panzica La Manna che, partendo
dalla catalogazione dei geositi in Sicilia, hanno presentato
la rete di aree protette ricadenti in territori con
presenza di rocce evaporitiche. Cosi, gli ulteriori relatori
della prima sessione si sono susseguiti presentando
i propri studi e lavori su altri geositi siciliani, come
il Prof. Agnesi, coadiuvato dal dott. Geol. Christian
Conoscenti; la dott.ssa Di Patti, soffermandosi anche
su un nuovo progetto con le scuole primarie; il dott.
Geol. Culmone; il dott. Geol. Fabio Torre e il dott.
Geol. Benfatto che hanno portato esempi di altri, spettacolari
geositi siciliani; infine la dott.ssa Geol. Barillaro
e il dott. Geol. Cucuzza, graditi ospiti di altre
Regioni, hanno presentato rispettivamente uno studio
sui geositi di Reggio Calabria e le attività nazionali
ed internazionali dell’Associazione Geoturismo.
La pausa per il pranzo è stato un momento per
rilassarci e gustare i prodotti tipici madoniti, offerti
dall’Associazione Haliotis, mentre il vino è stato un
gradito regalo della Casa Vinicola “Rapitalà” che, non
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luglio-settembre diS

solo ha fatto assaggiare vini diversi a pranzo, ma ha
anche omaggiato i relatori, le Autorità e lo staff tecnico-organizzativo
delle loro migliori bottiglie.
Nel pomeriggio, moderatore della seconda Sessione
“Percorsi di valorizzazione” è stato il consigliere
della Sez. Giovani, dott. Federico Famiani, già Referente
Regionale dell’Umbria della Sezione stessa.
Tema conduttore dei primi relatori pomeridiani è
stato il Parco delle Madonie, tra valorizzazione e webgis,
il dott. Geol. Li Puma, dirigente responsabile del
Parco, il dott. Geol. Alessandro Torre, presidente dell’Associazione
Haliotis e Francesco Galante, esperto
Gis, hanno evidenziato le peculiarità geologiche e turistiche
della zona, mostrando anche delle immagini dei
luoghi dell’escursione del giorno successivo.
In seguito, il dott. Geol. Vitale ha esteso gli esempi
del gis sul patrimonio geologico nazionale. Una
breve pausa per la discussione sui temi già presentati,
è stata l’occasione per assaggiare i dolcetti tipici
della zona e per ricaricarci per l’ultima parte della
Giornata di Studio.
I successivi due relatori, il Presidente del CNG dott.
Geol. Gian Vito Graziano e l’assente Prof. Valletta,
ma ben sostituito dal moderatore pomeridiano, hanno
commosso tutta la sala dell’ex Convento parlando dei
“Paesaggi del vino”, un argomento “caro” alla Prof.sa
Gregori, recentemente scomparsa ma a lungo ricordata
con citazioni, fotografie e il ricordo personale del
dott. Famiani, suo tesista ed assegnista, un lungo
applauso l’ha fatta conoscere anche ai presenti che
non l’avevano conosciuta personalmente.
Il dott. Geol. Salerno, proveniente dalla Calabria,
ha portato un progetto di valorizzazione della provincia
di Cosenza; poi, il dott. Geol. Dipasquale, referente
regionale per la Sicilia dei Giovani Geologi,
insieme al dott. Geol. Occhipinti hanno presentato
un piano di tutela per la valorizzazione delle storiche
miniere di asfalto nel ragusano; infine, ma assolutamente
non meno interessante, il dott. Geol. Curcuruto
ha presentato un lavoro sui depositi salini messiniani
della Sicilia.
Le conclusioni sono state affidate alla sottoscritta,
non potevo che ringraziare per l’attenzione e l’interesse
mostrato da tutti i partecipanti, ringraziare gli
sponsor, le Autorità, i relatori e soprattutto lo staff del
Parco delle Madonie che, con l’esperienza dei precedenti
European Geoparks Week ha coadiuvato ed aiutato
sia durante l’organizzazione, sia nella stessa giornata
di sabato.
La sera, con una cena già organizzata ed inserita
nel programma, l’intera compagnia si è spostata al
centro di Petralia Sottana, cosi da poter ancora condividere
pareri e commenti sulla giornata appena trascorsa.
Il giorno seguente, Domenica 17, dopo aver fissato
l’incontro tra i partecipanti ed i mezzi messi a disposizione
dall’Amministrazione locale e dal Parco, i
fratelli Fabio ed Alessandro Torre, nonché nostri colleghi,
hanno fatto da guida in uno dei sentieri più visitati
del Parco e prima del caldo, ormai estivo, che si
respirava già, sono riusciti a mostrarci le peculiarità
geologiche, alberi secolari e segni dei passaggi di animali
selvatici.
Tra i saluti cordialissimi dei partecipanti, si è ripromesso
di ritrovarci nuovamente a Petralia Sottana l’anno
prossimo per rinforzare la collaborazione tra la
Società Geologica Italiana – Sez. Giovani e l’Ente
Parco delle Madonie, ovviamente, coadiuvati dall’Associazione
Haliotis, l’Amministrazione locale, la
Banca di Credito Cooperativo “San Giuseppe” e tutti
coloro che vogliono continuare a mettersi in gioco.
Le due giornate di studio verranno ricordate per aver
condiviso il “Progresso della geologia” che, attraverso
l’ideazione e fruizione dei geositi e guida ai sentieri
collegati, “vuol dire anche beneficio occupazionale
per coloro che per lavoro si dedicano a materie
attinenti la geologia, sia in termini di nuove opportunità
professionali, che di miglioramento delle competenze
attuali” come afferma la Mission della Società
Geologica Italiana – Sezione Giovani.
Geol. ESTER TIGANO
Delegato Nazionale
SOCIETÀ GEOLOGICA ITALIANA – sez. Giovani
Email: estigano@giovanigeologi.it
Web: www.giovanigeologi.it
COMUNICAZIONE AGLI ISCRITTI
La Legge n. 2 del 28/01/09, obbliga i professionisti a dotarsi di Posta Elettronica Certificata (PEC)
ed a darne comunicazione al proprio ordine professionale.
In proposito, si avvisa che il Consiglio dell’O.R.G.S. ha deliberato che a far data dal 01/01/13 le
comunicazioni e le richieste da parte degli iscritti saranno accolte solo se presentate tramite PEC.
Pertanto, si invita chi non l’avesse già fatto, a trasmettere tempestivamente all’Ordine il proprio
indirizzo di posta elettronica certificata, ricordando che l’inadempimento alla L. 2/2009 assume
rilevanza disciplinare.
Fabio Tortorici, Segretario dell’O.R.G.S.
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PROVINCE
a cura di Carlo Cassaniti
Intervista a CALOGERO FIRETTO
Sindaco di Porto Empedocle (AG)
Prosegue la rassegna di incontri con gli
amministratori della Sicilia che oggi ci
porta a conoscere il sindaco di Porto
Empedocle, il Dott. Calogero Firetto.
Signor Sindaco, quale secondo lei l’importanza del
territorio nella crescita economica
Il nostro territorio è una risorsa sulla quale ho investito
per rilanciare le sorti della mia città, per questo
da tempo seguo le fasi che porteranno Porto Empedocle
a dotarsi di un aggiornato strumento urbanistico,
che sappia rispondere alle nuove esigenze della gente
e degli insediamenti produttivi che si trovano localizzati
nel nostro territorio. E tutto questo in un’ottica di
salvaguardia del patrimonio naturalistico, estremamente
generoso con la Sicilia, e che a Porto Empedocle ci
ha portato ad individuare tra i siti di maggior pregio
ed interesse internazionale il Geosito Punta Piccola.
Si tratta di un’area fino ad oggi poco sfruttata ma che
a breve verrà resa maggiormente fruibile, anche per la
realizzazione di opere di valorizzazione, tra cui l’installazione
di pannelli tematici che spieghino l’origine,
le metodologie di indagine e l’importanza del geosito
stesso. L’amministrazione, nel riconoscere l’alto
valore scientifico del sito – già da tempo mèta di numerose
visite da parte di esperti del settore, intende inserirlo
nel circuito turistico per offrire a tutti l’occasione
di conoscere ed apprezzare questa importante
caratterizzazione geologica.
Quali strategie avete attuato nel dare esecuzione alle
norme sulla redazione dei piani di protezione civile
Ho voluto che la città si dotasse di un piano di protezione
civile che fornisse sistemi di evacuazione della
popolazione in caso di calamità, cosciente dei rischi cui
è esposto il nostro territorio e della maggiore sensibilità
sviluppata nel corso delle tante emergenze nazionali.
Abbiamo stretto un’alleanza virtuosa anche con i geologi
che si è concretizzata in occasione dell’esercitazione
congiunta con la Protezione Civile regionale e provinciale
in caso di tsunami. Nel contesto di un convegno
dedicato al Vulcano Empedocle abbiamo simulato, primi
in Sicilia, le varie fasi di un maremoto e, col coinvolgimento
di esperti e volontari, è stata data prova di come
un intervento coordinato e tempestivo determini la salvezza
di molte vite umane.
Oltre al rischio maremoto, quali sono gli altri eventuali
fattori di allerta del territorio
Porto Empedocle si sviluppa lungo una fascia
costiera che è tra le più belle dell’isola e che è anche
densamente antropizzata, oltre ad avere un’importante
Calogero Firetto, Sindaco di Porto Empedocle
infrastruttura portuale che accoglie anche navi da crociera.
Nel margine orientale, rispetto al porto, abbiamo
una paleofalesia caratterizzata da rischio R4 nella
cartografia PAI che intendiamo mettere in sicurezza
con un progetto che non ne alteri le peculiarità.
Vogliamo annullare il rischio crolli per restituire la
zona al pubblico e pianificare interventi che superino
definitivamente la logica emergenziale.
La realizzazione del rigassificatore che impatto avrà
nel sistema ambientale del territorio empedoclino
Nel nostro territorio troviamo insediati da tempo
due importanti colossi industriali: la centrale elettrica
ENEL e la cementeria di Italcementi. Detti impianti
hanno evidentemente interferito con il fragile equilibrio
ambientale del territorio agevolati dalle meno
stringenti normative in vigore all’epoca dell’installazione.
Oggi l’Europa e la stessa legislazione nazionale
impongono standard che rispettano di più l’ambiente
e ci consentono di recuperare una convivenza con
i siti industriali più attenta alla salute del territorio e
della popolazione. Il rigassificatore, poi, una volta ultimato,
alimenterà la centrale elettrica grazie ad un
impianto di turbogas, azzerando le pur ridotte emissioni
attuali delle ciminiere. Riguardo alla cementeria,
oggi al centro di una grave crisi che investe il settore,
stiamo portando avanti un dialogo che ha come
obiettivo quello della riconversione dell’impianto pur
mantenendolo nella filiera, avendo cura di salvaguardarne
i livelli occupazionali.
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luglio-settembre diS

INFORMATICA
a cura di Roberto Torre
IL PORTALE DEI GEOLOGI DI SICILIA
Roberto Torre
Consigliere O.R.G.S.
Cari Colleghi, ho il piacere
di illustrarvi un nuovo servizio
dell’ORGS. Si tratta di
un sistema informatico (parte
integrante in un progetto d’innovazione
dell’Ordine, iniziato
già da alcuni anni) pensato da un lato per cercare di
rendere più agevole l’adempimento dell’Aggiornamento
professionale continuo (APC) da parte dell’iscritto,
dando sia la possibilità di iscrizione online ad
un corso, sia di pagarlo (qualora il corso lo richieda)
sempre online; dall’altro per agevolare la segreteria
dell’Ordine per la contabilizzazione dei crediti maturati
da ogni iscritto, in modo tale che se ne possa avere
immediata contezza consultando lo status dei crediti.
In breve si tratta di un progetto integrato (ORGS-
Iscritto), sviluppato via web che, attraverso una pagina
riservata da la possibilità all’iscritto di:
• Verificare i propri dati personali,
• Consultare i corsi organizzati sia dall’Orgs sia
da altri enti organizzatori in ambito regionale,
• Prenotarsi ai corsi online,
• Effettuare in rete l’eventuale pagamento del
corso (mediante Paypal)
• Consultare il proprio status dei crediti APC,
• Stampare l’Attestato dei corsi organizzati dall’ORGS,
• Autocertificare i crediti allo scadere del triennio,
• Autocertificare una deroga.
Inoltre l’albo online e l’elenco dei sospesi presenti sul
sito dell’ORGS sarà sempre aggiornato in tempo reale.
Come si accede al servizio
Al servizio si può accedere attraverso sia il sito istituzionale
dell’ORGS (www.geologidisicilia.it),dal
tasto area riservata iscritto posto sotto il logo della
Home page, oppure digitando direttamente l’indirizzo
http://portalegeologidisicilia.it/
Registrazione al portale
La registrazione avviene attraverso tre fasi:
1. Dopo aver cliccato sul tasto “registrati” si aprirà
una pagina di “verifica dati” (cfr. fig. 2) in cui
bisognerà inserire il codice fiscale e l’indirizzo
e-mail per verificare che: chi si registra è un
iscritto presente nell’anagrafica dell’ORGS.
2. Successivamente si passa alla registrazione, con
l’inserimento della password d’accesso e conferma;
cliccando su registra si passa alla terza
fase (detta fase di sicurezza).
3. Verrà inviata un’e-mail, generata automaticamente,
dell’ORGS, in cui verrà chiesto di confermare
la registrazione attraverso il link “Conferma
la registrazione” (cfr. Fig. 3); questa fase
è molto importante in quanto, se non si conferma
la registrazione dell’e-mail ricevuta, non
sarà impossibile accedervi.
A questo punto si aprirà automaticamente il browser
del portale dove potrai inserire la login, che corrisponde
al proprio indirizzo e-mail e, la password impostata
in fase di registrazione.
Figura 1 - Home page del portalegeologidisicilia.it
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Figura 2 - Passo 1 verifica dati
Figura 3 - fase 3 Messaggio automatico con il Link di conferma registrazione inviato per e-mail
Utilizzo del portale
In figura 4 sono rappresentati le voci menu: Profilo Personale, Corsi APC, Prenotazioni, Autocertificazione APC,
che si trovano nel top della pagina, mentre il corpo della Home page (attualmente in bianco) verrà progressivamente
riempita con altri servizi.
Figura 4 – Top della Home page dell’area riservata
Dal menu “Profilo Personale”, è possibile: verificare i propri dati personali, cambiare la password, inserire la
propria foto del volto (si consiglia una risoluzione 600DPI) (cfr. fig. 5).
Figura 5 - Profilo personale
36 3 • 2012 g
luglio-settembre diS

Dopo aver verificato i propri dati si consiglia di
verificare dal menu “Autocertificazione APC”>Gestione
Autocertificazione APC, se la vostra autocertificazione
del triennio 2008-2010 è stata inserita. Nel caso
contrario l’iscritto potrà certificarli nel modo seguente:
flaggare la casella “Vuoi autocertificare crediti relativi
a Corsi APC esterni”, se si devono solo certificare i
corsi seguiti nel triennio selezionato, oppure spuntare
solo la casella “Vuoi autocertificare crediti relativi ad
attività collegate alla cultura professionale art.6 del
regolamento e/o corsi accreditati in altre regioni” per
chi deve certificare solo le attività correlate (art. 6 del
regolamento) specificando il numero di attività svolte
o i corsi svolti in altre Regioni (in questo caso è obbligatorio
scrivere il codice di accreditamento del corso).
Infine flaggare entrambe le caselle per chi deve certificare
sia i corsi APC sia le attività correlate, descritte
nell’art. 6 del regolamento APC (cfr. fig. 6).
Figura 6 - Autocertificazione dei crediti
Dopo aver indicato il tipo di autocertificazione da effettuare si clicca su continua, ed apparirà una lista con tutti
i corsi accreditati (cfr. fig. 7) del triennio selezionato.
Basterà spuntare la casella corrispondente al corso frequentato e, quando finito, cliccare su “certifica”.
Figura 7 - Elenco corsi da certificare
Dalla stessa maschera delle autocertificazioni sarà possibile inserire una deroga, sia totale che parziale.
Nel caso di una deroga totale, basterà inserire nello spazio apposito il nome della deroga (esempio: Anzianità >65
anni) e inserire 0 (zero) nella casella “crediti da deroga” per ottenere una deroga totale; nel caso di deroga parziale
inserire il numero di crediti secondo quanto previsto dagli art. 2 e 5 del regolamento APC.
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Figura 7 - Inserimento di una deroga
Prenotazione al corso
Dalla Home page è possibile cliccare sul menu
“Corsi APC>Elenco corsi ORGS” vi comparirà l’elenco
dei corsi organizzati dall’Ordine dei Geologi
(cfr . Fig. 8) mentre cliccando su “Corsi APC>Corsi
APC esterni” si apre l’elenco dei corsi esterni accreditati
dalla commissione APC, ogni menu è dotato di
modulo di ricerca.
Dall’elenco dei corsi ORGS sarà possibile consultare
i dettagli del corso (località, numero di posti etc.)
cliccando sul testo in azzurro, mentre nel caso di corso
ancora da svolgere apparirà il Tasto “Prenota” da cui
sarà possibile effettuare la prenotazione (cfr. Fig. 8).
Figura 8 - Elenco corsi Attivi
Nel momento in cui si esegue la prenotazione, la
richiesta verrà inviata in tempo reale alla segreteria
che, in orario d’ufficio, provvederà a confermare la
prenotazione.
Agendo nel menu “Prenotazioni”>elenco prenotazioni,
sarà possibile verificare se la prenotazione è
andata a buon fine (cfr. Fig. 9).
Nel caso di un corso a pagamento, la conferma
della prenotazione avverrà appena la segreteria avrà
ricevuto il pagamento, il quale potrà essere effettuato
online se si possiede un account della Banca virtuale
Paypal.
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luglio-settembre

Figura 9 - Conferma delle prenotazioni
Status crediti e stampa dell’attestato
Appena il corso verrà chiuso e validato dalla commissione
APC, la segreteria confermerà la presenza
dalle firme apposte nel registro delle firme e, accrediterà
automaticamente i crediti relativi al corso.
A questo punto, cliccando su “Profilo Personale”>“Dettagli
crediti APC” (cfr. fig. 10), si potrà controllare:
• Il proprio status dei crediti maturati con i corsi
ORGS dei trienni in corso,
• Lo status dei crediti del triennio passato,
• Si potrà inoltre:
Stampare l’attestato
Figura 10 - Status crediti e Stampa attestato
Importante: In questa prima fase di avvio del sistema i crediti e l’attestato potranno essere disponibili appena
tutte le autocertificazioni e deroghe del triennio 2008-2010 verranno inserite.
Ringraziamenti
La realizzazione di questo progetto non si sarebbe mai potuta attuare senza la fiducia e l’impegno di tutto il
Consiglio dell’Ordine.
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RECENSIONI
a cura di Pietro Todaro
Abbiamo letto per voi
Alberto Bruschi
PGS INTERPRETAZIONE DI PROVE GEOTECNICHE IN SITU. UN SOFTWARE
MODULARE INTEGRATO PER LE PROVE SPT, DP, CPTM, CPTE/U, DMT
Fondamenti teorico-pratici per affrontare le prove penetrometriche. Con software
pgg. 336 - prezzo Libro+Cd-Rom Euro 80,00 - Dario Flaccovio Editore, Palermo
Il testo analizza le principali caratteristiche delle prove (penetrometriche) in sito oggetto dei codici di
calcolo (storia, attrezzatura, tarature, esecuzione, caratterizzazione dei terreni attraversati, vantaggi
e svantaggi) per poi indicare le formulazioni atte a derivare i parametri geotecnici necessari alla
caratterizzazione del terreno al fine di costruire il modello geotecnico delle unità litologiche presenti
nel sito di indagine, le analisi dirette implementate nei programmi, l’analisi della liquefacibilità del sito.
Il manuale d’uso guida l’utente nell’inserimento dei dati e nelle varie applicazioni proprie a ogni prova
geotecnica penetrometrica. Il volume offre una vasta bibliografia per la realizzazione degli algoritmi
di calcolo. Dall’insieme dei parametri geotecnici ricavati è poi possibile identificare a cura dell’utente
il modello geotecnico del sottosuolo; valutare in via preliminare la capacità portante e il cedimento
di una fondazione diretta o indiretta; valutare la liquefacibilità del sito in analisi. Il testo fa parte
della Collana CD BOOKdi Flaccovio Editore. L’Autore Alberto Bruschi opera da anni nel settore della
meccanica delle terre e della meccanica delle rocce, sia per imprese di costruzione che per studi di
progettazione e istituti internazionali. (E. Doria)
Conrad Boley (Hrsg)
HANDBUCH GEOTECHNIK (in lingua tedesca)
pgg. 1022 - Wieweg + Teubner Editore - Euro 75,65
Si tratta di un manuale di geotecnica scritto da numerosi autori (24 tra ingegneri e geologi) di lingua
tedesca dell’Università di Monaco di Baviera e di numerose istituzioni e aziende private, coordinati dal
Prof. Dr. Ing. Conrad Boley. I primi 5 capitoli (su 16) sono dedicati ai principi fondanti della geotecnica
e alla geologia ambientale applicata. Un capitolo è dedicato alle moderne tecniche di perforazione
sia ai fini geognostici sia ai fini geoingegneristici per la realizzazione di palificate, diaframmi e tiranti
per opere di superficie e in sotterraneo, ma anche per interventi e trattamenti di miglioramento delle
caratteristiche dei terreni di fondazione con l’applicazione di tecniche innovative. Un capitolo è dedicato
alle fondazioni superficiali e a quelle profonde, illustrato da disegni e diagrammi che mostrano in
maniera approfondita e semplice i meccanismi di rottura e deformazione dei terreni su varie ipotesi di
carico e sistemi di fondazione. Il capitolo 12, uno dei più estesi e interessanti è dedicato alla stabilità
dei versanti con varie analisi e verifiche accompagnate dalle opere e interventi risolutivi classici e inediti
per progetti stradali e di mitigazione idrogeologica in generale. Il capitolo 13 si occupa dei rilevati
stradali, della preparazione dei sottofondi e del consolidamento dei substrati portanti in varie situazioni
geologiche di terreni. Il capitolo 14 è dedicato interamente ed in maniera molto approfondita alle
problematiche degli scavi in sotterraneo con la realizzazione di gallerie in situazioni geologiche e geotecniche
complesse accompagnate da soluzioni progettuali in avanzamento e di stabilizzazione definitive
degli scavi. Un vasto capitolo (15) è dedicato al monitoraggio strumentale geotecnico ricco di
diversi schemi e immagini in relazione a vari casi progettuali semplici e complessi.
Giovanni Bruno
CARATTERIZZAZIONE GEOMECCANICA
PER LA PROGETTAZIONE INGEGNERISTICA
pgg. 432 - Euro 68,00 - Dario Flaccovio Editore, Palermo
L’Autore è un geologo siciliano, docente presso la I Facoltà d’Ingegneria al Politecnico di Bari, dove
si occupa di temi di ricerca legati prevalentemente alla geologia applicata e alla geomeccanica delle
rocce. È certamente una singolarità accademica, un caso raro, se un geologo si è cimentato in un
campo cosi impegnativo dove le conoscenze di meccanica razionale e applicata sono di base per lo
studio dei fenomeni d’instabilità, deformabilità e resistenza degli ammassi rocciosi. Dopo una prima
presentazione grafica e acquisizione dei dati geologici in proiezione stereografica fino alla definizione
dei volumi rocciosi, si passa alla geomeccanica delle discontinuità, riccamente illustrata e analizzata
da grafici dedicati, e alla parte più professionale della caratterizzazione degli ammassi con le
maggiori classificazioni a indici fino al più recente e universalmente diffuso sistema GSI. Chiudono i
capitoli dedicati alla resistenza e deformabilità degli ammassi rocciosi accompagnati da numerosi
esempi che legano sempre i principi teorici e le verifiche con prove eseguiti in fase operativa in cantiere,
fino alla presentazione di numerose formule ed equazioni empiriche utili in campo applicato sia
per il geologo sia per l’ingegnere che in questo campo si trovano concorrenti.
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