RELAZIONE DI MECCANICA DELLE ROCCE E ANALISI DI STABILITA'

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2 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. RELAZIONE DI MECCANICA DELLE ROCCE E ANALISI DI STABILITA' Premessa Il presente studio analizza le caratteristiche geomeccaniche e la stabilità del sito estrattivo ubicato in Loc. Ponte Alto - Polo "COI001" nell ottica del futuro sviluppo delle coltivazioni del presente progetto di coltivazione e recupero ambientale. Nei successivi paragrafi verranno analizzate sia le condizioni statiche dei fronti di progetto, sulla base dei rilievi effettuati in passato lungo i fronti residui, che la stima, mediante modellazione numerica su schema continuo agli elementi finiti (FEM), del possibile effetto indotto dagli stessi scavi nella massa rocciosa a tergo dei fronti attuali. Per quanto riguarda le caratteristiche geologiche, geomorfologiche e idrogeologiche ci si rifà allo studio redatto dal Geol. Ing. Diego Talozzi allegato al presente progetto, mentre per quanto riguarda le caratteristiche meccaniche dei materiali rocciosi, delle fratture e delle stratificazioni costituenti il giacimento minerario ci si rifà allo studio eseguito nel 2009 dall'istituto IGAG-CNR, sezione di Torino che si riporta in appendice. Questo studio in particolare ha analizzato in grande dettaglio le caratteristiche delle rocce e delle discontinuità, anche sotto il profilo meccanico, e proprio per tale esteso approfondimento ad esso ci si rifa nella sua completezza per l aspetto di analisi e caratterizzazione delle rocce e di ammasso roccioso. 1

3 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. 1 Caratteristiche di fratturazione dell area di intervento I sopralluoghi effettuati avevano consentito di raccogliere una rilevante mole di dati strutturali che avevano permesso di caratterizzare l'assetto dell'ammasso roccioso in quanto i rilievi furono condotti, indiverse occasioni negli anni precedenti (lo scrivente fu direttore responsabile di cantiere delle operazioni di messa in sicurezza ), lungo i principali gradoni accessibili e lungo il bosco soprastante i fronti. Tali dati furono ordinati secondo gli usuali metodi della meccanica delle rocce contenuti nelle raccomandazioni tecniche dell ISRM (International Society of Rock Mechanics). Nel seguito si riporta lo stereogramma complessivo relativo al complesso dei rilievi effettuati al tempo. Rappresentazione stereografica dei poli di frattura rilevati Confrontando quanto raccolto negli anni precedenti e quanto rilevato nel 2009 per lo studio effettuato dal IGAG-CNR di Torino si può osservare come le caratteristiche giaciturali delle discontinuità complessive siano pressocché identiche. 2

4 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Nello studio del IGAG-CNR di Torino viene eseguita un'analisi di stabilità allo stato attuale effettuando una zonazione in settori o domini di omogeneità di parete dell'intera area di cava. L'area veniva suddivisa in sei settori (pag. 3 della relazione) e per ogniuna di essi è stata effettuata un'analisi sulle condizioni statiche dei fronti mediante test cinematici e la teoria dei blocchi. Nello studio eseguito successivamente si è deciso di considerare l'insieme dei dati ricavati senza suddividere l'area di cava, ovvero considerandola come un unico dominio geostrutturale e ciò in ampio favore di sicurezza. Successivamente si è valutata la stabilità dei fronti di progetto eseguendo uno studio parametrico, ovvero definendo un valore di sicurezza "parametrizzato" in funzione della variazione del valore dell'angolo di attrito (range che comprende il valore ricavato dalle prove di laboratorio effettuate nello studio del IGAG- CNR). I dati dei rilievi di parete sono stati raccolti ed elaborati con le usuali tecniche statistiche cercando di determinare la distribuzione e le rispettive caratteristiche delle famiglie di discontinuità nell ipotesi che i dati siano rappresentati da una distribuzione di tipo normale. Tale assunzione, ovviamente, ha talvolta carattere di arbitrarietà e, del resto, sovente i dati di campagna non permettono di poter stabilire se la distribuzione possa essere di tipo diverso, pur se concettualmente sia possibile. Tale asserzione trova riscontro anche nelle recenti note Rock Engineering course notes by E. Hoek (2001), laddove si sottolinea come la distribuzione statistica dei parametri geomeccanici sia ben approssimata da una distribuzione di tipo normale, a meno di non avere a disposizione una rilevante mole di dati da cui derivare un tipo diverso di rappresentazione. E evidente come spesso i dati ricavati dai rilievi di campagna possano non essere sufficienti per definire una distribuzione in modo sufficientemente corretto o, in altri termini, per avere una distribuzione di tipo significativo. In questi casi, a parere dello scrivente, deve essere la sensibilità del tecnico a stabilire se si è in presenza, ad esempio nel caso di un raggruppamento di discontinuità in un intervallo di valori di immersione ed inclinazione, di un fenomeno per l appunto significativo e cioè correlato con una reale caratteristica dell ammasso roccioso, magari anche solo limitata ad una porzione dello stesso, o se invece si è in presenza di una serie di esemplari casuali. La distribuzione di detti esemplari potrà pertanto anche non essere di tipo normale ed essere trattata, ad esempio, come uniforme laddove gli esemplari siano pochi e spaziati tra loro, ma questo, a parere dello scrivente, poco sposta rispetto alle successive analisi di tipo 3

5 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. previsionale da effettuare. Pertanto, a margine di quanto sopra, va sottolineato come spesso la definizione di un raggruppamento di discontinuità quale famiglia, possa anche essere, dal punto di vista statistico, fatto privo di significatività. Sulla scorta di quanto sopra e in relazione all intera area oggetto studio sono stati definiti 4 principali raggruppamenti medi di discontinuità, più il raggruppamento della stratificazione della stratificazione ed un raggruppamento di faglie immergenti a N. Tre raggruppamenti, che presentavano numerosi giunti posti a cavallo della verticale, sono stati suddivisi per comodità di rappresentazione in due sotto famiglie. Nella figure delle pagine seguenti si riportano, mediante rappresentazioni stereografiche, la distribuzione della densità dei poli dei piani di frattura complessivamente rilevati in tutta l area, nonché le ciclografie ed i poli corrispondenti dei piani medi. Raggruppamento Immersione Inclinazione Limite variabilità medio media media (2σ) K1 (stratificazione) K K K K K K K Superfici di faglia Nella quarta colonna si riporta il limite di variabilità calcolato per σ=95.44% (si veda il tabulato riportato successivamente alle figure in cui sono riassunte tutte le caratteristiche dei raggruppamenti medi come evidenziati dal Dips Document Information del programma DIPS ). Il programma utilizzato per il trattamento e lo studio dei dati strutturali raccolti in campagna (DIPS di Rocscience Inc. Canada) permette di visualizzare mediante rappresentazioni stereografiche la distribuzione della densità dei poli dei piani medi, i raggruppamenti medi individuati, e tutte le informazioni strutturali di ausilio all analisi. In particolare si riporta di seguito alle suddette rappresentazioni il documento informativo ( Dips Document Information ) che riassume tutte le caratteristiche del rilievo ed i computi elaborati dal programma. 4

6 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Rappresentazione stereografica suddivisione in famiglie medie e i rispettivi piani Diagramma a rosetta delle direzioni dei piani di frattura rilevati 5

7 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Dips Document Information Document Name: PonteAlto.dip Document Setup: Traverses: 0 Data is DIP/DIPDIRECTION format 14 Extra Data Columns 372 Poles from 372 Entries Global Mean Vector: Unweighted TREND/PLUNGE = / Unweighted DIP/DIPDIRECTION = 8/ Set Planes (via Add Set Options): ID TREND/PLUNGE DIP/DIPDIRECTION LABEL 1m / / K1 2m / / K2 1 3m / / K2 2 4m / / K3 1 5m / / K3 2 6m / / K4 7m / / K5 1 8m / / K5 2 9m / / Faglie Set Statistics Set: 1m (UNWEIGHTED) 72 Poles from 72 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 2m (UNWEIGHTED) 52 Poles from 52 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 3m (UNWEIGHTED) 27 Poles from 27 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 4m (UNWEIGHTED) 79 Poles from 79 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 5m (UNWEIGHTED) 27 Poles from 27 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 6

8 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l % Confidence Limit = degrees Set: 6m (UNWEIGHTED) 53 Poles from 53 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 7m (UNWEIGHTED) 51 Poles from 51 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 8m (UNWEIGHTED) 12 Poles from 12 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set: 9m (UNWEIGHTED) 5 Poles from 5 Entries Fisher's K = % Variability Limit = degrees 95.44% Variability Limit = degrees 99.74% Variability Limit = degrees 68.26% Confidence Limit = degrees 95.44% Confidence Limit = degrees 99.74% Confidence Limit = degrees Set Window Limits ID TREND1/PLUNGE1 TREND2/PLUNGE2 WRAPPED 1 146/86 282/59 NO 2 82/29 127/0 NO 3 261/14 312/0 NO 4 307/34 2/0 NO 5 136/22 179/0 NO 6 171/31 35/11 YES 7 26/56 88/1 NO 8 219/1 255/18 NO 9 126/49 95/29 NO Dai vari rilievi si sono ottenute informazioni relative a 372 poli. La stratificazione è caratterizzata da fratture molto persistenti e molto aperte (> 5 mm) riempite con materiale di natura argillosa; le superfici si presentano rugose alla piccola scala e da planari ad ondulate alla grande scala. Alcune delle superfici rilevate presentavano qualche traccia di umidità ma la grandissima maggioranza, in virtù anche del periodo del rilievo, erano asciutte e poco alterate. I giunti K2.1, che come detto si sono rilevati nella gran parte nei gradoni residuali contigui alla sciolta si presentavano mediamente in forma di superfici esposte e con una persistenza 7

9 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. variabile tra i 3 e i 20. Gli esemplari appartenenti a questa famiglia media sono quelli che in forma di superfici esposte caratterizzano il fronte della sciolta. Si presentano debolmente rugose alla piccola scala e ondulate o planari alla grande scala. Sono asciutte e poco alterate. I giunti K2.2 rilevati in quasi tutta l area si confondono in parte, nella prima zona, con i giunti K3.1. Si presentano in forma di superfici esposte o poco aperte (0.1 1), poco persistenti e prive di riempimento. Sono da debolmente rugose a rugose alla piccola scala e planari alla grande scala, asciutte e poco o non alterate. I giunti K3.1 che come detto sono foltamente rappresentati nella parte a N della cava fino a scomparire dopo la zona di sciolta sono esemplari caratterizzati da apertura che va da 0.1 a 5 mm con qualche traccia di riempimento hard filling negli esemplari più aperti. Sono rugose alla piccola scala ed ondulate planari alla grande scala. Sono in parte non alterate ed in parte moderatamente alterate mentre non si sono rilevate tracce di umidità. I giunti K3.2, che come detto si presentano a cavallo della verticale rispetto ai precedenti, iniziano a comparire nella zona della sciolta e proprio in questa zona danno origine in combinazione con i giunti K5.1 a delle strutture rimovibili da tenere sotto stretta osservazione. Questi giunti si presentano in forma di superfici esposte o generalmente poco aperte (0.1 1 mm), mediamente hanno una persistenza tra i 3 e i 10 metri e si presentano privi di riempimento. Sono da debolmente rugose a rugose alla piccola scala ed ondulate alla grande scala. Sono asciutte e non alterate. Le discontinuità K4, che come detto non si sono riscontrate nella zona più a N in quanto rilevate dalla zona di sciolta in poi in direzione S, si presentano in parte sotto forma di superfici esposte ed in parte poco aperte (0.1 1) e prive di riempimento. Hanno una persistenza variabile tra i 3 e i 10 m discretamente rugose alla piccola scala e da ondulate a planari alla grande scala. Gli esemplari rilevati erano poco o non alterati e generalmente asciutti. I giunti classificati come K5.1, che come detto in corrispondenza delle intersezioni con i giunti K3.2 possono dare origine a delle strutture rimovibili, si presentano nella gran parte dalla zona della sciolta in poi in direzione S. Come apprezzabile nella foto 7 si nota un discreto infittimento degli esemplari più persistenti nelle pareti soprastanti i gradoni di quota 385, 410 e 460 m ca. Le discontinuità rilevate si presentavano sotto forma di superfici esposte o con apertura superiore ai 5 mm mentre il riempimento quando presente era di natura hard filling. La persistenza generalmente superiore ai 20 m mentre si presentavano da planari a debolmente rugose alla piccola scala e ondulate alla grande scala. 8

10 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Gli esemplari ribaltati sulla verticale dei giunti appena menzionati sono stati nominati come K5.2 e sono stati rilevati nella quasi totalità nell area della cavetta abbandonata. Tali giunti si presentavano con una persistenza media inferiore ai 3 metri, apertura variabile tra gli 0.1 e 1 mm con riempimento generalmente assente. Sono discontinuità definibili come rugose alla piccola scala, da ondulate a planari alla grande scala con esemplari mediamente asciutti e moderatamente alterati. Per concludere si sono raggruppate anche le superfici di faglia immergenti a N NW. Queste superfici si presentano molto aperte (> 5 mm) con riempimento di natura soft hard filling e con una persistenza superiore ai 20 m. Sono molto rugose alla piccola scala e ondulate alla grande scala. Anche in questo caso non si sono rilevate tracce di umidità e le superfici si presentavano da poco a moderatamente alterate. 2 Caratterizzazione geomeccanica dell ammasso roccioso e delle discontinuità Caratteristiche del materiale roccioso e classificazione geomeccanica dell ammasso roccioso e delle discontinuità. Per quanto riguarda queste caratteristiche si rimanda a quanto contenuto nella copia qui unita della relazione redatta dall'istituto IGAG-CNR di Torino nel

11 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. 3 Analisi di stabilità Come detto in premessa, l analisi di stabilità è stata mirata all individuazione dei possibili cinematismi lungo le direzioni dei fronti di progetto al fine di individuare tutti i possibili cinematismi a cui le famiglie di discontinuità individuate potrebbero dare origine. 3.1 Definizione e fronti di progetto L analisi di stabilità è stata condotta andando a determinare e verificare i possibili fenomeni di instabilità che si potrebbero venire a creare. In particolare sono stati analizzati i prismi potenzialmente instabili. Nel caso di cava in materiale rigido impostata secondo una coltivazione a gradoni ed in sotterraneo si prevede generalmente un analisi impostata sulla verifica allo scivolamento di blocchi o cunei rispettivamente su una superficie di scivolamento o su due o più superfici intersecantesi. L effettivo movimento delle strutture è legato al verificarsi di altre ulteriori condizioni indispensabili al realizzarsi del cinematismo: - mancanza di continuità laterale della massa rocciosa, - effettiva emersione in superficie delle fratture di cui si è accennato sopra, - dimensioni del cuneo fisicamente compatibili con quelle della cava, - condizione di effettiva persistenza delle discontinuità su tutta la superficie di contatto del cuneo idealizzato, etc. In modo particolare si ritiene utile evidenziare come in accordo con i primi tre punti il cuneo o il prisma idealmente formati devono essere posti in relazione alla morfologia della cava e dell area circostante. In altri termini il cuneo o il prisma deve risultare abbastanza piccolo da far sì che le fratture che lo individuano si sviluppino completamente all interno delle pareti di cava ed analogamente l andamento morfologico della superficie topografica sopra il ciglio del fronte deve permettere l emersione delle suddette fratture, diversamente il cuneo non potrà muoversi o perché fermato dai fronti laterali della cava (se è troppo grande) o perché fisicamente congiunto con l ammasso roccioso se le fratture non emergono sulla superficie superiore esterna. Differente invece è il problema dei cunei isolabili in situazioni di coltivazione di gradoni in cui alle superfici verticali, magari due concorrenti, del fronte si correlano le superfici orizzontali delle bancate così da far realizzare la possibilità di chiusura delle superfici isolanti il cuneo roccioso. In questo caso possono realizzarsi con 10

12 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. relativa facilità le condizioni di cui sopra si è fatto un parziale elenco. Nel caso delle coltivazioni di cava a cielo aperto, la valutazione di stabilità viene effettuata con i metodi classici di equilibrio al limite allo scivolamento di cunei cinematicamente rimovibili e dell analisi dei prismi di parete rimovibili. Per l analisi dei cunei è stato utilizzato il programma SWEDGE di Rocscience Inc. sviluppato dal Dipartimento di Ingegneria delle Rocce dell Università di Toronto sotto la supervisione del Dr. E. Hoek. Analogamente, per i prismi di parete si è utilizzato il programma software UNWEDGE, sempre di Rocscience Inc., che applica il medesimo metodo alle equazioni vettoriali adattato all approccio del problema (vedasi fig. soprastante) così come illustrato da Hoek e Bray (1980, Underground excavations in rock). Anche questo software, comunque, utilizza la formulazione di Goodman e Shi per la determinazione dei prismi rimovibili e delle modalità cinematiche di movimento. In linea di principio possono crearsi anche configurazioni più complesse dovute al sommarsi di più piani di discontinuità (teoria dei blocchi di Goodman e Shi), ma è anche vero che l esperienza degli ammassi marmorei apuani insegna come siano molto più probabili i fenomeni di instabilità legati allo scoscendimento di cunei o prismi di parete. Questa teoria formulata in termini esclusivamente topologici e di giaciture, permette una valutazione delle condizioni di stabilità dei blocchi in accordo a cinematismi semplici di scivolamento. L analisi è basata su ipotesi semplificative di discontinuità ubiquitarie e totalmente persistenti all interno dell ammasso roccioso, prive di coesione e con giacitura corrispondente a quella media della famiglia cui appartengono. La teoria dei blocchi permette di operare per via grafica considerando le giaciture dei sistemi di discontinuità presenti in un dato settore di massa rocciosa e le giaciture delle pareti libere che lo delimitano. Affinché un blocco possa muoversi dalla massa rocciosa non può che farlo entro l insieme delle direzioni libere, che viene definito come spazio della piramide SP, comprendente le direzioni poste al di sopra dei piani rappresentanti il fronte e il piano superiore orizzontale. Tra i blocchi di tipo rimovibile solo quelli in grado di sviluppare una direzione ŝ compatibile e configurante la minore apertura angolare 0 θ=cos -1 ( ŝ x rˆ )<90 con il versore rˆ della risultante delle forze attive, possono eventualmente lasciare la loro sede, o staccandosi da tutti i piani o scivolando su uno o su due piani. 11

13 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Y(North) i Schema di analisi dei prismi utilizzato dal programma Unwedge T k b a j d 4 f W t g T W b T - bolt force Yr - unit weight of rock U- average water pressure on discontinuities N, S - normal and shear reactions on plane carried rock contacts C, φ - cohesion and angle of friction F S - factor of safety Il verso di possibile eventuale movimento è detto modo e per il potenziale scivolamento di un blocco possono sussistere due tipi di modi: lo scivolamento su un piano (modo i) o quello lungo la linea di intersezione di due piani (modo ij). Per cui tutte le possibili strutture, anche le più complesse, sono delle strutture sottoinsieme di quelle più semplici (il cuneo in particolare) idealizzate da un eventuale terza, quarta o quinta frattura che riduce una struttura base suddividendola in due o più figure. Non a caso il modo di distacco (o tipo di movimento) di queste strutture si riconduce sempre ad uno scivolamento su una superficie o sull intersezione di due di esse. Queste considerazioni consentono di eseguire l analisi in forma parametrica alla ricerca di una modalità generale di dissesto delle diverse strutture identificate con i software di cui sopra, approccio che consente di mantenere le valutazioni su un piano il più generale possibile. 12

14 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. L analisi è stata condotta per le seguenti direzioni dei fronti di progetto 170 (F1), 190 (F2), 205 (F3), 225 (F4), 250 (F5) e 360 (F6), i quali hanno un'inclinazione pari a 70. Per l identificazione si rimanda all estratto planimetrico seguente. Direzione di immersione dei fronti di progetto Stato di progetto 13

15 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Nello stereogramma sono indicati i piani medi F1, F2, F3, F4, F5 e F6 con cui sono stati approssimati i fronti di progetto. 14

16 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. 3.2 Analisi di stabilità Possibilità cinematiche Come accennato in precedenza, e rifacendosi alla Key Block Teory, tutte le possibili strutture, anche le più complesse sono delle strutture sottoinsieme di quelle più semplici (il cuneo in particolare) idealizzate da un eventuale terza quarta o quinta frattura che riduce una struttura base suddividendola in due o più figure. Non a caso il modo di distacco (o tipo di movimento) di queste strutture si riconduce sempre ad uno scivolamento su una superficie o sull intersezione di due di esse. La tabella di seguito riportata indica, per ciascun cinematismo possibile, quali sono le combinazioni interessate relativamente a ciascuna direzione di immersione media di analisi. Tale suddivisione è stata effettuata sia per quel che riguarda i cinematismi derivati dall intersezione tre a tre (ideale struttura prismatica) che per quel che riguarda le intersezioni due a due (ideale cuneo). Tabelle riassuntive cunei Nelle tabelle successive sono indicati i possibili cinematismi di scivolamento per ciascuna delle possibili combinazioni a due a due delle famiglie di discontinuità relativamente a ciascuna immersione media di analisi rappresentativa delle direzioni di progetto. Cinematismi per immersione media di analisi n Combinazione F1 - Imm. 90 Incl. 70 F2 - Imm. 250 Incl. 70 F3 - Imm. 280 Incl K1 - K2.1 Scivola su K1 (37 /13 ) Non si forma Non si forma 2 K1 - K2.2 Scivola su K1 (37 /13 ) Non si forma Non si forma 3 K1 - K3.1 Scivola su K1 - K3.1 (70 /11 ) Non si form a Non si forma 4 K1 - K3.2 Scivola su K1 - K3.2 (67 /11 ) Non si form a Non si forma 5 K1 - K4 Scivola su K1 - K4 (102 /6 ) Non si forma Non si forma 6 K1 - K5.1 Non si forma Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 7 K1 - K5.2 Non si forma Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 8 K1 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) Non si forma Non si forma 9 K2.1 - K2.2 Non si forma Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Non si forma 10 K2.1 - K3.1 Non si forma Non si forma Non si forma 11 K2.1 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 12 K2.1 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 13 K2.1 - K5.1 Non si forma Scivola su K5.1 (249 /66 ) Non si forma 14 K2.1 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 15 K2.1 - Faglie Non si forma Non si forma Non si forma 16 K2.2 - K3.1 Non si forma Non si forma Non si forma 17 K2.2 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 18 K2.2 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 19 K2.2 - K5.1 Non si forma Scivola su K5.1 (249 /66 ) Non si forma 20 K2.2 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 21 K2.2 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) No n si forma Non si forma 22 K3.1 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 23 K3.1 - K4 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Non si for ma Non si forma 24 K3.1 - K5.1 Non si forma Scivola su K5.1 (249 /66 ) Non si forma 25 K3.1 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 26 K3.1 - Faglie Scivola su K3.1 - Faglie (68 /2 ) Non si forma Non si forma 27 K3.2 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 28 K3.2 - K5.1 Non si forma Scivola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) Scivola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) 29 K3.2 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 30 K3.2 - Faglie Scivola su K3.2 - Faglie (68 /3 ) Non si forma Non si forma 31 K4 - K5.1 Non si forma Scivola su K4 - K5.1 (297 /5 6 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) 32 K4 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 33 K4 - Faglie Non si forma Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) 34 K5.1 - K5.2 Non si forma Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 35 K5.1 - Faglie Non si forma Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) 36 K5.2 - Faglie Non si forma Non si forma Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) 15

17 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Cinematismi per immersione media di analisi n Combinazione F4 - Imm. 300 Incl. 70 F5 - Imm. 315 Incl. 70 F6 - Imm. 335 Incl K1 - K2.1 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K 1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) 2 K1 - K2.2 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 3 K1 - K3.1 Non si forma Non si forma Non si forma 4 K1 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 5 K1 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 6 K1 - K5.1 Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 7 K1 - K5.2 Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 8 K1 - Faglie Non si forma Non si forma Scivola su Faglie (340 /49 ) 9 K2.1 - K2.2 Non si forma Non si forma Non si forma 10 K2.1 - K3.1 Non si forma Non si forma Non si forma 11 K2.1 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 12 K2.1 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 13 K2.1 - K5.1 Non si forma Non si forma Non si forma 14 K2.1 - K5.2 Non si forma Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 15 K2.1 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 16 K2.2 - K3.1 Non si forma Non si forma Non si forma 17 K2.2 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 18 K2.2 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 19 K2.2 - K5.1 Non si forma Non si forma Non si forma 20 K2.2 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 21 K2.2 - Faglie Non si forma Scivola su Faglie (340 / 49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 22 K3.1 - K3.2 Non si forma Non si forma Non si forma 23 K3.1 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 24 K3.1 - K5.1 Non si forma Non si forma Non si forma 25 K3.1 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 26 K3.1 - Faglie Non si forma Non si forma Non si forma 27 K3.2 - K4 Non si forma Non si forma Non si forma 28 K3.2 - K5.1 Scivola su K3.2 - K5.1 (263 /65 ) Non s i forma Non si forma 29 K3.2 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 30 K3.2 - Faglie Non si forma Non si forma Non si forma 31 K4 - K5.1 Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola s u K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) 32 K4 - K5.2 Non si forma Non si forma Non si forma 33 K4 - Faglie Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivo la su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) 34 K5.1 - K5.2 Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivo la su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 35 K5.1 - Faglie Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) S civola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) 36 K5.2 - Faglie Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) S civola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) 16

18 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Tabelle riassuntive prismi Nelle tabelle successive sono invece indicati i possibili cinematismi di scivolamento per ciascuna delle possibili combinazioni a tre a tre delle famiglie di discontinuità relativamente a ciascuna immersione media di analisi rappresentativa delle direzioni rappresentative dei fronti di progetto. Cinematismi per immersione media di analisi n Combinazione F1 - Imm. 90 Incl. 70 F2 - Imm. 250 Incl. 70 F3 - Imm. 280 Incl K1 - K2.1 - K2.2 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sciv ola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 2 K1 - K2.1 - K3.1 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stab ile 3 K1 - K2.1 - K3.2 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stab ile 4 K1 - K2.1 - K4 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stabil e 5 K1 - K2.1 - K5.1 Scivola su K1 (37 /13 ) Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 6 K1 - K2.1 - K5.2 Scivola su K1 (37 /13 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 7 K1 - K2.1 - Faglie Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile St abile 8 K1 - K2.2 - K3.1 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stab ile 9 K1 - K2.2 - K3.2 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stab ile 10 K1 - K2.2 - K4 Scivola su K1 (37 /13 ) Stabile Stabi le 11 K1 - K2.2 - K5.1 Scivola su K1 (37 /13 ) Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 12 K1 - K2.2 - K5.2 Scivola su K1 (37 /13 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 13 K1 - K2.2 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /4 0 ) Stabile Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 14 K1 - K3.1 - K3.2 Scivola su K1 - K3.2 (67 /11 ) Sta bile Stabile 15 K1 - K3.1 - K4 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Stabi le Stabile 16 K1 - K3.1 - K5.1 Scivola su K1 - K3.1 (70 /11 ) Sci vola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 17 K1 - K3.1 - K5.2 Scivola su K1 - K3.1 (70 /11 ) Sci vola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (32 8 /5 ) 18 K1 - K3.1 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) Stabile Stabile 19 K1 - K3.2 - K4 Scivola su K1 - K3.2 (67 /11 ) Stabi le Stabile 20 K1 - K3.2 - K5.1 Scivola su K1 - K3.2 (67 /11 ) Sci vola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) Scivola su K3.2 - K5. 1 (264 /65 ) 21 K1 - K3.2 - K5.2 Scivola su K1 - K3.2 (67 /11 ) Sci vola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (32 8 /5 ) 22 K1 - K3.2 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) Stabile Stabile 23 K1 - K4 - K5.1 Scivola su K1 - K4 (102 /6 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 / 56 ) 24 K1 - K4 - K5.2 Scivola su K1 - K4 (102 /6 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 25 K1 - K4 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) S civola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Fag lie (290 /36 ) 26 K1 - K5.1 - K5.2 Stabile Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 27 K1 - K5.1 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) 28 K1 - K5.2 - Faglie Scivola su K1 - Faglie (59 /12 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K5.2 - Fa glie (336 /49 ) 29 K2.1 - K2.2 - K3.1 Stabile Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 30 K2.1 - K2.2 - K3.2 Stabile Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 31 K2.1 - K2.2 - K4 Stabile Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 32 K2.1 - K2.2 - K5.1 Stabile Scivola su K2.1 - K5.1 (208 /60 ) Stabile 33 K2.1 - K2.2 - K5.2 Stabile Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 34 K2.1 - K2.2 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) Scivola su K2.1 - K2.2 (195 /30 ) Stabile 35 K2.1 - K3.1 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 36 K2.1 - K3.1 - K4 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Stabile Stabile 37 K2.1 - K3.1 - K5.1 Stabile Stabile Stabile 38 K2.1 - K3.1 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 39 K2.1 - K3.1 - Faglie Scivola su K3.1 - Faglie (68 /2 ) Stabile Stabile 40 K2.1 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 41 K2.1 - K3.2 - K5.1 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) 42 K2.1 - K3.2 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 43 K2.1 - K3.2 - Faglie Scivola su K3.2 - Faglie (68 /3 ) Stabile Stabile 44 K2.1 - K4 - K5.1 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) 45 K2.1 - K4 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 46 K2.1 - K4 - Faglie Stabile Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) 47 K2.1 - K5.1 - K5.2 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 48 K2.1 - K5.1 - Faglie Stabile Scivola su K5.1 (249 / 66 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) 49 K2.1 - K5.2 - Faglie Stabile Stabile Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) 50 K2.2 - K3.1 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 51 K2.2 - K3.1 - K4 Stabile Stabile Stabile 52 K2.2 - K3.1 - K5.1 Stabile Scivola su K3.1 - K5.1 (223 /64 ) Stabile 53 K2.2 - K3.1 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 54 K2.2 - K3.1 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) Stabile Stabile 55 K2.2 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 56 K2.2 - K3.2 - K5.1 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) 57 K2.2 - K3.2 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 58 K2.2 - K3.2 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) Stabile Stabile 59 K2.2 - K4 - K5.1 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) 60 K2.2 - K4 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 61 K2.2 - K4 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /4 0 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) 62 K2.2 - K5.1 - K5.2 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 63 K2.2 - K5.1 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K5.1 - Fa glie (312 /45 ) 64 K2.2 - K5.2 - Faglie Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) Stabile Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) 65 K3.1 - K3.2 - K4 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Sta bile Stabile 66 K3.1 - K3.2 - K5.1 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K3.2 - K5.1 (264 /65 ) 67 K3.1 - K3.2 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 68 K3.1 - K3.2 - Faglie Scivola su K3.2 - Faglie (68 /3 ) Stabile Stabile 69 K3.1 - K4 - K5.1 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Sci vola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K4 - K5.1 (297 /5 6 ) 70 K3.1 - K4 - K5.2 Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) Sta bile Stabile 71 K3.1 - K4 - Faglie Scivola su K3.1 - K4 (88 /58 ) S civola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Fag lie (290 /36 ) 72 K3.1 - K5.1 - K5.2 Stabile Scivola su K5.1 (249 /66 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 17

19 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Cinematismi per immersione media di analisi n Combinazione F4 - Imm. 300 Incl. 70 F5 - Imm. 315 Incl. 70 F6 - Imm. 335 Incl K1 - K2.1 - K2.2 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sciv ola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 2 K1 - K2.1 - K3.1 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivo la su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) 3 K1 - K2.1 - K3.2 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivo la su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) 4 K1 - K2.1 - K4 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) 5 K1 - K2.1 - K5.1 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivo la su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) 6 K1 - K2.1 - K5.2 Scivola su K1 - K2.1 (7 /11 ) Scivo la su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 7 K1 - K2.1 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) Sciv ola su Faglie (340 /49 ) Scivola su K2.1 - Faglie (3 57 /48 ) 8 K1 - K2.2 - K3.1 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sciv ola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 9 K1 - K2.2 - K3.2 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sciv ola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 10 K1 - K2.2 - K4 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivo la su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 / 12 ) 11 K1 - K2.2 - K5.1 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sci vola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 12 K1 - K2.2 - K5.2 Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Sci vola su K1 - K2.2 (20 /12 ) Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) 13 K1 - K2.2 - Faglie Scivola su K1 - K2.2 (20 /12 ) S civola su Faglie (340 /49 ) Scivola su K2.2 - Faglie (24 /40 ) 14 K1 - K3.1 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 15 K1 - K3.1 - K4 Stabile Stabile Stabile 16 K1 - K3.1 - K5.1 Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Sci vola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Scivola su K1 - K5.1 (33 6 /6 ) 17 K1 - K3.1 - K5.2 Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Sci vola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (32 8 /5 ) 18 K1 - K3.1 - Faglie Stabile Stabile Scivola su Faglie (340 /49 ) 19 K1 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 20 K1 - K3.2 - K5.1 Scivola su K3.2 - K5.1 (263 /65 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) Scivola su K1 - K5.1 (336 /6 ) 21 K1 - K3.2 - K5.2 Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Sci vola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (32 8 /5 ) 22 K1 - K3.2 - Faglie Stabile Stabile Scivola su Faglie (340 /49 ) 23 K1 - K4 - K5.1 Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Sciv ola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 (29 7 /56 ) 24 K1 - K4 - K5.2 Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivo la su K1 - K5.2 (328 /5 ) Scivola su K1 - K5.2 (328 /5 ) 25 K1 - K4 - Faglie Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 26 K1 - K5.1 - K5.2 Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 27 K1 - K5.1 - Faglie Scivola su K5.1 - Faglie (312 / 45 ) Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) Scivola su F aglie (340 /49 ) 28 K1 - K5.2 - Faglie Scivola su K5.2 - Faglie (336 / 49 ) Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) Scivola su F aglie (340 /49 ) 29 K2.1 - K2.2 - K3.1 Stabile Stabile Stabile 30 K2.1 - K2.2 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 31 K2.1 - K2.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 32 K2.1 - K2.2 - K5.1 Stabile Stabile Stabile 33 K2.1 - K2.2 - K5.2 Stabile Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 34 K2.1 - K2.2 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) S civola su K2.1 - Faglie (357 /48 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 35 K2.1 - K3.1 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 36 K2.1 - K3.1 - K4 Stabile Stabile Stabile 37 K2.1 - K3.1 - K5.1 Stabile Stabile Stabile 38 K2.1 - K3.1 - K5.2 Stabile Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 39 K2.1 - K3.1 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) S civola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 / 49 ) 40 K2.1 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 41 K2.1 - K3.2 - K5.1 Scivola su K3.2 - K5.1 (263 /65 ) Stabile Stabile 42 K2.1 - K3.2 - K5.2 Stabile Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 43 K2.1 - K3.2 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) S civola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 / 49 ) 44 K2.1 - K4 - K5.1 Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Sc ivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 ( 297 /56 ) 45 K2.1 - K4 - K5.2 Stabile Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 46 K2.1 - K4 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) Sci vola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 47 K2.1 - K5.1 - K5.2 Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) 48 K2.1 - K5.1 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) S civola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 / 49 ) 49 K2.1 - K5.2 - Faglie Scivola su Faglie (340 /49 ) S civola su K2.1 - K5.2 (344 /65 ) Scivola su K2.1 - K 5.2 (344 /65 ) 50 K2.2 - K3.1 - K3.2 Stabile Stabile Stabile 51 K2.2 - K3.1 - K4 Stabile Stabile Stabile 52 K2.2 - K3.1 - K5.1 Stabile Stabile Stabile 53 K2.2 - K3.1 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 54 K2.2 - K3.1 - Faglie Stabile Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 55 K2.2 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 56 K2.2 - K3.2 - K5.1 Scivola su K3.2 - K5.1 (263 /65 ) Stabile Stabile 57 K2.2 - K3.2 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 58 K2.2 - K3.2 - Faglie Stabile Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 59 K2.2 - K4 - K5.1 Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Sc ivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 ( 297 /56 ) 60 K2.2 - K4 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 61 K2.2 - K4 - Faglie Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (34 0 /49 ) 62 K2.2 - K5.1 - K5.2 Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 63 K2.2 - K5.1 - Faglie Scivola su K5.1 - Faglie (312 /45 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 64 K2.2 - K5.2 - Faglie Scivola su K5.2 - Faglie (336 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) Scivola su Faglie (340 /49 ) 65 K3.1 - K3.2 - K4 Stabile Stabile Stabile 66 K3.1 - K3.2 - K5.1 Scivola su K3.2 - K5.1 (263 /65 ) Stabile Stabile 67 K3.1 - K3.2 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 68 K3.1 - K3.2 - Faglie Stabile Stabile Stabile 69 K3.1 - K4 - K5.1 Scivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Sc ivola su K4 - K5.1 (297 /56 ) Scivola su K4 - K5.1 ( 297 /56 ) 70 K3.1 - K4 - K5.2 Stabile Stabile Stabile 71 K3.1 - K4 - Faglie Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) Scivola su K4 - Faglie (290 /36 ) 72 K3.1 - K5.1 - K5.2 Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) Scivola su K5.1 - K5.2 (330 /20 ) 18

20 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. I possibili diversi modi di scivolamento cui fanno riferimento le diverse possibili combinazioni di cui sopra, lungo la direzione di analisi, sono complessivamente 25. Proprio perché, come detto sopra, strutture per quanto complesse sono sempre riconducibili a modi più semplici di possibilità cinematica è possibile eseguire una indagine mirata e significativa sui modi stessi piuttosto che su ogni singola diversa struttura. A partire dal modo di scivolamento prima determinato è stata quindi compiuta un analisi di tipo parametrico così da rendersi indipendenti dalle dimensioni della struttura. Allo scopo, in favore di sicurezza, si è considerata nulla la coesione. Tale condizione cautelativa consente infatti di condurre un analisi che è indipendente dal peso della struttura. L espressione del fattore di sicurezza diventa quindi funzione solamente dell angolo di attrito e dell inclinazione della superficie di scivolamento, nel caso di scivolamento planare, mentre nel caso di scivolamento su linea di intersezione è funzione dell attrito su entrambi i piani coinvolti nonché dell angolo compreso fra le due discontinuità intersecantesi e l orientazione generale delle stesse in rapporto alla geometria complessiva della struttura. In questo modo l analisi di tipo parametrico permette di individuare per tutta l area in esame quali sono i giunti su cui si può creare una possibile instabilità e allo stesso tempo permette di definire un fattore di sicurezza parametrizzato in funzione del solo angolo di attrito. A tal proposito è stata poi compiuta un analisi sensitiva ove per ciascun cinematismo si è definita la variazione del fattore di sicurezza al variare tra 29 e 47 dell angolo di attrito. La forbice scelta contiene al suo interno i valori ricavati nello studio eseguito da IGAG-CNR Torino. Come deducibile dalle tabelle e dai grafici riportati di seguito, dei 3 cinematismi di scivolamento su giunto singolo risultano solo 2 ( K5.1 e Faglie) caratterizzati da un fattore di sicurezza critico, come logico attendersi, dato che solo nel caso di scivolamento su K1 in cui la superficie su cui avviene lo scivolamento planare è meno inclinata dell angolo di attrito minimo si ha una situazione di completa stabilità. Si ricorda che l analisi parametrica esclude ogni contributo della coesione istantanea e che comunque ogni struttura reale deve essere nel caso puntualmente verificata, e ciò va in ampio favore di sicurezza. 19

21 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Variazione del Fattore di sicurezza al variare dell'angolo di attrito K5.1 Faglie Fattore di sicurezza [F.S.] Angolo di attrito [ ] Variazione del fattore di sicurezza (F.S.<1,3) al variare dell angolo di attrito Scivolamento su giunto singolo Variazione del Fattore di sicurezza al variare dell'angolo di attrito K Fattore di sicurezza [F.S.] Angolo di attrito [ ] Variazione del fattore di sicurezza (F.S.>1,3) al variare dell angolo di attrito Scivolamento su giunto singolo 20

22 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Variazione del Fattore di sicurezza al variare dell'angolo di attrito K2.1 - K5.1 K2.1 - K5.2 K2.1 - Faglie K3.1 - K5.1 K3.2 - K5.1 K4 - K5.1 K5.1 - Faglie K5.2 - Faglie Fattore di sicurezza [F.S.] Angolo di attrito [ ] Variazione del fattore di sicurezza (F.S. < 1,3) al variare dell angolo di attrito Scivolamento su intersezione Fattore di sicurezza [F.S.] Variazione del Fattore di sicurezza al variare dell'angolo di attrito K1 - K2.1 K1 - K2.2 K1 - K3.2 K1 - K4 K1 - K5.1 K1 - K5.2 K1 - Faglie K1 - K3.1 K2.2 - Faglie K3.1 - Faglie K3.2 - Faglie K4 - Faglie K5.1 - K5.2 K3.1 - K Angolo di attrito [ ] Variazione del fattore di sicurezza (F.S. > 1,3) al variare dell angolo di attrito Scivolamento su intersezione 21

23 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Dai grafici sopra riportati si evince come vi siano 10 teorici cinematismi potenzialmente instabili caratterizzati da scivolamento su linea di intersezione o giunto singolo aventi fattore di sicurezza inferiore ad 1.3, mentre sono 15 i cinematismi teorici che presentano un fattore di sicurezza maggiore di 1.3. Due di questi risultano essere visibili parzialmente in quanto già con valori dell angolo di attrito pari a 29 si raggiunge un fattore di sicurezza maggiore di 37. Si ricorda che in relazione allo stato di progetto l identificazione di tali cinematismi serve da linea guida per la possibile previsione di eventuali strutture instabili durante la realizzazione degli avanzamenti di progetto. Inoltre, si ribadisce come questa analisi parametrica abbia utilizzato una forbice per il valore dell'angolo di attrito da attribuire alle diverse famiglie (29-47 ) al cui interno ricadono ampiamente i valori ricavati dalle innumerevoli prove eseguite dal IGAG-CNR in occasione della relazione "Studio geomeccanico per la valutazione delle condizioni statiche del fronte roccioso, residuo di passate coltivazioni, nella cava Ponte Alto sita nel comune di Cagli (PU)" variabili tra 38 e 42 a seconda delle famiglie nei settori ivi denominati IGG5 e IGG6 dove avverranno le escavazioni di progetto. Se suddetti cinematismi dovessero realizzarsi durante le fasi di lavorazione sarà cura della Direzione dei Lavori valutare in maniera dettagliata l'intervento da eseguire per garantire la sicurezza delle lavorazioni. 22

24 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. 3.3 Modellazione numerica bidimensionale Come accennato in premessa nel seguito verrà eseguito uno studio sullo stato deformativo e tensionale delle pareti di scavo utilizzando uno schema di analisi di tipo continuo agli elementi finiti (FEM) come eseguito nello studio del IGAG-CNR del 2009 (cap.9). Lo scopo di questa modellazione, come nel citato studio, è quello di individuare una rappresentazione approssimata del regime deformativo e tensionale delle pareti di cava e valutare le variazioni indotte dagli scavi di progetto. Come geometria rappresentativa si è scelta la sezioni rappresentata nella figura seguente. La scelta è ricaduta su quest'area in quanto rappresenta la sezione di massima pendenza del progetto per cui si analizza la zona di maggior influenza degli scavi sullo stato attuale. Ubicazione della sezione di analisi sul fronte di progetto Nella figura successiva si riporta la geometria reale e quella idealizzata, utilizzata nella ricostruzione del modello FEM. 23

25 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. Con la linea nera è rappresenta la geometria reale, mentre in rosso quella idealizzata per la costruzione del modello. La sezione di indagine è posizionata all'interno del settore IGG5+S2 individuato nella relazione redatta dal IGAG-CNR, (cap 5.5). Per suddetto motivo nel modello saranno introdotti per le caratteristiche del materiale i valori ricavati dalle indagini svolte al tempo, che sono indicate nelle tabella 9.1 presente a pag. 161 della relazione citata, in quanto nell'area sono presenti due formazioni: il Calcare Massiccio CM nella zona bassa del fronte e le Corniole (CF+CR) nel restante sviluppo altimetrico della parete. Come fatto nello studio passato sono state simulate le varie fasi degli scavi, ovvero si è riprodotto in modo semplificativo il profilo ipotetico del pendio naturale preesistente all'attività di cava nello stage 1, nello stage 2 si è rappresentata la situazione attuale ed inoltre si è aggiunto uno stage 3 nel quale si è riprodotto il profilo finale degli scavi di progetto. I risultati ottenuti con i primi due stage servono principalmente a valutare la corrispondenza della presente analisi con quella della relazione già più volte citata. Nel modello si è assunto che le operazioni di abbattimento eseguite, sino ad arrivare alla situazione attuale sia quelle future abbiano prodotto un deterioramento delle porzioni più corticali della massa rocciosa per cui nel modello sono state introdotte due diverse fasce di transizione aventi caratteristiche meccaniche più scadenti rispetto a quelle della roccia indisturbata. Nella definizione delle condizioni al contorno sono indispensabili studi di sensitività della soluzione al variare del tipo di condizioni imposte sul contorno, ed alla distanza tra questo e le zone di interesse. Uno studio di sensitività, confrontando il risultati forniti dal codice con quelli ottenuti con altri tipi di programmi relativamente ad un semplice pendio è stato 24

26 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. effettuato in passato in diversi studi di stabilità. In tale studio si è potuto apprezzare come le maggiori differenze tra i vari codici di calcolo occorrono solitamente man mano che ci si avvicina ai bordi del problema, laddove intervengono cioè i vincoli. Dall analisi è emerso come allontanando i vincoli dalla zona di interesse, espandendo cioè i limiti del problema, i risultati tendono a discostarsi di meno da quelli ottenuti con gli altri codici. E altresì da notare come le differenze siano state comunque dell ordine di qualche punto percentuale, che in termini di MPa si possono anche considerare ininfluenti. Visti i risultati ottenuti dallo studio menzionato si sono estesi i limiti del problema in modo tale che l area di cava ricadesse in una zona relativamente distante dal contorno cercando di eliminare gli effetti di bordo sull area di interesse (è stata considerata una sezione di 1300 m ca. in cui l area di intervento ricadeva al centro) e in maniera tale da ridurre al minimo le influenze dei vincoli al contorno. Nell'immagine successiva viene evidenziata la schematizzazione della sezione per l'intera sua lunghezza mentre, nel proseguo dello studio, si evidenzierà esclusivamente la zona prossima all'area di interesse tralasciando il resto. Facendo così è meglio apprezzabile la variazione delle grandezze in gioco. Schematizzazione complessiva della sezione di indagine. 25

27 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) c) Schematizzazione del pendio nelle tre fasi analizzate: a) situazione pre-scavi, b) attuale, c) configurazione finale del pendio. Si evidenziano con altri colori le due zone di materiale con caratteristiche scadenti adiacenti alle superfici create dagli scavi. Una volta introdotta la geometria del problema si sono definite le caratteristiche intrinseche dell ammasso roccioso che come detto sono state estrapolate dallo studio fatto dal IGAG- CNR. Si è scelto quindi di trattare il materiale come isotropo assegnando, come il codice 26

28 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. richiede, i valori del modulo di Young s e il valore del rapporto di Poisson facendo riferimento a dati riportati nella Tabella 9.1. Per quel che concerne i parametri di resistenza dell ammasso roccioso la scelta è ricaduta sul criterio di rottura di Hoek Brown utilizzando anche questa volta i valori di m e s determinati nello studio geomeccanico citato. Si è inoltre adottata una resistenza a compressione della roccia intatta pari a 90 MPa. Si è lavorato in ipotesi di carico gravitativo e si sono quindi dovuti assegnare l unità di peso utilizzata per calcolare le componenti degli sforzi gravitazionali (0.027 MN/m 3 ), e il rapporto tra gli sforzi principali orizzontali e verticali. La forza che si ritiene agisca nel pendio nella configurazione pre-scavo è data dal solo peso proprio, ad idealizzare uno stato di sforzo di origine puramente gravitazionale, con rapporto K = 0.5 tra le componenti orizzontale e verticale nella condizione di deformazione trasversale impedita. Lo schema FEM corrispondente alle tre fasi è riportato nella figura seguente dove sono visibili le relative maglie di elementi, i vincoli ai bordi (cerniere alla base e pattini sui lati verticali). Come visibile nella discretizzazione del problema è stata utilizzata una mesh triangolare a 6 nodi. Lo stage 1 è costituito da elementi isoparametrici triangolari a 6 nodi per un totale di nodi, nello stage 2 il numero di elementi è elementi e nodi, nello stage 3 si riduce ulteriormente a elementi e nodi. 27

29 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) c) Schema del modello FEM del pendio nelle tre configurazioni analizzate: a) pre-scavo, b) attuale, c) finale progetto. I grafici a seguire descrivono tutte le informazioni necessarie relative alla valutazione dello stato tensio-deformativo del fronte oggetto di analisi nelle tre fasi analizzate, ovvero si 28

30 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. riportano gli andamenti delle tensioni principali e del deviatorico, gli spostamenti risultanti, e la componente della deformazione di massimo taglio. Come detto in precedenza le analisi sono state esclusivamente sviluppate utilizzando il criterio di Hoek-Brown. a) b) Andamenti della componente principale massima σ1 nelle situazioni: a) pre-scavo, b) attuale 29

31 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamenti della componente principale massima σ1 nella situazione: c) fase finale di progetto a) Andamenti della componente principale massima σ3 nelle situazioni: a) pre-scavo 30

32 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. b) c) Andamenti della componente principale massima σ3 nelle situazioni: b) attuale, c) fase finale di progetto 31

33 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) Andamenti della componente della sollecitazione deviatorica nelle situazioni: a) pre-scavo, b) attuale 32

34 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamenti della componente della sollecitazione deviatorica nelle situazioni: c) fase finale di progetto. 33

35 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. b) c) Andamenti della componente totale δ degli spostamenti relativi nelle situazioni:b) attuale, c) fase finale di progetto entrambi rispetto allo stage 1 pre-scavo. 34

36 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) Andamenti della deformazione massima di taglio γ max nelle situazioni: a) pre-scavo, b) attuale 35

37 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamenti della deformazione massima di taglio γ max nelle situazioni: c) fase finale di progetto Da una prima analisi si riesce ad evidenziare come i risultati ottenuti con questa analisi nei primi due stage ricalchino quanto ottenuto dallo studio eseguito dal IGAG-CNR di Torino. Osservando i valori ottenuti si deduce come nella configurazione finale di progetto non siano riscontrabili zone in cui le sollecitazioni principali risultano in valore assoluto elevate. Le uniche zone dove si può riscontrare un valore leggermente maggiore rispetto al resto dell area sono quelle presenti negli spigoli dove comunque rimangono su valori alquanto ridotti. Comunque si può affermare che queste zone sono abbastanza ristrette e limitate come detto a degli spigoli e quindi definibili come delle singolarità di calcolo in quanto il tipo di approccio elastico non consente di definire correttamente i punti di concentrazione. Per quanto riguarda la sollecitazione principale minore, osservabile lungo la stessa sezione di analisi, si può affermare che i valori ricavati allo stato finale di progetto si attestano su medie molto simili alla situazione pre-scavo con la prenza di piccole zone con modestissimi valori in trazione, che comunque non raggiungono il decimo MPa e che, come detto in precedenza, posso essere definibili come singolarità dovute alle approssimazioni introdotte nel modello, particolarmente nei punti di spigolo. Anche per quanto riguarda la deformazione di taglio si osserva come la differenza tra lo stato attuale e quello di progetto si modifichi in maniera minima (si evidenzia un seppur minimo miglioramento nella zona al piede del fronte) infatti, osservando i grafici degli spostamenti si 36

38 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. osserva come l'entità degli stessi conseguenti lo scavo di progetto è piuttosto limitata e si mantiene intorno ai pochi mm. A partire da questi presupposti si può affermare come gli scavi che porteranno alla configurazione finale di progetto siano comunque da ritenersi, sotto il profilo statico, poco influenti ai fini della stabilità generale della zona. Questa a parere di chi scrive è come detto in precedenza governata piuttosto dalla cinematica e cioè dall eventuale intersezione tra le discontinuità che lo attraversano e che dovranno essere oggetto di attenzione. 3.4 Sistema di faglie e stabilità Con riferimento sia allo studio CNR che allo studio in Sez. B.2 del Ing. Geol. Diego Talozzi, si ritiene necessario approfondire brevemente l influenza dei sistemi di faglia subparalleli agli esistenti fronti in rapporto al progetto. Le sezioni di progetto, come descritto anche nella relazione sul progetto di coltivazione in Sez. C, sono state scelte proprio in funzione delle inclinazioni e della presenza di dette faglie. In particolare l osservazione delle sezioni di Tav. B.1.3-B.1.4. consente di apprezzare l ipotesi progettuale per cui l andamento dei fronti e la gradonatura sono impostati in modo da non creare instabilità a carico delle porzioni rocciose poste tra le diverse faglie. Sempre come detto nella citata relazione la forma e altezza del fronte è stata seguitamente impostata con il dichiarato obiettivo di sacrificare la minor quantità possibile di bosco naturale ottenedo quindi il compromesso presentato. Questa sezione se da un lato non si presta ad una completa rinaturazione per via delle pendenze dell alzata dei gradoni, comunque compatibile paesaggisticamente per la presenza tutto attorno di vaste altre plaghe rocciose in vista, per altro verso garantisce una stabilità intrinseca anche sotto il profilo cinematico a scala di versante. Nelle pagine seguenti si sono pertanto ampliate le analisi di stabilità introducendo nel modello statico del fronte le principali faglie evidenziate nello studio citato. Per far ciò è stata inserita la stessa sezione dell' analisi precedente a cui sono state aggiunte le faglie riportate a pag. 28 dello studio sopra menzionato. Per quanto riguarda i limiti del problema, l'introduzione dello stato tensionale naturale e le caratteristiche dei materiali sono stati utilizzati quelli precedenti. Nell'immagine successiva viene evidenziata la schematizzazione della sezione per l'intera sua lunghezza mentre, nel proseguo dello studio, si evidenzierà esclusivamente la zona prossima 37

39 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. all'area di interesse tralasciando il resto. Facendo così è meglio apprezzabile la variazione delle grandezze in gioco. Schematizzazione complessiva della sezione di indagine con indicate in arancione le faglie inserite nel modello. a) b) 38

40 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Schematizzazione del pendio nelle tre fasi analizzate: a) situazione pre-scavi, b) attuale, c) configurazione finale del pendio. Si evidenziano con altri colori le due zone di materiale con caratteristiche scadenti adiacenti alle superfici create dagli scavi e in arancione le faglie. Per quanto riguarda le caratteristiche intrinseche delle faglie introdotte nel modello si è fatto riferimento ancora una volta ai valori ottenuti nello studio fatto dal IGAG-CNR. Si è utilizzato per questo il criterio di Barton Bandis. ponendo i valori di JRC pari a 10, JCS pari a 90 MPa, angolo di attrito residuo φ r pari a 15, rigidezza normale K n pari a 30MPa/mm e infine rigidezza tangenziale K s 1 MPa/mm. Anche in questo caso è stata utilizzata una mesh triangolare a 6 nodi. Lo stage 1 è costituito da elementi isoparametrici triangolari a 6 nodi per un totale di nodi, nello stage 2 il numero di elementi è elementi e nodi, nello stage 3 si riduce ulteriormente a elementi e nodi. 39

41 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) c) Schema del modello FEM del pendio nelle tre configurazioni analizzate: a) pre-scavo, b) attuale, c) finale progetto. I grafici a seguire descrivono tutte le informazioni necessarie relative alla valutazione dello stato tensio-deformativo del fronte oggetto di analisi nelle tre fasi analizzate, ovvero si riportano gli andamenti delle tensioni principali e del deviatorico, gli spostamenti risultanti, e 40

42 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. la componente della deformazione di massimo taglio. Come detto in precedenza le analisi sono state esclusivamente sviluppate utilizzando per le caratteristiche dei materiali il criterio di Hoek-Brown e per le faglie quello di Barton Bandis. a) b) Andamenti della componente principale massima σ1 nelle situazioni: a) pre-scavo, b) attuale 41

43 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamenti della componente principale massima σ1 nella situazione: c) fase finale di progetto a) Andamenti della componente principale massima σ3 nelle situazioni: a) pre-scavo 42

44 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. b) c) Andamenti della componente principale massima σ3 nelle situazioni: b) attuale, c) fase finale di progetto 43

45 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. a) b) Andamenti della componente della sollecitazione deviatorica nelle situazioni: a) pre-scavo, b) attuale 44

46 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamenti della componente della sollecitazione deviatorica nelle situazioni: c) fase finale di progetto. b) Andamento della componente totale δ degli spostamenti relativi nelle situazioni:b) attuale rispetto allo stage 1 pre-scavo 45

47 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. c) Andamento della componente totale δ degli spostamenti relativi nelle situazioni:b) attuale rispetto allo stage 1 pre-scavo. a) Andamento della deformazione massima di taglio γ max nelle situazioni: a) pre-scavo, 46

48 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. b) c) Andamenti della deformazione massima di taglio γ max nelle situazioni:b) attuale, c) fase finale di progetto Anche in questo caso osservando i valori ottenuti si deduce come nella configurazione finale di progetto non siano riscontrabili zone in cui le sollecitazioni principali risultano in valore assoluto elevate e che sono comparabili e compatibili con quelle ottenute nel modello senza considerare la presenza delle faglie. Per quanto riguarda la sollecitazione principale minore si 47

49 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. può affermare che i valori ricavati con l'introduzione delle faglie produce un leggero aumento delle stesse in valore assoluto pari a qualche decimo MPa, quindi di fatto pressochè nulla. Osservando la deformazione massima di taglio si osserva come, anche in questo caso, la differenza tra i due modelli si concentri nella zona al piede del fronte, che porta ad un leggero incremento degli spostamenti in quest'area che comunque è piuttosto limitata (dell'ordine di decimi di millimetro) e si mantiene intorno a pochi mm. Per quanto riguarda il confronto tra lo stato attuale e la configurazione finale di scavo in presenza delle faglie, si osserva come sia le sollecitazioni che gli spostamenti siano caratterizzate da un miglioramento prodotto dalla riprofilatura del versante. Si ribadisce anche in questo caso che la stabilità generale della zona, a parere di chi scrive, sia governata piuttosto dalla cinematica e cioè dall eventuale intersezione tra le discontinuità che lo attraversano e che dovranno essere oggetto di attenzione. Cagli, giugno 2014 Il Tecnico Dott. Ing. Massimo Gardenato 48

50 PROGETTO DI COLTIVAZIONE E RECUPERO AMBIENTALE DI SITO ESTRATTIVO IN LOC. PONTE ALTO POLO CO001 PONTEALTO MINERARIA s.r.l. APPENDICE STUDIO CNR-IGAG anno

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53 1. Premessa. Il presente rapporto tecnico illustra i risultati ottenuti dallo sviluppo della convenzione di studio e ricerca Valutazioni di stabilità (anche comparative) sul fronte roccioso, residuo di passate coltivazioni,ubicato in località Ponte Alto nel Comune di Cagli (PU) stipulata tra la Ditta Fratelli Casavecchia S.p.A. in Cagli (PU) -esercente ed in parte proprietaria della Cava Ponte Alto ubicata nel Comune di Cagli (Pesaro-Urbino)- e lo scrivente Istituto di Geologia Ambientale e Geoingegneria del CNR - Sezione di Torino (IGAG-CNR). L elaborato prodotto consiste nello studio geomeccanico, sviluppato sul sito della cava Ponte Alto, atto a fornire: 1) la valutazione delle condizioni statiche dei fronti in roccia della cava Ponte Alto nel loro stato attuale (Figura 1.1); 2) il riesame degli effetti statici conseguiti tramite un intervento di rimodellamento, attuato nel passato (1995), su una porzione del fronte problematica per la stabilità; 3) la proposta di eventuali ulteriori interventi idonei a conseguire, su tutto il fronte e nel lungo termine, condizioni statiche ottimali per le pareti in roccia e per la sicurezza degli spazi pianeggianti posti al piede della cava stessa. Il lavoro necessario all esecuzione della convenzione, organizzato e sviluppato da personale del IGAG-CNR, unitamente -per aspetti tecnici specifici- a personale di altre unità del CNR (IGG e IRPI, sezioni di Torino), è stato sviluppato con relativa continuità nel periodo marzo 2007 luglio 2008 ed ha portato alla stesura del presente rapporto conclusivo nonché ad un precedente elaborato costituente uno stato di avanzamento al 12/06/2008: Sintesi dello studio geomeccanico svolto da IGAG-CNR Torino per la Cava Ponte Alto sita nel comune di Cagli (Pesaro-Urbino). Per conseguire le previste finalità, lo studio geomeccanico ha richiesto il reperimento, e/o l integrazione ai documenti resi disponibili dal Committente (e sotto elencati), di informazioni precise sui seguenti aspetti: a) attuale configurazione geometrica dei fronti (supporto, a carattere prevalentemente topografico, fornito da IRPI a IGAG); b) assetto geologico-strutturale delle formazioni rocciose interessate dalle coltivazioni di cava per la produzione di pietrisco calcareo e sull accertamento visuale dell incidenza indotta dalla geo-struttura sulla condizione attuale delle pareti residue agli scavi (supporto, a carattere prevalentemente geologico, fornito da IGG a IGAG); c) caratteristiche meccaniche dei materiali rocciosi e delle fratture che, unitamente alle stratificazioni, pervadono le formazioni calcaree costituenti il giacimento minerario (determinazioni in laboratorio e sito sviluppate da IGAG). L insieme di dette informazioni è stato reperito conducendo appositi sopralluoghi sul sito di cava, destinati rispettivamente a: rilievo topografico dell intero fronte di cava tramite LIDAR (Laser-scanner); rilevamenti geologico-strutturali nell area di cava, particolarmente al piede delle pareti; e contestualmente prelievo di informi rocciosi integri e contenenti fratture naturali e di materiali di riempimento presenti lungo gli strati per il laboratorio IGAG di meccanica delle rocce; nonché esecuzione in sito di saggi geomeccanici indice. Ognuna delle attività indicate ha supplito i dati di base ed i materiali rocciosi essenziali per: lo sviluppo delle elaborazioni di caratterizzazione e interpretazione geomeccanica (mappa e sezioni topografiche del sito di cava; zonazione del fronte in settori o domini di omogeneità strutturale e meccanica [Figura 1.1]); il riconoscimento sul sito di impronte da pregresse, locali, instabilità di parete; 1

54 la valutazione dei parametri geomeccanici di resistenza e deformabilità dei materiali rocciosi calcarei e delle discontinuità alla piccola scala (con estrapolazioni alla scala del sito) tratti dalle determinazioni meccaniche di laboratorio condotte su gruppi di provini di roccia appositamente preparati, nonché da determinazioni geomeccaniche speditive eseguite sul sito di cava; il giudizio sulla condizione statica dei fronti condotto tramite gli schemi empirici dei sistemi di classificazione e l analisi, sviluppata mediante test cinematici e la teoria dei blocchi, dei possibili meccanismi che potrebbero innescare locali episodi di instabilità sul fronte di cava; la stima, tratta da modellazione numerica su schema continuo agli elementi finiti (FEM) e su schema agli elementi distinti (DEM), del possibile effetto di distensione indotto dagli scavi nella massa rocciosa a tergo dell attuale fronte di cava; la stima, tratta da modellazione numerica delle traiettorie di caduta, della massima distanza raggiungibile da singoli blocchi di roccia eventualmente rilasciati dal ciglio del fronte. I riferimenti documentari specifici esaminati per la stesura del rapporto sono costituiti da elaborati tecnici (fotografie del sito di cava, relazioni, mappe, sezioni, tavole grafiche, ) messi a disposizione dal Committente, che nel dettaglio, comprendono: 1) Foto aeree del sito di cava per fotogrammetria (CD Mappe); 2) Mappe e sezioni rappresentative del sito di cava in differenti date (CD Mappe); 3) Relazione Tecnica concernente: Rilievi strutturali dei fronti rocciosi soprastanti l area dell ex cava di ponte Alto, con allegata carta Strutturale, redatta -su incarico del Prof. Ciancabilla in base ad ordinanza Sindaco Comune di Cagli- da Dott. Ing. Raimondo Cossu, Giugno 2003 (doc.: Rel1); 4) Relazione Tecnica concernente: Rimozione Pericolosità Fronti Rocciosi in Loc. Ponte Alto Operazioni di Completamento (Rif.: Verbale Riunione del 26/04/2005) redatta da Dott. Ing. M. Gardenato di RocData Stability & Quarrying Services Cagli Maggio 2005 (doc.: Rel2); 5) Relazione di Consulenza tecnica, con Allegati, relativa al Procedimento n. 784/2005 R.N.R.M. redatta per la Procura della Repubblica presso il Tribunale di Urbino dal Dott. Geol. F. Pontoni Jesi, 28Ottobre 2005 (doc.: Rel3); 6) Relazione Tecnica Integrativa alla Consulenza tecnica relativa al Procedimento n. 784/2005 R.N.R.M. redatta per la Procura della Repubblica presso il Tribunale di Urbino dal Dott. Geol. F. Pontoni Jesi, 26 Gennaio 2006 (doc.: Rel4); 7) Relazione Avanzamento Lavori Opere Completamento Rimozione Pericolosità Ponte Alto corredata di documentazione grafica, redatta da Dott. Ing. M. Gardenato Direttore dei lavori di cantiere - Cagli, 06, Giugno, 2006 (doc.: Rel5); 8) Relazione tecnica ed Allegati per Consulenza tecnica relativa al Procedimento n. 784/2005 R.N.R.M. redatta per la Procura della Repubblica presso il Tribunale di Urbino dal Dott. Geol. F. Pontoni Jesi, 31 Luglio 2006 (doc.: Rel6); 9) N. 15 Verbali di Sommarie Informazioni resi, in differenti date (Urbino 11/07/ 06; 24/10/ 06; 14/11/ 06) da persone informate ad Ufficiali di Polizia Giudiziaria, Corpo Forestale dello Stato Procura della Repubblica Urbino (doc.: Rel7). Nel seguito -dopo un breve cenno di inquadramento geografico e sulla condizione geologicostrutturale del sito, ed in accordo all articolazione dell elaborato su riportata- si presentano gli sviluppi tecnici e le acquisizioni conseguite concernenti la caratterizzazione geomeccanica della massa rocciosa, il giudizio sulle condizioni statiche del fronte residuo e si prospetta, in via preliminare, un suggerimento operativo per il loro ulteriore miglioramento. 2

55 N Figura 1.1: pianta della cava Ponte Alto (Cagli, PU) elaborata dai dati del rilievo topografico LIDAR, con sovrapposti i sei settori o domini di omogeneità geologico-strutturale e geomeccanica definiti dal rilevamento condotto nelle corrispondenti stazioni percorrendo il fronte da N a S (Settori:1=IGG1+S7, 2=IGG2+S4, 3=IGG3+S5+S6 appartenenti alla formazione della Corniola (CF+CR) ; Settori: 5=IGG5+S2 e 6=IGG6+S1 nella formazione del calcare Massiccio (CM) ; Settore 4=IGG4+S3 nella zona di transizione tra (CF+CR) e (CM)) 3

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57 2. Cenni di inquadramento geografico e del contesto geologico nel territorio comprendente l area di cava 2.1 Inquadramento geografico La Cava Ponte Alto è situata nel Comune di Cagli, in destra orografica del Torrente Burano tra le quote m s.l.m. circa, e presenta sviluppo del fronte in direzione circa Nord-Sud, parallelamente alla SS.3 Flaminia ed al torrente stesso. I piazzali di cava sono ubicati sul fondo valle, poco al di sopra del livello di base del Torrente Burano, mentre il fronte raggiunge altezza massima di circa 130m (Figura 2.1). Il contesto geografico in cui la cava è inserita è costituito da una profonda incisione fluviale scolpita in roccia, con pareti piuttosto acclivi, a pendenza media di circa 40 gradi, ed è posto in un area fittamente boschiva e scarsamente antropizzata dell Appennino Marchigiano, posta circa a 3 km a monte (Sud) dell abitato di Cagli e ad occidente del Monte Acuto (Figura 2.2). Figura 2.1: il fronte di cava ripreso da N-E. Al piede il piazzale di cava con gli impianti ed il terrapieno del vallo e la SS. 3 Flaminia. 2.2 Inquadramento geologico La Cava Ponte Alto di Cagli è posizionata in corrispondenza della zona assiale di una struttura geologica regionale nota come Anticlinale di Monte Catria - Monte Acuto (Tavani et al., 2008), appartenente al sistema di pieghe ad assi NW-SE ed a persistenza plurichilometrica che costituiscono l ossatura del sistema montuoso del Appennino Umbro- Marchigiano. La genesi di tali pieghe è connessa alla propagazione verso NE di sovrascorrimenti profondi, posti, sulla verticale della zona di cava, a circa 1500 metri di profondità, come risulta dalle stratigrafie ricavate dal pozzo Burano perforato poco a monte della zona di cava (Figura 2.3). 5

58 Figura 2.2: Orografia del territorio a Sud della città di Cagli con il monte Catria (circa 1600m). L anticlinale di Monte Catria - Monte Acuto si presenta come una piega molto aperta, simmetrica ed a direttrice cilindrica con grande raggio di curvatura, con piano assiale molto inclinato, il cui fianco occidentale è costituito da strati ad inclinazione fino a 60, mentre quello orientale da strati che raggiungono i 90 gradi. La Cava Ponte Alto è collocata nell ampia zona di cerniera dell anticlinale, dove la stratificazione S s presenta direzioni di immersioni variabili con inclinazioni deboli, suborizzontali o prevalentemente immergenti verso Est di gradi. L anticlinale di Monte Catria interessa tutta la successione Marchigiana, dai livelli giurassici del Calcare Massiccio ai sedimenti pliocenici della formazione Marnoso Arenacea (Centamore et al., 1975); tutti i livelli di questa successione sono piegati in modo armonico con conservazione, alla grande scala, dei rapporti di potenza stratigrafica primari. Nella zona della Cava Ponte Alto, l anticlinale è attualmente esposta all erosione a livello della Formazione del Calcare massiccio nella parte inferiore, e della Formazione della Corniola nella parte superiore del fronte. In particolare, nel settore Sud della cava prevale il Calcare massiccio (CM), costituito da una successione massiva organizzata in strati e banchi mal definiti di potenza plurimetrica di calcari e calcari dolomitici (prevalenti calciruditi) di aspetto cristallino. Nel settore Nord affiorano invece livelli ascrivibili alla Formazione della Corniola, qui costituita da una 6

59 successione monotona ben stratificata, rappresentata da un alternanza di strati decimetrici (da 10 a 30cm) composti da calcari micritici (calcari fini, CF) grigi e nocciola, con noduli e liste di selce, alternati ad intervalli centimetrici di argille laminate grigio verdi. In questa successione s intercalano subordinati strati gradati (più grossolani alla base e più fini al tetto) di calciruditi (CR), passanti a calcareniti, potenti in genere da 50cm ad 1m, in strati continui tabulari e/o discontinui con base netta, la cui potenza varia in funzione alla geometria lenticolare che essi presentano alla scala decametrica. Figura 2.3: Mappa e sezione dell anticlinale di Monte Catria Monte Acuto (Tavani e Al., 2008) I fenomeni di piegamento flessurale connessi allo sviluppo dell anticlinale di Monte Catria - Monte Acuto, hanno indotto la formazione di regolari e diffusi sistemi di fatturazione, distribuiti con buona regolarità su estensioni chilometriche. A questi sistemi appartengono gli insiemi di discontinuità osservati in cava e che saranno descritti in dettaglio nei capitoli 4 e 7. In particolare, il sistema K2 (15 /85, trend indicativo su N e inclinazione) subparallelo al fronte di cava, dove rappresenta la famiglia di discontinuità a maggiore persistenza laterale, corrisponderebbe, insieme al sistema K5 (160 /80 ), a faglie e fratture coniugate trasversali all asse della piega, che avrebbero accomodato gli sforzi di regime compressivo connessi al piegamento. Il sistema K4 (290 /75 ) corrisponderebbe a famiglie di faglie e giunti estensionali e/o contrazionali subparalleli all asse di piegamento, mentre il K3 (70 /80 ) rappresenterebbe il sistema estensionale, ortogonale all asse di piegamento. 7

60 In generale, si può osservare che le deformazioni tettoniche sostenute dalle successioni dell anticlinale di Monte Catria - Monte Acuto, pur non avendo determinato importanti dislocazioni individuali, hanno causato un elevata densità di fatturazione, con conseguente suddivisione dell ammasso roccioso in blocchi unitari regolari, con volumi di qualche decina di dm 3 per la Formazione della Corniola (CF+CR), e di dimensioni maggiormente variabili (mediamente superiori al m 3 ) per il Calcare Massiccio (CM). 8

61 3. Rilevamento topografico con georadar (LIDAR) delle superfici di parete della cava 3.1 Cenni alla tecnica e al procedimento di rilevamento La pianificazione del territorio, la progettazione e la gestione delle infrastrutture, l analisi di base per la realizzazione di piani per le telecomunicazioni in aree montane, lo studio mediante modelli numerici dell inquinamento acustico e atmosferico nelle aree urbane, lo studio del dissesto idrogeologico nei diversi bacini idrografici, sono solo alcuni dei molteplici ambiti in cui è necessario disporre di modelli digitali del terreno aggiornati e sempre più accurati. La tradizionale metodologia di costruzione dei Modelli Digitali della Superficie (DSM) e del Terreno (DTM) si basa essenzialmente sull utilizzo di tecniche fotogrammetriche coadiuvate (per validazione) da rilievi di precisione di particolari aree condotti sul terreno con stazioni totali e prismi di riferimento. Dette tecniche, pur risultando molto efficaci nelle zone caratterizzate da terreni pianeggianti che presentano pochi ostacoli (edifici, vegetazione ad alto fusto, rilievi, ecc.), sono limitate nelle aree fortemente urbanizzate e in quelle caratterizzate da una morfologia complessa. Da circa un ventennio, con il rapido evolversi della tecnologia elettronica ed in particolare di quella dei LASER (Light Amplification by the Stimulated Emission of Radiation, ovvero Amplificazione di Luce tramite Emissione Stimolata di Radiazione ) applicata al rilievo aereo e/o terrestre di superfici per la caratterizzazione morfo-strutturale del territorio, sono stati messi a punto specifici dispositivi di scansione e tecniche di interpretazione automatica dei dati acquisiti che, rendendo rapido, agile e di costo relativamente contenuto sia il rilievo topografico di ampie porzioni di territorio sia le analisi tecniche del territorio stesso, hanno progressivamente soppiantato le tecniche topografiche tradizionali. Attualmente infatti, il sistema di rilievo topografico maggiormente utilizzato per ottenere rappresentazioni della superficie terrestre di grande dettaglio e precisione è basato sulla tecnica di laser scanning o telerilevamento laser denominata LIDAR (Laser Imaging Detection and Ranging o Laser Detection And Ranging) attuata sia da piattaforma aerea (per il rilievo generico della morfologia del territorio) sia da postazioni terrestri (nei territori montani molto articolati per le loro peculiari caratteristiche geomorfologiche), dove il rilievo aereo può presentare notevoli lacune (figura 3.1). In tal senso, data la complessità morfologica del caso in studio, la scelta di effettuare il rilievo topografico del fronte residuo di coltivazione della Cava Ponte Alto da utilizzare per le successive analisi di stabilità, con la tecnica laser scanner è stata una scelta quasi obbligata. Il principio su cui si basa la tecnologia laser scanner (tecnica che, come già detto, consente di rilevare forme, dimensioni e posizione di un oggetto mediante la misura di un elevato numero di punti della sua superficie attraverso una sequenza di impulsi laser diversamente orientati) è il calcolo del tempo di volo (time-of-flight) di un impulso laser. L impulso elettrico prodotto da un generatore, collimato da un diodo laser trasmittente, crea un raggio di luce infrarossa (con una divergenza variabile a seconda della qualità dello strumento); il segnale riflesso dall elemento colpito viene captato da un fotodiodo ricevitore che genera un segnale elettrico di ricezione. Il tempo di volo, ossia l intervallo che intercorre tra l emissione dell impulso e il ritorno, misurato tramite un orologio con una frequenza stabilizzata al quarzo, consente di ricavare il modulo del vettore che va dal centro dello strumento al punto rilevato attraverso la formula: R T c 2 9

62 dove: R = distanza di presa in metri; T = tempo di volo dell impulso laser; c = velocità della luce in metri al secondo. Al calcolo del tempo di volo è associata anche una misura angolare di precisione (data dal movimento di specchi rotanti) che, creando la spaziatura tra i differenti punti rilevati, genera così una nuvola di punti singolarmente quotati. Alle coordinate cartesiane X, Y, Z di ogni misurazione, il sistema associa anche l intensità di segnale laser riflesso (riflettività) che è correlato alla natura dell oggetto rilevato consentendo, in sede di filtraggio delle informazioni acquisite, la discriminazione del tipo di superficie colpita (terreno, vegetazione, edifici, etc). La peculiarità del sistema è l altissima velocità di acquisizione dati (25 khz) abbinata ad una elevata risoluzione. L unità minima di risoluzione verticale è di 10 cm, circa, in campo aperto e pianeggiante. Sotto copertura, su terreni in pendenza, l unità minima di risoluzione verticale varia tra 30 e 70 cm, in relazione a molti fattori inclusa la densità di copertura. Tali apparecchiature sono generalmente integrate da camere fotografiche digitali per l acquisizione delle immagini relative alle aree rilevate dal laser, in modo da ottenere un confronto diretto tra le due informazioni. Oltre alle camere fotografiche ci possono essere altri sensori che operano in parallelo con il laser, come ad esempio rilevatori di emissioni all infrarosso, per avere così un analisi iperspettrale dell area indagata per ulteriori approfondimenti (archeologici, di inquinamento ambientale, sull uso del suolo ecc.). Figura 3.1: dispositivo di laserscanning terrestre denominato LIDAR utilizzato per il rilievo del fronte della cava Ponte Alto nel Comune di Cagli (PU). 3.2 Elaborazione del modello digitale del terreno(dtm) per la costruzione di mappe e sezioni lungo la parete di cava. L area oggetto di interesse è ubicata in sponda orografica destra del Fiume Burano, in prospicienza del locale tracciato della strada Statale Flaminia alla distanza di circa 2 km, in 10

63 direzione Sud, dall abitato di Cagli (figura 3.2). La parete rocciosa oggetto di rilievo topografico LiDAR, che attualmente si presenta parzialmente riprofilata e gradonata con pendenza media di circa 60 nella sua porzione settentrionale, si estende essenzialmente in direzione Nord Sud seguendo il locale percorso della strada Statale Flaminia e si eleva sino alla quota di 460 m s.l.m. sul soggiacente piazzale, residuo di passate attività estrattive e posto alla quota di 315 m s.l.m.. Il ciglio del fronte roccioso, come le quote più elevate del versante montano, si presenta, per tutta la sua estensione, coperto da essenze vegetali di piccolo medio fusto. Localmente la roccia esposta (costituita essenzialmente da calcari posti secondo una successione di banchi sovrapposti di potenza modesta) mostra, oltre a diffusi indizi di detensionamento superficiale, evidenti piani di strato ad andamento suborizzontale, caratterizzati da modesta ondulazione, intersecati da almeno quattro (4) famiglie di discontinuità (non nettamente definite), e da importanti singolarità (faglie) di differenti persistenza e apertura. Sul versante esaminato la giacitura dei piani di strato si presenta a leggero reggipoggio e quindi a favore della stabilità del pendio ma, lungo lo sviluppo dell alta parete oggetto di interesse, si osserva che le locali disposizione, intensità e persistenza delle fratture naturali, nonché delle evidenti, importanti singolarità, alterano localmente il quadro d insieme. Per il rilevamento topografico di dettaglio della parete di cava indicata è stato utilizzato un sistema LiDAR costituito da: un unità di scansione (laser scanner), composta da un emettitore e da un ricevitore; un unità di posizionamento satellitare (GPS) per la determinazione della posizione (x, y) della stazione di ripresa; un calcolatore per il controllo del sistema e l archiviazione dei dati. Operativamente si è proceduto con la preliminare individuazione e materializzazione, lungo il bordo orientale del confine della cava che coincide con il locale sviluppo della Strada Statale n 3 Flaminia, di 5 capisaldi GPS. Detti capisaldi, scelti in modo da consentire una conveniente copertura dell area del rilievo, sono stati anche utilizzati come riferimenti per le successive operazioni di correzione differenziale in post processing (DGPS) della posizione del punto di rilievo. Figura 3.2: aerofoto illustrante l ubicazione della cava Ponte Alto lungo la strada Statale n 3 Flaminia a circa 2 km in direzione Sud dall abitato della Città di Cagli. 11

64 Dette operazioni hanno consentito la rototraslazione dell insieme dei punti rilevati con la tecnica della scansione laser terrestre, in un sistema di riferimento geodetico. In maggior dettaglio appare opportuno evidenziare che i capisaldi prescelti sono stati referenziati con tecniche di geodesia satellitare statica e successivamente compensati, a partire dalle C.O.R.S. (Continuously Operating Reference Station) di: UNIPG (Università di Perugia); PIOBBICO; FABRIANO; REMO. Inoltre, per assicurare la maggiore definizione possibile del rilievo topografico condotto, i caposaldi descritti e i riferimenti del rilievo laser scanner ( corner reflectors ) sono stati successivamente ripresi con una stazione totale GPT-7001i e riportati nel relativo sistema di riferimento geodetico. Infine l integrazione tra le operazioni di fitting delle scansioni laser terrestri e i punti battuti con il rilievo di tipo tradizionale ha consentito di ottenere un rilievo topografico della parete oggetto di studio con la precisione migliore del decimetro e la massima correlazione possibile tra le due tipologie di determinazione (figura 3.3). Il rilevamento LiDAR condotto nella Cava Ponte Alto di Cagli (PU) si è articolato in quattro giornate di riprese suddivise in due differenti periodi. In totale sono state effettuate sei (6) scansioni a copertura totale dell area per un totale di 38 milioni di punti georiferiti nel sistema di riferimento UTM-WGS84 (Fuso 33). Detti punti sono stati ricondotti alla componente altimetrica ortometrica, deducendo il valore medio di ondulazione sulla base della cartografia preesistente fornita dalla F.lli Casavecchia S.p.A. Ulteriore prodotto dell elaborazione del rilievo topografico condotto sono stati un piano quotato dell area di interesse nel sistema UTM e Gauss Boaga Fuso Est, un DTM a maglia regolare di punti e un modello a curve di livello in formato Autocad DXF. Tutti gli elaborati topografici prodotti nell ambito del rilievo topografico LiDAR effettuato nella cava Ponte Alto (Cagli, PU), sono raccolti, in formato elettronico, nel Compact Disk (CD) accluso alla presente relazione. Figura 3.3: sovrapposizione del rilievo LiDAR della parete di coltivazione della Cava Ponte Alto (Cagli, PU) ad una ortofoto dell area di coltivazione e degli impianti per la produzione di granulati. 12

65 4. Metodologia per la caratterizzazione geologico-strutturale e geomeccanica del sito di cava La metodologia di caratterizzazione geologico-strutturale e geomeccanica deve fornire, attraverso rilevamenti, osservazioni e determinazioni condotti in sito ed in laboratorio, un giudizio sullo stato della massa rocciosa calcarea presente nella cava Ponte Alto, finalizzato alla valutazione della condizione statica del fronte residuo prodotto dalla passata attività estrattiva. Il complesso delle indagini da condurre in sito ed in laboratorio e le conseguenti elaborazioni saranno quindi orientati a produrre le opportune informazioni qualitative e quantitative (indici di qualificazione e parametri), che sintetizzano la struttura e la condizione delle formazioni rocciose del sito nonché le caratteristiche meccaniche di rocce e giunti di frattura costituenti tali formazioni. Come riferimento per l organizzazione e lo sviluppo delle varie indagini, si è adottato uno schema che riporta la sequenza delle attività condotte e le relazioni di dipendenza funzionali alla caratterizzazione geomeccanica ed alle analisi statiche (figura 4.1). In accordo allo schema si definiscono allora i criteri seguiti per l esplorazione ed il rilevamento strutturale in sito e per il riconoscimento delle caratteristiche meccaniche dei litotipi e delle discontinuità tramite l indagine di laboratorio. Figura 4.1: Schema e flusso logico delle attività di caratterizzazione geologico-strutturale e geomeccanica, utili per la valutazione di stabilità in cava. 13

66 4.1 Esplorazione sul sito (Field investigation) Per la razionale esplorazione del sito è indispensabile scegliere un insieme di settori geologico-strutturali omogenei e di siti rappresentativi per i rilievi. Nel caso specifico della cava Ponte Alto, al fine di verificare, l eventuale esistenza di variabilità nelle condizioni di stabilità della parete di cava, essa è stata suddivisa in sei settori omogenei dal punto di vista delle condizioni medie di fratturazione e della composizione delle rocce (Figura 1.1 e Figura 4.2). I criteri per l individuazione e delimitazione di tali settori sono stati i seguenti: la presenza di macrostrutture bordiere; l omogeneità delle caratteristiche geometriche della stratificazione l omogeneità litologica l orientazione della parete di cava Di conseguenza sono stati scelti, per ogni settore, siti rappresentativi delle rispettive condizioni medie dell assetto strutturale, dello stato di fratturazione e delle litologie. Successivamente, sulla scorta dei dati del rilevamento e del campionamento puntuale delle litologie in sito e per la caratterizzazione meccanica di laboratorio, eseguiti con i criteri nel seguito riportati, si è proceduto alla qualificazione della massa rocciosa e si è derivato un giudizio sulla condizione statica del fronte di cava applicando, in ogni settore omogeneo, la classificazione geomeccanica e l analisi cinematica e conducendo, su una sezione ubicata in prossimità degli impianti, un insieme di analisi numeriche deformazione-sforzo, in cui la massa rocciosa costituente la parete è stata schematizzata sia come un mezzo continuo (analisi FEM), sia come un sistema a blocchi discreti (analisi DEM). Figura 4.2: vista dei settori omogenei in cui è stato ripartito il fronte di cava. 14

67 4.2 Criteri di rilevamento strutturale I rilievi strutturali per la caratterizzazione geomeccanicca di ciascun settore omogeneo sono stati preceduti da un analisi complessiva dell assetto strutturale e del relativo stato di fratturazione del sito e del suo intorno, intendendo come tale un area estesa per qualche centinaio di metri a partire dal ciglio del fronte di cava. Dopo aver individuato i principali sistemi di fratturazione e descritta in via preliminare la loro ripartizione e diversa espressione all interno delle diverse unità litostratigrafiche, si è proceduto con la caratterizzazione delle proprietà geometriche e fisiche di ciascun sistema di fratturazione definito a priori. Questa tecnica, nota come metodo dei sistemi pre-definiti (Forlati et al., 1995; Forlati e Piana, 1998) consiste nel fornire dati sulle caratteristiche di ogni insieme di discontinuità avvalendosi di osservazioni non sistematiche, ovvero non ricavate da stendimenti o finestre di estensione definita, ma pescando le informazioni da un più ampio intorno (sito significativo) e lasciando al rilevatore la libertà di raccogliere e pesare le informazioni, in modo che la variabilità di tutte le caratteristiche del sistema sia espressa opportunamente. In altre parole, un sistema che presenti una spiccata variabilità delle proprie caratteristiche sarà caratterizzato da un numero di dati decisamente superiore a quello di un sistema che presenti caratteristiche tendenzialmente ripetitive. Nel caso in esame, le caratterizzazioni sono state effettuate utilizzando i metodi classificativi raccomandati dalla International Society for Rock Mechanics (ISRM): l RMR system (Bieniawski, 1989) in integrazione con l indice GSI (Hoek,1994; Hoek et al.,1995; Hoek e Brown, 1997). Sono stati quindi individuati sei siti di misurazione (denominati con la sigla IGG 1, IGG 2 etc) uno per ciascun settore omogeneo del fronte di cava, nei quali sono stati caratterizzati i diversi sistemi di fratturazione presenti. Circa l ambito di raccolta delle osservazioni puntuali è necessario indicare che esso, stante l inaccessibilità del fronte, è stato limitato al solo piede della parete mentre l osservazione globale ed il confronto delle caratteristiche di assetto strutturale, di pervasività apparente della fratturazione e di omogeneità litologica all interno di ogni settore e tra settori contigui sono stati estesi all intera parete. 4.3 Criteri per la caratterizzazione meccanica di fratture e rocce, in sito e in laboratorio Poiché, in considerazione dell intenso stato di fratturazione delle formazioni presenti in cava, la massa rocciosa mostra un comportamento a blocchi, si è ritenuto necessario privilegiare, nell indagine puntuale in sito e nelle determinazioni di laboratorio, il riconoscimento delle caratteristiche morfologiche e meccaniche delle discontinuità (giunti di strato e fratture), nonché dei materiali di interstrato o riempimenti, a consistenza debole o terrosi. Ciò ha comportato, nei differenti settori omogenei, il rilievo in sito di profili di discontinuità con la contestuale valutazione della compattezza di parete e la raccolta di materiali di riempimento in quantità idonea alla classificazione granulometrica, nonché il campionamento di blocchi di roccia contenenti discontinuità per il prelievo ed il confezionamento di provini da sottoporre in laboratorio a determinazioni di taglio diretto lungo porzioni di tali discontinuità. Questo orientamento di indagine non ha tuttavia penalizzato la caratterizzazione meccanica dei materiali rocciosi, quale dato di ingresso necessario per le classificazioni della massa rocciosa e per le analisi statiche, e particolarmente per accertare eventuali sistematiche differenze di comportamento associabili alle diverse formazioni di provenienza. Pertanto, durante i sopralluoghi in sito, sono state condotte determinazioni dell indice di resistenza e sono stati prelevati blocchi, apparentemente integri, atti al confezionamento dei provini per i saggi meccanici di laboratorio. I blocchi provenienti dai settori omogenei hanno permesso, come si vedrà, una valutazione dei parametri di resistenza e deformabilità del materiale e dell ammasso roccioso idonei a rappresentare le differenti formazioni al fine delle classificazioni della massa rocciosa e delle analisi statiche del fronte di cava. 15

68 16

69 5. Osservazione in sito e tipizzazione di locali fenomeni di instabilità o di circostanze atte a favorire potenziale instabilità Il capitolo, con riferimento a documentazione fotografica, fornisce una sintetica descrizione delle evidenze, raccolte sul sito, dell incidenza prodotta dallo stato di fratturazione sulla condizione statica così come appare, a giudizio visuale, nelle sei differenti stazioni di rilevamento poste lungo il fronte di cava. 5.1 Settore 1: stazioni di rilevamento IGG1+S7 Il settore 1 si sviluppa nella formazione della Corniola, costituita da alternanze di livelli di calcari micritici e calcareniti, di potenza o spessore da decimetrica a pluridecimetrica, delimitati da superfici di stratificazione Ss ed intersecati da 3 sistemi di fratture pervasive: K3, K5, K6. L estensione delle fratture è di regola legata allo spessore degli strati, anche se localmente alcune fratture possono intersecare le superfici di stratificazione. Sono inoltre presenti faglie individuali plurimetriche, subparallele ai principali sistemi di fratture ed intervallate da spaziature decametriche, che determinano un locale aumento dell intensità di fratturazione della massa rocciosa con dislocazioni degli strati di ordine decimetrico. Sul fronte di scavo residuo, si rilevano impronte di distacchi di blocchi, determinati dall intersezione dei sistemi di fratture e della stratificazione, aventi dimensione prevalente nell ordine dei dm 3 o, raramente, di alcuni m 3 con possibilità di configurare blocchi uniti da più volumi elementari come, ad esempio, l impronta evidenziata nella parte alta della parete in figura 5.1. Figura 5.1: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG1+S7 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco parietale di blocchi. 17

70 In sintesi l instabilità rilevata è di tipo essenzialmente corticale, non massiva, predisponente il crollo ed il rotolamento di piccoli blocchi isolati. In accordo alle classificazioni adottate (capitolo 7), il giudizio sul comportamento della massa rocciosa, relativamente all attuale inclinazione media di parete ( 60 ), è definibile come stabile o parzialmente stabile. 5.2 Settore 2: stazioni di rilevamento IGG2+S4 Anche il settore 2 si sviluppa nella formazione della Corniola e la massa rocciosa è pervasivamente intersecata dai sistemi K3, K4, K5, congiuntamente alle superfici di stratificazione Ss, nonché dal sistema di fratture subverticali K2. Lo spessore degli strati condiziona usualmente l estensione delle fratture ma localmente esse possono attraversare più strati. Sono ben evidenti faglie individuali a medio angolo, equidirette con il sistema K3 ed ubicate con spaziatura decametrica, responsabili di dislocazione massima dei livelli calcarei di circa 1m, ma il disturbo da esse indotto in termini di aumentato grado di fratturazione è molto limitato. La struttura della massa rocciosa in rapporto all orientazione del fronte di cava può originare distacchi di lastre di piccola entità, benché piuttosto diffusi, per scivolamento sui piani di frattura del sistema K5 o, per disgiunzione da K2, entrambi subparalleli al fronte. La figura 5.2 evidenzia, a solo titolo indicativo, conformazione ed estensione di alcune impronte lasciate da tale tipologia di distacchi. Le possibili instabilità di crollo sono pertanto isolate e di tipo corticale e sono da escludere tipologie di dissesto massivo: ciò suggerisce di attribuire al fronte di scavo residuo un giudizio di parziale stabilità. Figura 5.2: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG2+S4 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco parietale di blocchi. 18

71 5.3 Settore 3: stazioni di rilevamento IGG3+S5 +S6 Il settore 3 si sviluppa nella porzione basale della formazione della Corniola, caratterizzata da strati e banchi di potenza maggiore rispetto ai settori 1 e 2, che raggiungono spesso valori metrici. La massa rocciosa è pervasivamente intersecata dai sistemi K3, K4, K5, congiuntamente alle superfici di stratificazione Ss. Lo spessore degli strati condiziona usualmente l estensione delle fratture ma localmente esse possono attraversare più strati. Sono ben evidenti faglie individuali a medio angolo, equidirette con il sistema K3 ed ubicate con spaziatura decametrica, responsabili di dislocazione massima dei livelli calcarei di circa 1m, ma il disturbo da esse indotto in termini di aumentato grado di fratturazione è molto limitato. La struttura della massa rocciosa in rapporto all orientazione del fronte di cava può originare distacchi di lastre di piccola entità, benché piuttosto diffusi, per scivolamento sui piani di frattura del sistema K5 sul fronte Nord-Sud o per cunei da intersezione tra i sistemi K4 e K5 prevalentemente sul fronte E-W. La figura 5.3 evidenzia un grado di fratturazione maggiore rispetto ai settori 1 e 2 dovuto alla maggiore lunghezza dei piani di frattura e alla minore frequenza di superfici di stratificazione, che come noto sono in grado di assorbire la deformazione tettonica senza determinare lo sviluppo di nuove fratture. Anche in questo settore le possibili instabilità di crollo sono isolate e di tipo corticale e sono da escludere tipologie di dissesto massivo: ciò suggerisce di attribuire al fronte di scavo residuo un giudizio di parziale stabilità. Figura 5.3: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG3+S5 +S6 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco parietale di blocchi. 19

72 5.4 Settore 4: stazioni di rilevamento IGG4+S3 Il settore 4 si sviluppa nella zona di transizione tra la formazione della Corniola ed il Calcare Massiccio. Quest ultimo presenta banchi mal stratificati di spessore metrico, costituiti da calcari parzialmente ricristallizzati e da calcareniti massive interessati da sviluppo di un reticolo di fratture interconnesse da ondulate a piano-ondulate, molto rugose o irregolari. A differenza dei settori precedentemente descritti, le fratture terminano in roccia o contro altre fratture, ma raramente sono confinate dai giunti di stratificazione. A fianco dei sistemi di frattura K3 e K4, compare il sistema subverticale K2 anch esso piuttosto pervasivo e caratterizzato da superfici rugose aventi estensione a tratti comparabile a K3 mentre i banchi di strato sono interessati, a zone, dal sistema di fratture K8, leggermente rugose e piuttosto sviluppate, in direzione con Ss ma a medio angolo. In rapporto al fronte di cava, i sistemi di frattura possono liberare blocchi di piccola taglia, per scivolamento a cuneo su K3 e K4 o per scivolamento planare su K4 e distacco da K2 (Figura 5.4). Sul fronte, classificabile con giudizio di parziale stabilità, è possibile incorrere in condizioni localizzate di modesta instabilità corticale, mentre sono da escludere forme di dissesto massivo. Figura 5.4: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG4+S3 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco parietale di blocchi. 20

73 5.5 Settore 5: stazioni di rilevamento IGG5+S2 Il settore 5 si sviluppa all interno dei Calcari Massicci. La stratificazione Ss, piuttosto obliterata e con spaziatura frequentemente superiore al metro, presenta ridotta estensione ed è a stento riconoscibile. La deformazione tettonica, in assenza di superfici di stratificazione continue, si propaga nel calcare massiccio sviluppando un importante grado di fratturazione in cui è possibile riconoscere non senza difficoltà 5 sistemi di discontinuità K2 K6. La struttura della massa rocciosa appare così piuttosto disorganizzata con fratture piuttosto estese metriche-plurimetriche e con superfici a tratti curve. In rapporto a quanto osservabile nei precedenti settori, le impronte delle nicchie di distacco lasciate in parete indicano che si possono localmente originare episodi di instabilità ancora parietali ma verosimilmente più estesi e massivi, coinvolgenti nel distacco blocchi compositi per scivolamento planare su K6 ed in separazione da K2 subverticale e parallelo al fronte e/o dalle fratture subverticali K3 e K4 (Figura 5.5). In considerazione di queste evidenze, la qualificazione di parziale stabilità attribuibile al fronte di cava quale media dei contributi prodotti dai vari sistemi di frattura, si ritiene debba essere localmente peggiorato e tendere al giudizio di instabilità dovendo considerare l effetto avverso delle giaciture delle fratture K6, caratterizzate da persistenza metrica- plurimetrica ed all apparenza allentate. Figura 5.5: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG5+S2 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco blocchi. 21

74 5.6 Settore 6: stazioni di rilevamento IGG6+S1 Anche il settore 6 si sviluppa all interno dei calcari massicci e presenta caratteristica di struttura in buona parte affini a quanto osservato nel contiguo settore 5. Compaiono infatti i 5 sistemi di fratture K2 K6 in cui, K2 e K4 tendono ad evidenziarsi come coniugati, pertanto il grado di suddivisione della parete appare accresciuto. Localmente, anche in ragione dell orientazione del fronte, porzioni delle superfici di strato Ss hanno ruolo nel configurare il troncamento superiore di blocchi di roccia. Il cinematismo prevalente è quello dello scivolamento planare sulle fratture K6, grosso modo equidirette al fronte o per scivolamento a cuneo su K4, K6 o K4, K5 (Figura 5.6) e appare in grado di coinvolgere, in distacco massivo, blocchi compositi, relativamente parietali ma estesi in accordo alle spaziature metriche delle fratture K4, che possono agire da piani di rilascio trasversale per i blocchi. In analogia a quanto espresso per il settore 5 si ritiene che il giudizio di parziale stabilità attribuibile al fronte in senso mediato, debba essere abbassato a giudizio di instabilità dovendo considerare l incidenza fortemente sfavorevole prodotta dall intersezione delle fratture K6 con il fronte. Figura 5.6: Fronte di cava in corrispondenza della stazione IGG6+S1 con indicazione di tipiche fratture intersecanti la massa rocciosa sul fronte e di impronte da locali fenomeni di instabilità per distacco blocchi. 22

75 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 6. Rilevamento geomeccanico in sito e determinazioni meccaniche di laboratorio per la caratterizzazione geotecnica del fronte di cava 6.1 Osservazioni e saggi geomeccanici speditivi lungo il fronte di cava con prelievo di elementi lapidei per le determinazioni di laboratorio Al fine di prendere visione dello stato dei luoghi e particolarmente della condizione apparente della massa rocciosa sul fronte di cava, nei giorni febbraio e 7-9 marzo 2007 sono stati effettuati sopralluoghi tecnici nella località Ponte Alto del Comune di Cagli (provincia di Pesaro e Urbino), dove è ubicata la cava. Ai sopralluoghi, concordati ed eseguiti con i Responsabili dell attività estrattiva e/o con Loro rappresentanti, hanno partecipato gli scriventi unitamente a colleghi ricercatori e collaboratori scientifico-tecnici degli Istituti IGAG, IGG ed IRPI del CNR, sedi di Torino, per un totale di 10 unità di personale di ricerca (sopralluogo di marzo). In tale occasione è stato possibile, oltre all ispezione dei fronti e del perimetro di monte della cava, eseguire osservazioni sia sistematiche che pesate sul sito, tipiche del rilievo geologico strutturale (cap. 2, 4, 5), condurre, come appresso indicato, determinazioni speditive di parametri indice utili alla qualificazione della massa rocciosa e prelevare blocchi informi di materiale roccioso, idonei al successivo campionamento e preparazione di provini per la caratterizzazione geotecnica di laboratorio dei litotipi oggetto di escavazione. L ubicazione delle zone di stazione in cui eseguire le determinazioni indice o prelevare blocchi, da inviare al laboratorio IGAG di geomeccanica, è rappresentata nella figura 6.1, in cui sono indicati i settori di omogeneità litologico-strutturale, ed è stata effettuata su indicazione geologica (IGG) in modo tale da permettere una caratterizzazione geotecnica sufficientemente rappresentativa dei diversi litotipi costituenti i fronti di cava e compatibile con l impegno economico connesso allo sviluppo del presente contratto di ricerca. Come si osserva, tutte le stazioni sono state posizionate al piede della cava in quanto, l esecuzione di rilevamenti e determinazioni in sito direttamente in parete risultava improponibile non solo per ragioni di sicurezza e praticabilità ma anche conseguente al posto divieto di accessibilità ai fronti di scavo. Compatibilmente con le locali condizioni dei fronti e della struttura della massa rocciosa, si è quindi proceduto con sistematicità, alla acquisizione degli indici morfometrico JRC (Joint Roughness Coefficient) e di resistenza di parete JCS (Joint Compressive Strenght) -funzionali alla caratterizzazione delle discontinuità in roccia (Barton & Choubey, 1977, ISRM 1978)- a stime della resistenza a rottura del materiale roccioso mediante determinazione dell indice di resistenza I s (point load strength), nonché al prelievo di blocchi informi per i saggi geomeccanici di laboratorio. Il primo indice (JRC) richiede la rappresentazione del profilo di rugosità da acquisire tramite un profiligrafo (pettine di Barton) di lunghezza pari a 100 mm; il secondo è invece acquisito mediante prove di durezza condotte mediante sclerometro per rocce (Martello di Schmidt). L indice di resistenza I s =P/D 2 (Broch & Franklin, 1972, ISRM 1985) richiede di portare a rottura spezzoni di carota o piccoli informi di roccia interposti tra due punzoni conici. Nella prova si registra il carico a rottura P e la distanza iniziale D dei due punzoni portati a contatto con il provino. La valutazione della resistenza a compressione di parete (JCS) è stata effettuata in tre differenti zone, poste in corrispondenza dei settori 1, 3, 5, convenzionalmente denominate A, B, C. In ogni zona sono state saggiate differenti porzioni esposte di discontinuità, costituite da superfici di strato o di frattura: 11 nel sito A, 10 in B, 3 nel sito C. La figura 6.2 illustra, a titolo di esempio, un particolare della struttura della massa rocciosa e le operazioni di rilevamento geomeccanico, così come condotte nei differenti settori di cava in cui compaiono i calcari fini (CF), le calciruditi (CR) ed i calcari massicci (CM). 23

76 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) N Figura 6.1: planimetria della cava di Ponte Alto con l ubicazione delle stazioni utilizzate per le determinazioni geomeccaniche in sito e per il prelievo di blocchi, con riferimento ai vari settori di cava. a) b) c) d) Figura 6.2: a) struttura della massa rocciosa nel settore 1 a calcari fini (CF) e rilevamento di: b) profilo lungo una superficie (parete) di discontinuità, c) resistenza di parete, d) carico di rottura Point Load. 24

77 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Le determinazioni sclerometriche, ripetute 10 volte su ognuno dei lembi di discontinuità saggiate, hanno interessato strati di differente spessore (10-30cm e sino a 50cm) caratterizzati da differente finezza ed omogeneità di struttura, così da rappresentare compiutamente le condizioni della roccia in posto in accordo alla formazione di appartenenza CF, CR o CM e, in particolare al differente grado di compattezza/alterazione superficiale. I risultati delle determinazioni sono raccolti nella Tabella 6.1, dove, per il calcolo della resistenza a compressione di parete delle discontinuità JCS è stata utilizzata l espressione: log 10 (JCS) = R ; con: = peso per unità di volume della roccia (26.5 kn/m 3 ), R = indice di rigidezza letto sulla scala del cursore dello sclerometro (Martello di Schmidt). Tabella 6.1: determinazioni con il martello di Schmidt, valori dell indice di rigidezza R e stima della resistenza di parete JCS. A B C A+B+C n R JCS (MPa) L esame dei risultati conseguiti porta ad attribuire un valore indicativo di 92MPa alla resistenza di parete JCS, indipendentemente dai litotipi, pur osservandone una non marginale variabilità ed una certa tendenza a crescere o a ridurre con la maggiore o minore finezza della matrice rocciosa (CF, CR) o a causa di microdifettosità strutturale (CM). Sulle superfici di roccia interessate dalle prove sclerometriche, nonché su porzioni di superfici di discontinuità adiacenti, sono stati rilevati, lungo differenti direzioni (genericamente concordanti con la maggior pendenza locale), alcuni profili di rugosità mediante il profiligrafo di Barton (base L 12cm). Tutti i profili, riportati su carta, sono stati utilizzati per la determinazione dell indice di rugosità JRC, la cui stima, condotta per paragone soggettivo con i profili di riferimento di Barton e Choubey, 1977, riassume i giudizi prodotti da tre osservatori indipendenti. Nell appendice A6.1 sono riportati gli andamenti grafici dei 58 profili rilevati in sito, unitamente alle tre differenti stime. Il valore risultante, associabile all indice, può essere indicativamente espresso da JRC 9 3 (Tabella 6.2). La stessa tabella riepiloga anche una ripartizione per classi di rugosità, tratta dagli istogrammi indicati nella figura 6.3. I risultati, che qualificano il potenziale contributo geometrico offerto dalla rugosità alla resistenza al taglio lungo le discontinuità, associano affidabilmente il 70%- 80% delle osservazioni ad una morfologia da liscia-tendenzialmente planare a lisciatendenzialmente ondulata (JRC<10) ed una proporzione molto contenuta 5% alle discontinuità chiaramente rugose ondulate (JRC>14). Tabella 6.2: Stime del coefficiente di rugosità JRC eseguite da tre diversi operatori. Oss. 1(M) Oss. 2 (V) Oss. 3 (F) n JRC % in JRC % in JRC % in JRC % in JRC >

78 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 0.25 Cagli: n=58 profili rilevati in sito (L file= JRC-sito&provini_taglio-masa 12cm) 0.4 Cagli: n=58 profili rilevati in sito (L file= JRC-sito&provini_taglio-vanni 12cm) 0.3 Cagli: n=58 profili rilevati in sito (L 12cm) file= JRC-sito&provini_taglio-franco (-) (-) 0.2 (-) a) JRC ( ) b) JRC ( ) c) JRC ( ) Figura 6.3: Istogrammi dell indice di rugosità dei profili rilevati in sito, secondo tre stime indipendenti Contestualmente all osservazione e caratterizzazione delle superfici di discontinuità in sito, si è proceduto all esecuzione di un nutrito insieme di determinazioni dell indice di resistenza Is, condotte su piccole porzioni informi di roccia prelevate dalle pareti di cava. La macchina di prova (Figura 6.6) è in grado di applicare, tra i due punzoni conici opposti del suo telaio, una forza assiale max. di 60kN sufficiente a provocare la rottura di rocce di resistenza media-elevata e, come su indicato, la geometria dei provini da sottoporre al test può essere qualsiasi purché siano rispettate alcune proporzioni tra lo spessore del provino da saggiare nel punto di applicazione del carico e la distanza di quest ultimo dai bordi del campione. Si osserva che il valore di Is determinato su provini informi o di carote con diametro >50mm, deve essere riportato dopo opportuna correzione di dimensione al valore corretto I s 50. La tecnica di prova è vantaggiosa per la classificazione speditiva del materiale roccioso poiché Is risulta correlabile ad altri parametri di resistenza meccanica, quale ad esempio la resistenza a compressione monoassiale della roccia deducibile dalla relazione empirica c-is50=k*i s 50 con k= Esso è inoltre previsto nell applicazione dei sistemi di classificazione, particolarmente nel Rock Mass Rating (RMR) di Bieniawski (1973, 1976, 1989, 1993) (capitolo 7). Fig. 6.6: Attrezzatura portatile per la determinazione della resistenza al punzonamento della roccia. 26

79 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Le tabelle ed i diagrammi di interpretazione delle determinazioni effettuate sui tre siti A, B, C sono raccolti per esteso nell appendice A6.2. I risultati (Tabella 6.3), così come gli istogrammi di figura 6.7 -in cui solo una modesta percentuale di determinazioni assume valori di Is 50 >6MPa- offrono una indicazione indiretta ma consistente, sulla resistenza a rottura in compressione monoassiale del materiale roccioso c-is50 ~110 19MPa per k=22 e Is 50 ~5 0.9MPa e qualificano a 12 il peso da attribuire alla resistenza meccanica della roccia intatta nei sistemi RMR di Bieniawski e SMR di Romana (1985, 1993). Stazione A (n=18) Stazione B (n=12) freq (%) Serie1 freq (%) 30 Serie a) classi Is50 (MPa) b) classi Is50 (MPa) Stazione C (n=10) freq (%) 30 Serie c) classi Is50 (MPa) Figura 6.7: Istogrammi di I s 50 ottenuti dai saggi Point Load nelle tre stazioni (A,B,C) Tabella 6.3: Valutazioni dell indice di resistenza ottenute dai saggi di point Load in sito. A B C n utili I s (MPa) I s 50 (MPa) I s 50 int (MPa) c-is50 (MPa) Contestualmente allo svolgimento in sito delle osservazioni e delle determinazioni indice, si è proceduto alla raccolta di blocchi informi di roccia in numero conveniente per la caratterizzazione fisico-meccanica in laboratorio dei 3 litotipi (CF, CR, CM) presenti nei differenti settori di cava. Allo scopo, 9 blocchi informi -opportunamente identificati con le sigle delle stazioni di prelievo (Ponte Alto 01 09)- sono stati trasportati presso il Laboratorio di Meccanica delle Rocce della sede CNR-IGAG di Torino per le preparazioni richieste dai differenti tipi di saggi cui, in accordo a quanto nel seguito descritto, i materiali rocciosi sono stati sottoposti. 27

80 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 6.2. Saggi di caratterizzazione fisico-meccanica di laboratorio L insieme dei saggi di laboratorio, finalizzati alla caratterizzazione meccanica dei materiali rocciosi prelevati in cava, ha prodotto campioni accettabilmente numerosi per la stima dei valori rappresentativi e delle deviazioni dei parametri di resistenza e deformabilità, necessari nelle valutazioni statiche (capitoli 7 10). Nel paragrafo, a fianco di brevi cenni alle lavorazioni eseguite per la preparazione dei provini ed alle metodologie di prova utilizzate, si fornisce una sintesi dei risultati derivanti dall analisi delle varie determinazioni. La catalogazione dei provini destinate ai saggi di laboratorio ed il dettaglio dei risultati, rappresentato in tabelle e diagrammi, sono raccolti nelle Appendici (A.6.3 A.6.10) Lavorazioni eseguite per la preparazione dei provini I provini da sottoporre ai saggi di laboratorio per la caratterizzazione dei parametri fisicomeccanici del materiale roccioso calcareo sono stati ottenuti attraverso successive fasi di lavorazione dei 9 blocchi prelevati in cava (figura 6.8). Dopo riduzione in porzioni atte a facilitarne la movimentazione, ogni blocco è stato sottoposto a carotaggio mediante carotiere NX (diametro interno mm), ricavando carote con diametro =D=54mm (figura 6.9a,b). Figura 6.8: a,b) blocchi informi prelevati al piede della cava Ponte Alto, c) posizionamento per l operazione di carotaggio. d) pezzame residuo al termine dell operazione. 28

81 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) a) b) c) d) e) f) Figura 6.9: lavorazioni di preparazione dei provini a partire dai blocchi informi: a) carotaggio di un blocco con trapano radiale; b) carote; c) troncatura di una carota con sega a disco: d) rettifica delle basi di un provino; e) controllo di ortogonalità basi-superficie laterale del provino mediante piano di riscontro e comparatore meccanico centesimale; f) catalogazione del provino. 29

82 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Queste ultime sono state successivamente troncate ortogonalmente all asse (figura 6.9c) secondo opportuni rapporti tra le dimensioni (diametro D, altezza H o spessore S). Per i saggi di compressione uniassiale UX (H= D) e triassiale CX (H=2D) è necessario procedere all operazione di rettifica tramite lapidello (figura 6.9d) e all accertamento del parallelismo tra le basi del provino e dell ortogonalità di queste con l asse di carico tramite piano di riscontro e comparatore meccanico avente precisione 0.01mm (figura 6.9e). Il provino, opportunamente contrassegnato viene quindi catalogato (figura 6.9f). La preparazione dei dischi di roccia da destinare alle prove di trazione indiretta brasiliana è analoga a quella appena descritta ma non prevede l operazione di rettifica. Infatti, gli spezzoni di carota, ottenuti mediante carotaggio di un blocco informe, sono sottoposti all operazione di troncamento (figura 6.10a), in modo da ottenere un numero idoneo di dischi, aventi rapporto 0,5 1 tra lo spessore S ed il diametro D, pronti per la catalogazione (figura 6.10b). a) b) Figura 6.10: operazioni necessarie per la preparazione dei dischi di roccia da sottoporre ai saggi di trazione indiretta brasiliana : a) sfacciatura della carota; b) catalogazione del provino. Le lavorazioni necessarie per l ottenimento di provini idonei alle determinazioni di resistenza al taglio su superfici di discontinuità naturali sono piuttosto complesse e laboriose. Esse comportano una prima operazione di taglio per la riduzione dei blocchi informi prelevati in sito in campioni di forma regolare (figura 6.11a d). Successivamente tali campioni, contenenti al loro interno una superficie di discontinuità naturale completamente persistente, sono inglobati in malta cementizia (eventualmente resina) di caratteristiche meccaniche adeguate, colata in una cassaforma prismatica, così da realizzare un provino idoneo all inserimento nella scatola di taglio diretto. Il dettaglio delle varie fasi di preparazione di un provino per il taglio diretto è illustrato nella figura In questa operazione vengono utilizzate casseforme in acciaio le cui superfici interne sono unte con olio scasserante per evitare che la malta cementizia, durante le fasi di indurimento, aderisca ad esse; una volta colata la quantità di cemento necessaria per la realizzazione della prima metà dello stampo il provino, sostenuto da un apposita morsa, viene immerso al suo interno facendo in modo che la superficie di discontinuità del provino risulti appena sporgente rispetto alla superifcie orizzontale del calco di cemento (figura 6.12a) in modo da limitare, durante il saggio di taglio, l insorgere di indesiderati effetti di flessione. Dopo aver atteso l indurimento del cemento (almeno 24 ore) il provino viene estratto e ribaltato all interno della stessa cassaforma in modo da procedere, in modo analogo, al secondo getto (figura 6.12b). Dopo aver atteso la maturazione dei calchi (almeno una settimana) è possibile procedere alla catalogazione dei provini ed all esecuzione della prova (figura 6.12c). 30

83 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) a) b) c) d) Figura 6.11: sequenza delle operazioni necessarie per ottenere campioni di roccia di forma regolare da inglobare nelle apposite casseforme di confezionamento dei provini da sottoporre alle prove di taglio diretto su discontinuità. a) b) c) Figura 6.12: sequenza delle fasi di preparazione del calco in cemento inglobante il provino da sottoporre alla determinazioni di resistenza al taglio lungo una superficie di discontinuità naturale. Al termine delle differenti operazioni di preparazione, eseguite sugli informi relativi ai 3 litotipi CF, CM, CR, sono stati ottenuti 112 provini così ripartiti: 20 provini cilindrici per i saggi di compressione uniassiale UX, 18 provini cilindrici per i saggi di compressione triassiale TX, 45 dischi per i saggi di resistenza a trazione indiretta brasiliana B, 13 provini 31

84 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) contenenti una discontinuità naturale passante e 6 provini sezionati a piano sega così da riprodurre una discontinuità nominalmente liscia, tutti confezionati (tramite operazione di getto in cassaforma) per i saggi taglio diretto lungo discontinuità TG. Le tabelle di catalogazione dei provini, ripartiti per tipologia di prova e per litotipo sono riportate in Appendice (A6.3). Si osserva inoltre che, prima di condurre i saggi meccanici distruttivi, sui 38 provini UX+TX sono state eseguite le determinazioni del peso di volume apparente e della velocità delle onde elastiche Determinazione della massa volumica apparente e delle caratteristiche di deformabilità dinamiche Tutti i provini cilindrici da destinare ai saggi di compressione uniassiale UX e triassiale TX sono stati utilizzati per la determinazione della massa volumica apparente, tramite operazione di pesatura e calcolo del volume note le rispettive caratteristiche dimensionali H, D. Successivamente i provini sono stati sottoposti alla misura della velocità di propagazione delle onde elastiche di compressione V p e taglio V s (V p, V s : provini per saggi UX e V p : per saggi TX), generate nel saggio non distruttivo con ultrasuoni (figura 6.13), in accordo ai suggerimenti ISRM (1978). a) b) Figura 6.13: a) apparecchiatura ad ultrasuoni per la determinazione delle onde elastiche con il provino di taratura; b) provino di roccia calcarea sottoposto alla determinazione. I risultati delle singole determinazioni condotte sui provini UX e CX ovvero la massa volumica apparente ed i tempi di arrivo t p, t s necessari per il calcolo della velocità delle onde elastiche V p, V s, e delle caratteristiche di deformabilità dinamica (modulo elastico E din, rapporto di Poisson din ) sono riportati per esteso nell appendice A6.4, unitamente alla documentazione fotografica, ai tracciati dei vibrogrammi ed alle tabelle di riepilogo A6.4.1, A6.4.2, A Raggruppando, indipendentemente dal litotipo calcareo, gli esiti di ciascun gruppo di determinazioni (n=38), si ottengono le seguenti stime relativamente alla densità volumica apparente = kg/m 3, al rapporto delle velocità V p /V s = (con Vp~4000m/s), e dunque alle caratteristiche di deformabilità dinamica: E din = GPa, G din = GPa, din = Pur accertando, come indicato negli istogrammi di figura 6.14, apprezzabili variazioni nei valori dei parametri di deformabilità dinamica che interessa i 32

85 0 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) tre litotipi, quelli riscontrati con maggiore frequenza permettono di osservare che i calcari massicci CM, presentano consistentemente minor rigidezza, particolarmente in compressioneestensione, (E din = 31 GPa, G din = 13.4 GPa, din = 0.23, n = 10) rispetto ai calcari fini CF (E din = 35 GPa, G din = 13 GPa, din = 0.27, n = 20) ed alle calciruditi CR (E din = 41 GPa, G din =17.1 GPa, din = 0.21, n = 8). Tali differenze, potrebbero essere in qualche misura ricondotte ad un diverso stato di microfratturazione dei tre litotipi, apparentemente più pronunciato nei CM Modulo di deformabilita' dinamico (Edin) Calcare Fine Frequenza Relativa 0 Modulo di deformabilita' tangenziale dinamico (Edin) Calcare Fine 1 Rapporto di Poisson dinamico ( Calcare Fine din) Frequenza Relativa Frequenza Relativa a Modulo di deformabilità dinamico (MPa) Modulo di deformabilita' dinamico (Edin) Calcirudite b Modulo di deformabilità dinamico (MPa) Modulo di deformabilita' tangenziale dinamico (Edin) Calcirudite c Rapporto di Poisson dinamico (-) Rapporto di Poisson dinamico ( din) Calcirudite Frequenza Relativa Frequenza Relativa Frequenza Relativa d Modulo di deformabilità dinamico (MPa) Modulo di deformabilita' dinamico (Edin) Calcare Massiccio e Modulo di deformabilità dinamico (MPa) Modulo di deformabilita' tangenziale dinamico (Edin) Calcare Massiccio f Rapporto di Poisson dinamico (-) Rapporto di Poisson dinamico ( din) Calcare Massiccio Frequenza Relativa Frequenza Relativa Frequenza Relativa g Modulo di deformabilità dinamico (MPa) h Modulo di deformabilità dinamico (MPa) i Rapporto di Poisson dinamico (-) Figura 6.14: diagrammi di frequenza dei parametri di deformabilità dinamica E din, G din, din dei 3 litotipi calcarei CF (a, b, c), CR (d, e, f), CM (g,h,i). 33

86 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Saggi di compressione uniassiale, trazione indiretta brasiliana, compressione triassiale e valutazione dei parametri di caratterizzazione del materiale roccioso Saggio di compressione uniassiale UX (ISRM, 1979) La valutazione della resistenza a compressione uniassiale o compressione semplice di un provino di roccia, usualmente denominata c (rapporto tra il carico massimo sostenuto e la sezione iniziale mediana resistente del provino), si effettua somministrando allo stesso, a velocità controllata e sino alla sua rottura, una sollecitazione uniassiale crescente di compressione agente nella direzione del suo asse maggiore. I provini da sottoporre ai saggi uniassiali UX hanno in genere forma cilindrica, con facce basali parallele tra loro e normali all asse longitudinale e nel caso specifico diametro =D=54mm nonché rapporto altezza/diametro compreso tra 2.5 e 3. Analogamente, la determinazione delle caratteristiche di deformabilità statiche -o costanti pseudoelastiche- di un materiale naturale od artificiale, in genere si effettua registrando l entità delle deformazioni longitudinali e trasversali in corrispondenza di incrementi noti della sollecitazione di compressione semplice cui sono sottoposti provini cilindrici durante la prova (figura 6.15). Anche nel caso statico (pseudostatico), in analogia a quello dinamico, si definiscono i moduli di deformabilità longitudinale E (modulo di Young) e trasversale (rapporto di Poisson). E usuale effettuare due valutazioni: quella del modulo longitudinale tangente E t e quella del modulo secante E s (rispettivamente rapporto tra la variazione della sollecitazione normale e la corrispondente variazione della deformazione longitudinale rilevate sulla retta tangente alla curva sforzodeformazione longitudinale in corrispondenza del 50% del carico di rottura e rapporto tra la sollecitazione normale e la corrispondente deformazione longitudinale in corrispondenza del 50% del carico di rottura, per quello secante) nonché dei rapporti di Poisson tangente e secante t, s (rispettivamente rapporto tra la variazione di deformazione trasversale e la corrispondente variazione di deformazione longitudinale rilevate sulle rette tangenti alle curve sforzo-deformazioni trasversale/longitudinale in corrispondenza del 50% del carico di rottura ed analoghi rapporti calcolati in corrispondenza del 50% del carico di rottura, per quello secante). Figura 6.15: Saggio di compressione uniassiale: macchina di carico (pressa rigida MTS da 2.7MN) e provino cilindrico di roccia calcarea, attrezzato per il controllo/lettura delle deformazioni longitudinale e circonferenziale di un provino (C0-01). 34

87 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Nel caso specifico delle determinazioni uniassiali sui litotipi calcarei provenienti dalla cava Ponte Alto, l applicazione della sollecitazione di compressione è stata effettuata mediante una macchina di carico (pressa) MTS conforme agli standard ASTM (Method E4- E64), DIN (51-200, 220, 223, 300 class1) e ISRM per gli attuatori di carico, avente capacità massima di 2.7 MN, rigidezza pari a 7.0x10 9 N/m ed in grado di applicare la sollecitazione nominale richiesta alla velocità controllata di MPa/s. La misura delle deformazioni longitudinali e trasversali dei provini è stata effettuata mediante estensometri resistivi aventi fondo scala massimo pari a 5mm e sensibilità migliore di 0.2% del fondo scala mentre la registrazione in continuo dei parametri di prova è stata eseguita mediante il sistema di acquisizione dati della ditta MTS, Test Star. I risultati dei 20 saggi UX (CF, n=10; CM, n=5; CR, n=5) sono riportati per esteso nell Appendice A6.5 contenente le tabelle di riepilogo A6.5.1 A6.5.3, la documentazione fotografica ed i diagrammi delle deformazioni assiale 1, circonferenziale c = 2 = 3 e volumetrica ( ), registrate in funzione della sollecitazione assiale 1 (figure A6.5.1 A6.5.20). A titolo di esempio, la figura 6.16 presenta i diagrammi ottenuti nella prova di compressione uniassiale UX sul provino (C0_04). L esame delle tabelle e dei diagrammi produce le seguenti indicazioni medie da riferire cumulativamente ai 3 litotipi (n=20): resistenza a compressione uniassiale c =155 35MPa, modulo di deformabilità longitudinale E= GPa (essendo: E t = GPa, E s = GPa), rapporto di Poisson = (da: t = , s= ), da cui si può dedurre il modulo di taglio G= GPa. Figura Diagrammi sforzo-deformazione da prova di compressione uniassiale UX sul provino C0_04. 35

88 F 0 0 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Le incertezze di stima sui valori dei parametri meccanici, ora suggeriti, è da attribuire sia alle deviazioni delle singole determinazioni attorno ai valori medi di ogni litotipo (istogrammi in figura 6.17), sia alla differente microstruttura che, soprattutto nei calcari massicci, ne peggiora sensibilmente le caratteristiche meccaniche (Tabella 6.4). Tabella 6.4: valutazione della resistenza a compressione uniassiale c e dei parametri di deformabilità E t, E s, t, s tramite i saggi di compressione uniassiale. n c E Litotipo t E s t s (-) (MPa) (GPa) (GPa) (-) (-) CF CM CR Resistenza a compressione monoassiale ( c) Modulo di deformabilita' tangente (Et) Modulo di deformabilita' secante (Es) Frequenza Relativa Frequenza Relativa Frequenza Relativa Resistenza a compressione monoassiale (MPa) a Resistenza a compressione monoassiale ( c) Modulo di deformabilità tangente (MPa) b Modulo di deformabilita' tangente (Et) Modulo di deformabilità secante (MPa) c Modulo di deformabilita' secante (Es) Frequenza Relativa requenza Relativa Frequenza Relativa Resistenza a compressione monoassiale (MPa) d Resistenza a compressione monoassiale ( c) Modulo di deformabilità tangente (MPa) e Modulo di deformabilita' tangente (Et) Modulo di deformabilità secante (MPa) f Modulo di deformabilita' secante (Es) Frequenza Relativa Frequenza Relativa Frequenza Relativa Resistenza a compressione monoassiale (MPa) g Modulo di deformabilità tangente (MPa) h Modulo di deformabilità secante (MPa) i Figura 6.17: istogrammi della sollecitazione a rottura in compressione uniassiale e dei parametri di deformabilità ricavati dai saggi meccanici sui tre litotipi: a), b), c) CF (n=10); d), e), f) CR (n=5); g), h), i) CM (n=5)

89 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) La minor rigidezza secante rispetto a quella tangente sono motivati dalla conformazione delle curve sollecitazione-deformazione assiale, che presentano concavità verso l alto per buona parte del loro sviluppo. Un confronto con i parametri di deformabilità dinamica, prima illustrati, suggerisce un rapporto E din /E=0.45, evenienza questa piuttosto singolare e motivata da velocità relativamente modeste ~4000m/s se confrontate con quelle m/s ottenute in altre esperienze su litotipi calcarei simili, che producevano moduli dinamici uguali o maggiori di quelli statici. A prescindere dai diversi livelli di deformazione caratterizzanti i due tipi di determinazione dinamica (10-7 ) e statica (10-3 ), che a priori suggerirebbero E din E, la modesta velocità rilevata potrebbe forse riflettere uno stato di microfessurazione presente nei blocchi, maggiore di quello del materiale roccioso in posto, in quanto gli stessi -raccolti al piede della parete- potrebbero presentare un certo grado di risentimento meccanico indotto dalle volate di cava. La prova statica, ricompattando tale microfessurazione la concavità della curva verso l alto sembrerebbe suggerire tale effetto- provoca un irrigidimento del provino caratterizzato da E E din ). In ogni caso ed in ragione delle valutazioni che si intende conseguire sul comportamento statico della parete si assume, come riferimento per la deformabilità della roccia intatta calcarea, E i =78GPa, i=0.27 mediata dalle prove di compressione sui tre litotipi. Per ciò che concerne invece la resistenza a compressione uniassiale della roccia intatta si ritiene necessario tenere conto delle sostanziali differenze palesate dai tre litotipi attribuendo come riferimento per le ci i valori indicati nella tabella 6.4. In particolare, per i due litotipi a grana fine CF e CR, si assume ci 170MPa che riconferma a 12, come già derivato da I s50, il peso da attribuire alla resistenza della roccia intatta nei sistemi di classificazione RMR e SMR, mentre per il calcare massiccio CM, cui anche compete la maggior dispersione dei risultati con resistenza minima assai ridotta ~40MPa, si assume ci 90MPa che riduce a 7 il relativo peso di classificazione. Saggio di rottura a trazione indiretta brasiliana(isrm, 1978) La prova brasiliana B consiste nel portare a rottura un provino cilindrico (disco), avente rapporto spessore/diametro (S/D) variabile tra 0.5 1, mediante l applicazione di un carico crescente, applicato lungo generatrici diametralmente opposte. La sollecitazione di compressione del provino è attuata con la macchina di carico prima descritta e con l utilizzo di un particolare ripartitore di carico di acciaio avente forma di due archi di circonferenza affacciati (figura 6.18). L attrezzatura descritta consente l applicazione del carico sulla superficie del provino secondo un arco di contatto di circa 10. La resistenza a trazione del materiale tb viene valutata attraverso il rapporto tra la forza F necessaria a provocare la rottura del provino e le dimensioni geometriche dello stesso ( tb = 2F/[ DS]). Figura 6.18: Saggio di trazione indiretta brasiliana: macchina di carico (pressa rigida MTS), attrezzata con cella di carico e provino di roccia calcarea CF. 37

90 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Anche per questa prova i provini di roccia calcarea sono stati saggiati per gruppi omogenei in accordo al differente litotipo (CF, n=10; CM, n=5; CR, n=5). I risultati sono riportati nell Appendice A6.6 che contiene le tabelle di riepilogo A6.6.1 A6.6.3, la documentazione fotografica ed i diagrammi della forza diametrale applicata in funzione dello spostamento (accorciamento diametrale) indotto (figure A6.6.1 A6.6.45). La figura 6.19 presenta il diagramma rilevato durante il saggio brasiliano sul provino (CF, B23). La tabella 6.5 riporta i valori della resistenza a trazione brasiliana tb rappresentativi dei tre litotipi, da cui si può desumere tbi 10 3MPa (n=45) quale termine di riferimento per la resistenza a trazione della roccia intatta calcarea, indipendentemente dal particolare litotipo. Tabella 6.5: valutazione della resistenza a trazione indiretta tb tramite saggi brasiliani. CF CM CR tb (MPa) n (-) Il rapporto tra la resistenza a compressione uniassiale c e quella a trazione brasiliana tbi risulta Tale valore, superiore a quello ~8 10 abbastanza ricorrente (si osserva che c/ t=8 è teoricamente stabilito dal criterio di Griffith (Jaeger e Cook, 1969)), potrebbe sostenere l ipotesi, su avanzata, che il materiale roccioso dei blocchi prelevati al piede della cava contenga uno stato di microfessurazione da danneggiamento maggiore di quello della roccia in posto, favorendo la rottura per trazione. 55 B_23 Carico max: 36.8 kn Carico (kn) Spostamento (mm) Figura 6.19: diagramma carico diametrale - spostamento di accorciamento diametrale rilevato nel saggio brasiliano sul provino CF, B23. 38

91 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 1 Resistenza a trazione indiretta t (MPa) Calcare Fine 1 Resistenza a trazione indiretta t (MPa) Calcare Massiccio 1 Resistenza a trazione indiretta t (MPa) Calcirudite Frequenza Relativa Frequenza Relativa Frequenza Relativa Resistenza a trazione (MPa) Resistenza a trazione (MPa) Resistenza a trazione (MPa) Figura 6.20: istogrammi della sollecitazione a rottura per trazione brasiliana tb ricavati dai saggi meccanici sui tre litotipi: a) CF (n=25); b) CM (n=15); c) CR (n=5). E necessario anche osservare (istogrammi in figura 6.20) come CF e particolarmente CM mostrino una elevata dispersione di tb con valori che, in base al campione analizzato, possono ridursi anche al 25% del corrispondente valore medio (ovvero 2-3MPa). La calcirudite CR, pur tenendo conto della scarsa numerosità del campione saggiato (n=5), conferma invece, in modo molto consistente, una sostanziale omogeneità di comportamento nei confronti della resistenza a trazione ( MPa). Appare poi utile segnalare che tbi medio tende al 40% - 45% del valore medio stimato della coesione c i (26MPa), ricavata dall inviluppo di rottura di Coulomb, indicato nel seguito Saggio di compressione triassiale (ISRM, 1983, 1989) Il saggio di compressione triassiale TX consiste nel portare a rottura, tramite la somministrazione di un carico assiale crescente, un provino cilindrico sottoposto a pressione radiale (confinamento) nota e costante. Il provino, protetto da una aderente e sottile guaina di gomma, viene introdotto in un apposito contenitore di acciaio detto cella triassiale, in grado di fornire, tramite la pressurizzazione del fluido di riempimento dell intercapedine tra il provino e la parete interna della cella, la richiesta pressione di confinamento. La cella triassiale viene quindi posta sotto i piatti di una macchina di carico, rispondente ai requisiti già descritti per la prova precedente, e in grado di attuare la richiesta sollecitazione assiale (figura 6.21). Sono state eseguite 17 determinazioni triassiali TX, ripartite tra i differenti litotipi, variando la pressione di confinamento 3 negli intervalli: 1 15MPa per CF (n=10), 1 8MPa per CM (n=4), 1 5MPa per CR (n=3). I risultati dei 17 saggi TX sono raccolti per esteso nell Appendice A6.7 contenente le tabelle di riepilogo A6.7.1 A6.7.3 e, per ogni valore della pressione di confinamento imposta 3, la documentazione fotografica del provino, prima e dopo la prova, con i diagrammi della sollecitazione assiale 1 applicata e del corrispondente spostamento, in funzione del tempo, nonché l elaborazione dell insieme dei risultati di prova espressa dagli inviluppi di rottura di Mohr-Coulomb (Jaeger e Cook, 1979) e di Hoek e Brown (1997) (figure A6.7.6 A6.7.19). L esame dei risultati, riportato nella tabelle A A6.7.3 (al termine del capitolo), pur mostrando in media un incremento della sollecitazione assiale 1 al crescere dell intensità del confinamento 3, tuttavia fa registrare una importante dispersione dei risultati, scarsamente compensata dalla modesta entità della pressione imposta in cella ( 3 0.5% 9% di ci, si osservi che la sollecitazione minima litostatica in sito, per copertura di m, non dovrebbe verosimilmente superare 1-2MPa, cioè 1%-2% di ci). 39

92 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Figura 6.21: Preparazione della cella per un saggio in cella triassiale Tali variazioni dipendono sia dalle caratteristiche dei diversi litotipi, sia da microfratture, eterogeneità o tracce di alterazione, che interessano i vari provini ma possono essere in certa misura accomodate mediante la costruzione degli inviluppi di rottura. Gli inviluppi rappresentano pertanto una vantaggiosa sintesi del comportamento a rottura del materiale roccioso in quanto, associando ed interpolando coerentemente i risultati ottenuti nelle differenti prove meccaniche, permettono di ridefinirne i fondamentali parametri di resistenza, ovvero: l angolo di attrito interno i, la coesione c i, la resistenza a compressione ci ed a trazione ti o altri parametri affini, utili per la formulazione di inviluppi non lineari, come m i e s i in quello di Hoek e Brown. Per la loro costruzione si tratta ai minimi quadrati l insieme costituito dagli stati di sollecitazione a rottura ( 1, 3) risultanti dalle singole determinazioni TX e dai due valori medi che rappresentano la resistenza a compressione uniassiale ci (prove UX) e quella a trazione ti della roccia intatta (prove B). La tabella 6.6 riepiloga i parametri degli inviluppi di rottura di Mohr-Coulomb e di Hoek e Brown dei tre litotipi e di quello costruito considerando unitamente tutti i risultati delle determinazioni meccaniche, mentre la figura 6.22 ne rappresenta gli andamenti sugli assi delle sollecitazioni principali ( 1, 3). Tabella 6.6: stime dei parametri di resistenza meccanica secondo i criteri di Mohr-Coulomb (M-C) e Hoek e Brown (H-B). Litotipo n ci(mpa) ( ) c i (MPa) ti(mpa) m i (-) s i (-) r 2 (-) CF H-B CF M-C CM H-B CM M-C CR H-B CR M-C CFCMCR H-B CFCMCR M-C

93 MPa MPa MPa ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) calcari fini - CF n=12 Mohr-Coulomb: cimc =174 MPa c imc = 30.4 MPa imc =51.4 ( ) timc =10.6MPa r 2 MC=0.61 Hoek-Brown: cihb =188 MPa m i =13.6, s i =1 c ihb = 30.4 MPa ihb =51.4 ( ) tihb =13.8MPa r 2 MC= calcari massicci - CM n=6 Mohr-Coulomb: cimc=90 MPa c imc =16.2 MPa imc =50.3 ( ) timc=5.8mpa r 2 MC=0.79 Hoek-Brown: cihb=98 MPa m i =11.0, s i =1 c ihb = 16.3 MPa ihb =50.3 ( ) tihb=8.9mpa r 2 MC= MPa MPa calciruditi - CR n=5 Mohr-Coulomb: cimc =209 MPa c imc =29.3 MPa imc =58.7 ( ) timc =8.2MPa r 2 MC = Hoek-Brown: cihb =220 MPa m i =16.0, s i =1 c ihb = 29.3 MPa ihb =58.7 ( ) tihb =13.8MPa r 2 MC = MPa Figura. 6.22: Inviluppi di rottura di Mohr-Coulomb (retta blu) e di Hoek e Brown (linea rossa) costruiti, nel piano 1, 3, sulle determinazioni meccaniche condotte sui materiali rocciosi calcarei prelevati in cava. 41

94 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) I due inviluppi (figura 6.22) benché affetti dalla irregolarità dei valori di resistenza ottenuti nelle prove meccaniche, che influenza in diversa misura il grado di determinazione delle regressioni, offrono stime del tutto simili dei differenti parametri, in cui i calcari fini CF e le calciruditi CR rappresentano i termini con migliore resistenza meccanica ci MPa, i 50 59, c i 30MPa, m i 15, mentre i calcari massicci CM quelli con minore resistenza ci MPa, i 50, c i 15MPa, m i 15. I valori dei parametri meccanici, così derivati dalle determinazioni sperimentali di laboratorio, discriminano pertanto in modo chiaro il diverso comportamento meccanico dei materiali rocciosi rispettivamente provenienti dalla formazione dei calcari a grana fine (CF, CR) e da quella dei calcari massicci (CM) ed offrono una base plausibile per la stima preliminare delle analoghe caratteristiche alla scala della massa rocciosa, da ottenere tramite gli indici di classificazione (RMR, GSI) ricavati nel successivo capitolo Determinazione dell angolo di inclinazione per provocare scivolamento su una discontinuità, mediante prova su tavola inclinabile (tilt test) La prova su tavola inclinabile è utilizzata per stabilire l angolo di inclinazione l necessario a innescare lo scivolamento per effetto del peso proprio tra due porzioni di roccia affacciate lungo una discontinuità. Se la discontinuità è piana e nominalmente liscia, il valore di l può rappresentare una stima dell angolo di attrito base bti, dunque della resistenza attritiva senza il contributo stabilizzante offerto dalla geometria delle asperità. La prova consiste nel fissare al piano della tavola inclinabile una delle due parti della discontinuità, lasciando la porzione superiore semplicemente appoggiata e libera e successivamente nell inclinare lentamente, ma con regolarità, la tavola sino ad innescare lo scivolamento della porzione libera (figura 6.24). L angolo così rilevato indica l inclinazione limite l o l angolo d attrito base bti. Figura 6.24: prova di scivolamento sotto peso proprio (tilt test). 42

95 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Nel caso in esame sono state saggiate esclusivamente discontinuità calcaree lisce realizzate con taglio a piano sega da blocchi dei tre litotipi (2CF, 2CM, 2CR), prima di confezionare, mediante getto in malta, i provini contenenti dette discontinuità e destinati alle prove di taglio diretto, come indicato nel successivo paragrafo. Ognuna delle 6 discontinuità è stata sottoposta a 12 successive determinazioni che hanno prodotto i valori di l sintetizzati nella tabella 6.7. Le prove hanno quindi suggerito, come prima stima dell angolo di attrito base, bti= l =32 3. Tabella 6.7: Valutazione dell angolo di inclinazione l dai saggi su tavola inclinabile. Litotipo n l ( ) CF CM CR CF+CM+CR Saggi di resistenza al taglio diretto lungo discontinuità artificiali lisce e naturali e valutazione dei relativi parametri di resistenza al taglio (AGI, 1996) La resistenza a taglio disponibile lungo le discontinuità controlla la possibilità dello scivolamento di blocchi di roccia. La stima di questa caratteristica è allora essenziale per riconoscere condizioni di potenziale instabilità di pareti in roccia in cui si sviluppano discontinuità con giaciture sfavorevoli al mantenimento della stabilità. I saggi di taglio diretto condotti in laboratorio su provini di roccia contenenti discontinuità naturali permettono di accertare sperimentalmente, ma con riferimento alla piccola scala, il livello di resistenza disponibile. Per l esecuzione del saggio è necessario confezionare provini atti ad essere ospitati nella macchina di taglio diretto, a partire da spezzoni di carota o informi contenenti appunto una discontinuità. Il confezionamento richiede che sia realizzato un getto di cemento o resina (figura 6.23) inglobante separatamente le due parti dell elemento di roccia separato dalla preesistente discontinuità, così che il piano di taglio coincida con il piano medio della discontinuità stessa. A maturazione avvenuta, il provino viene scasserato e, dopo il rilevamento della rugosità delle superfici di discontinuità affacciate, viene inserito nella scatola di taglio (figura 6.23). La prova consiste nell imporre sulla discontinuità un livello prefissato di sollecitazione normale nominale n e successivamente nell incrementare la sollecitazione di taglio n così da produrre un piccolo e lento scorrimento tra le due parti del provino. Le sollecitazioni normale e di taglio sono attuate tramite martinetti disposti nelle due corrispondenti direzioni di carico. Durante la prova si registrano con continuità le forze normale F n e di taglio F t applicate dai martinetti e le rispettive componenti n, t di spostamento relativo tra le due parti di provino. Per un dato valore di n, la graficazione del risultato di prova consiste nel diagramma della forza F t o della sollecitazione nominale di taglio n [ n =F t /A d, con A d area nominale della discontinuità] in funzione dello spostamento relativo di taglio t. Analogamente viene diagrammata l evoluzione dello spostamento relativo normale o curva di dilatanza ( t - n ). In termini generali, il diagramma mette in luce il comportamento a taglio della discontinuità evidenziando, in funzione della natura delle superfici a contatto, un eventuale valore di picco della n seguito da una tendenza più o meno regolare a portarsi su un livello di valore più basso (valore di resistenza residua) o mostrando un comportamento progressivo, privo di picco, tendente ad un livello grosso modo indipendente dallo spostamento. La curva di dilatanza mette in evidenza un eventuale contributo fornito dalla morfologia della superfice di discontinuità alla resistenza a taglio. 43

96 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Figura 6.23: Apertura della scatola di taglio una volta effettuata la prova. Si evidenziano le due porzioni del getto inglobanti il provino. Seguendo il procedimento ora indicato sono stati confezionati e sottoposti a prova 13 provini di roccia calcarea contenenti lembi di discontinuità naturali, nonché 6 provini tagliati a piano sega (superfici di taglio nominalmente lisce per la valutazione dell attrito base bt ). I valori della rugosità (parametro JRC), relativi alle varie discontinuità sono stati rilevati prima e dopo ogni prova -su base L<8cm, tramite profiligrafo- e confrontati con i valori standard dei profili campione (Barton e Choubey, 1977). Essi sono rappresentati per esteso nell Appendice A6.8, mentre la figura 6.24 ne riporta un esempio. Poiché, come già osservato nel caso dei profili rilevati in sito, la valutazione visiva della rugosità comporta un certo grado di soggettività, essa, anche ora, è stata effettuta da tre osservatori indipendenti (Oss1, Oss2, Oss3) ed i risultati ottenuti sono raggruppati nelle classi di frequenza riportate nella tabella 6.7 e negli istogrammi della figura Figura 6.24: Rappresentazone di un profilo di rugosità rilevato su una discontinuità naturale del provino TG01. 44

97 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) In accordo alla tabella 6.7, il valore risultante, associabile all indice di rugosità, può essere espresso da JRC 6 3 prima delle prove di taglio e 5 3 dopo le prove, valore quest ultimo indicativo di un modesto, ma sistematico, decadimento della rugosità conseguente allo scorrimento per taglio. Tabella 6.7: Valutazione del coefficiente di rugosità JRC sui 13 profili di discontinuità da sottoporre a saggi di taglio diretto in laboratorio (osservazioni di tre diversi operatori). Oss. 1(M) Oss. 2 (V) Oss. 3 (F) parete giunto sup. inf. sup. inf. sup. inf. n JRC prima taglio % in JRC % in JRC % in JRC % in JRC > JRC dopo taglio % in JRC % in JRC % in JRC % in JRC > Cagli: n=26 profili (L 6cm) - prima delle prove di taglio 0.3 Cagli: n=26 profili (L 6cm) - prima delle prove di taglio 0.4 Cagli: n=26 profili (L 6cm) - prima delle prove di taglio file= JRC-sito&provini_taglio-masa file= JRC-sito&provini_taglio-vanni file= JRC-sito&provini_taglio-franco (-) 0.3 (-) 0.15 (-) a JRC ( ) Cagli: n=26 profili (L 6cm) - dopo le prove di taglio b JRC ( ) Cagli: n=26 profili (L 6cm) - dopo le prove di taglio c JRC ( ) Cagli: n=26 profili (L 6cm) - dopo le prove di taglio file= JRC-sito&provini_taglio-masa file= JRC-sito&provini_taglio-vanni file= JRC-sito&provini_taglio-franco (-) 0.3 (-) 0.3 (-) d JRC ( ) e JRC ( ) f JRC ( ) Figura 6.25: Istogrammi dell indice di rugosità dei profili rilevati, da tre stime indipendenti, sulle due pareti delle discontinuità contenute nei 13 provini: a, b), c) prima del taglio; d, e), f) dopo il taglio. 45

98 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) La ripartizione in classi di frequenza del JRC rappresentata negli istogrammi (figura 6.25) ed espressa in tabella permette di qualificare il 60%-80% dei profili dei provini come liscitendenzialmente planari (JRC 6), mediamente meno rugosi di quelli rilevati in sito, caratterizzati da JRC 9 3 (tabella 6.2 e figura 6.3). Si osserva anche che i profili nettamente ondulati e rugosi (JRC >10) rappresentano una proporzione molto modesta (4%-8%: variabilità connessa alla soggettività degli osservatori) dei profili rilevati. Il complesso delle determinazioni di taglio diretto è stato costituito da saggi condotti su 6 provini (2 CF, 2 CM, 2 CR) aventi superfici a contatto nominalmente lisce e planari (realizzate a piano sega) e su 13 provini (6CF, 4CM, 3CR) contenenti discontinuità naturali (caratterizzate da un certo grado di rugosità-ondulosità e prive di riempimenti). Ogni provino, in condizioni secche ed a temperatura ambiente, è stato sottoposto a successive determinazioni caratterizzate ognuna da un valore dello sforzo normale n di intensità crescente: sino a 5 determinazioni per le superfici a contatto lisce, imponendo 0.2MPa n 2MPa, per un totale di 30 saggi; sino a 3 per le superfici naturali, con 0.5MPa n 2.5MPa, conducendo 39 saggi). Come sopra indicato, la procedura così adottata si poneva l obiettivo di individuare la resistenza opposta al taglio dalle superfici di discontinuità nella loro condizione (dal punto di vista geometrico) originaria (resistenza di picco) e quella ancora disponibile quando le pareti affacciate avevano subito un importante spostamento relativo (resistenza residua) e di valutare se le due differenti condizioni di prova producevano resistenze apprezzabilmente diverse. Per ogni provino, il controllo visivo dello stato e della morfologia delle superfici di discontinuità è stato eseguito prima di avviare la prima determinazione e solo al termine della serie di 3 o 5 determinazioni. Si rileva tuttavia che, nonostante la cura posta dagli operatori nelle manovre, ogni operazione di riposizionamento della semiscatola superiore, necessaria a permettere una successiva determinazione, poteva aver indotto disallineamenti di piccola entità e ulteriore danneggiamento oltre a quello ovviamente prodotto dagli spostamenti relativi applicati nella prova di taglio. Inoltre alcuni provini, al termine delle determinazioni, mostravano -oltre a strie di strisciamento o a sfrido di abrasione delle piccole asperità- segni di locali incrinature o rotture avvenute sulle superfici delle discontinuità a contatto o nella malta dei getti. Questo insieme di disturbi potrebbe, in certa misura, aver contribuito a comportamenti anomali, quali quelli evidenziati in vari diagrammi di prova (F t - t ; n - t ), che hanno reso non agevole e problematica l interpretazione dei risultati, rispetto a quanto sarebbe stato possibile in presenza di andamenti più regolari. E infatti necessario trarre dai diagrammi F t - t i livelli della sollecitazione nominale di taglio a rottura n corrispondenti ai diversi valori della sollecitazione normale n applicati su ogni provino. La documentazione completa costituita dalle immagini dei provini, dai diagrammi di prova e dalle varie interpolazioni eseguite sulle coppie ( n, n), estratte dalle serie di determinazioni a rottura per desumere i parametri di resistenza al taglio, è riportata nell Appendice A6.9 (A6.9.4 A6.9.21), mentre un esempio di diagrammi ottenuti su una discontinuità artificiale liscia, realizzata a piano sega, (TG04, CM) e su una discontinuità naturale (TG11, CR) è illustrato in figura Esaminando i diagrammi ottenuti nelle varie determinazioni, si osservano tendenze caratterizzate da incrudimento o da successive cadute e riprese di resistenza e, in alcuni casi può apparire anche una riduzione della forza di taglio pur in presenza di un livello più elevato di forza normale. Tali anomalie si sono verificate non solo su discontinuità naturali (ad es. TG01 CF A6.9.23) ma anche su discontinuità artificiali a piano sega (ad es. TG02 CF A6.9.7), manifestandosi sia quando la discontinuità era sottoposta alla prima prova di taglio, sia nella serie di successive prove. Non è possibile stabilire una relazione esplicita tra i risultati di una determinazione, le condizioni della discontinuità e le caratteristiche dell apparato di prova ma è plausibile ritenere che, oltre ai fattori di disturbo già accennati, il danneggiamento subito dalle superfici a contatto durante una determinazione possa dar luogo a nuove asperità o a variazione delle aree di effettivo contatto tra i lembi affacciati così che nella successiva 46

99 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) determinazione si può originare un comportamento ancora affine o piuttosto differenziato da quello precedente. L attribuzione del livello di resistenza alla rottura per taglio, raggiunto in una data determinazione, può così risultare affetta da discrezionalità di scelta. Al fine di limitare l influenza di scelte soggettive sui risultati, si è scelto di affiancare alla tipica assegnazione dei livelli di sforzo a rottura ( n, n) tratti visualmente dai diagrammi F t - t, una differente valutazione basata su una statistica degli stessi diagrammi. In altri termini, per una data prova, si è ipotizzato di considerare tutti i valori della forza di taglio F t, disponibile nella fase di scorrimento relativo, come un insieme di determinazioni indipendenti caratterizzato quindi da una media F t ed una dispersione e di definire n = F t /A d. I valori di n, così ottenuti, tengono conto della distribuzione della forza di taglio durante lo scorrimento Carico Orizz. - Spost. Orizz. Carico Orizz. - Spost. Vert. PROVINO TG 04 PS picco Carico vert. = 1,00 kn Superficie = mm PROVINO TG 04 Picco Carico vert. =2.50kN 7 5 rico (kn) Ca Spost. Vert. (mm) Spost. (mm) a) Carico Orizz. - Spost. Orizz. Carico Orizz. - Spost. Vert. Line/Symbol Plot 8 PROVINO TG 11 Picco Carico vert. = 1.17 kn Superficie = mm Spost. Orizz. (mm) b) PROVINO TG 11 Picco Carico vert. = 1.17 kn 7 5 kn) Carico ( Spost. Vert. (mm) Spost. (mm) c) Spost. Orizz. (mm) d) Figura 6.26: diagrammi forza-spostamento di taglio F t - t e della dilatanza n - t per: a), b) discontinuità liscia TG04 CM (piano sega) e per discontinuità naturale TG11 CR c), d). 47

100 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Infine, sui gruppi di coppie ( n, n), relative al singolo provino o a più provini, sono state condotte interpolazioni idonee a stimare i parametri di resistenza al taglio rappresentativi delle discontinuità (angolo di attrito j, intercetta di coesione c j, oppure: angolo di attrito base bj, coefficiente di rugosità JRC j, resistenza di parete ICS j ). Il primo gruppo di saggi ha interessato le 6 superfici di discontinuità artificiali realizzate a piano sega e di ognuna di esse è descritta la resistenza al taglio dal momento che su ogni provino sono state condotte 5 determinazioni. Le tracce di striatura osservabili sulle superfici di contatto mostrano che, pur trattandosi di superfici idealmente lisce, lo strisciamenro tra i lembi opposti ha interessato porzioni molto modeste dell area nominalmente a contatto, originando locali danneggiamenti o rotture. Un ulteriore aspetto, peraltro quantificabile dall osservazione dei diagrammi dilatanza n - t, è legato a piccole deviazioni i h delle superfici di contatto rispetto all orizzontale (positive se verso l alto, negative se verso il basso), prodotte durante la preparazione dei getti, con i h ~1. Come conseguenza i diagrammi F t - t possono presentare irregolarità e scostamenti dal tipico andamento caratterizzato da un livello costante e chiaramente identificabile di resistenza al taglio. Le elaborazioni dei diagrammi di regressione n - n, di cui un esempio è riportato in figura 6.27, sono raccolte nell appendice A A e mostrano che, oltre alla evidente componente di resistenza attritiva, si manifesta una componente di coesione. In certi casi, il grado di correlazione delle interpolanti può essere migliorato escludendo dal trattamento statistico i valori che maggiormente si scostano dalla tendenza dominante. Pertanto si ottengono stime relativamente differenti dei parametri di resistenza j, c j quando si considerano tutti i risultati o, in alternativa, si privilegia la tendenza dominante. E stata poi ricavata una caratterizzazione per litotipi: in questo caso, le regressioni poggiano sulle determinazioni realizzate sulle coppie di provini rappresentative dei litotipi CF, CM, CR e risultano statisticamente più consistenti di quelle condotte sul singolo provino. I valori di angolo di attrito base bv e bs così come le intercette c v e c s riportati nelle figure 6.28 e nella tabella 6.8 sono prodotti dall interpolazione sulle coppie ( n, n) con n ripettivamente scelti in modo visuale o ottenuti con trattamento statistico. Si osserva che le superfici lisce dei calcari fini CF e dei calcari massicci CM presentano un elevato livello di resistenza a taglio con parametri: attrito base bt ~39 ed intercetta c t ~0.25MPa ( bt =( bv + bs )/2), c t =(c v +c s )/2) mentre le superfici lisce delle calciruditi CR offrono resistenza a taglio sensibilmente inferiore bt~31, c t ~0.1MPa. La presenza di un non marginale contributo di resistenza al taglio per coesione apparente c t lungo superfici nominalmente lisce è inopinata e forse potrebbe derivare dal danneggiamento per indentazione o striatura nelle piccole zone di contatto tra le due superfici. Calcare fine (TG01ps) Calcare fine (TG05ps) dati Lineare (dati) dati Lineare (dati) 1,40 1,20 y = 0,755x + 0,1861; R 2 = 0,9932 =37,1 y = 0,704x + 0,0647, R 2 = 0,9909 =35,1 1,20 1,00 1,00 0,80 n (MPa) 0,80 0,60 n (MPa) 0,60 0,40 0,40 0,20 0,20 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 n (MPa) a) 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 n (MPa) b) Figura 6.27: diagrammi di resistenza al taglio su superfici liscie (provini TG01 e TG05). 48

101 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) I dati dei tre litotipi sono stati infine elaborati congiuntamente (CF+CM+CR) per ottenere una caratterizzazione della resistenza a taglio su discontinuità liscia da estendere, indipendentemente dallo specifico litotipo, alle rocce calcaree presenti nel sito di cava. L interpolazione, condotta anche ora sui valori di n definiti con stima visuale e con trattamento statistico, è rappresentata figura 6.29 con parametri: bt~40 ; c t ~0.13MPa (tabella 6.8). In conclusione, i risultati delle prove di taglio diretto su superfici nominalmente lisce indicano che la resistenza mobilitabile in presenza di uno sforzo normale, apprezzabile ma non elevato (0.2-2MPa), potrebbe risultare superiore a quella manifestata nei saggi su tavola inclinabile bti 32 (paragrafo 6.2.4). Pertanto si propone come stima rappresentativa dell angolo di attrito base delle rocce calcaree, mediata sui due differenti tipi di saggio b=( bti + bt )/2=36, mentre si considera non disponibile, ovvero c t =0, il contributo di coesione. Calcare fine (TG01ps+TG02ps) (da stime visuali v) Calcare fine (TG01+02ps) ms dati Lineare (dati) regr-lin su dati Ft-displ Lineare (regr-lin su dati Ft-displ) 1,40 1,60 y = 0,8421x + 0,141; R 2 = 0,98 =40,1 n=10 y = 0,8389x + 0,2099; R 2 = 0,9813 =40,0 b=39,0 n=10 1,20 1,40 1,00 1,20 n (MPa) 0,80 0,60 n (MPa) 1,00 0,80 0,60 0,40 0,40 0,20 0,20 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 n (MPa) 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 n (MPa) a) Calcare massiccio (TG03+04ps) (da stime visuali v) s v(mpa) s v(mpa) Lineare (s v(mpa)) Lineare (s v(mpa)) b) Calcare massiccio (TG03+04ps) ms regr-lin su tutti i dati Ft-displ s v(mpa) Lineare (regr-lin su tutti i dati Ft-displ) Lineare (s v(mpa)) 2,00 1,80 1,60 y = 0,6872x + 0,4123; R 2 = 0,8686 y = 0,7926x + 0,3376; R 2 = 0,9579 =34,5 n=10 n=9 =38,4 2,00 1,80 1,60 y = 0,7851x + 0,3288; R 2 = 0,9357 y = 0,6228x + 0,4439; R 2 = 0,7203 =38,1 =31,9 b=39,1 b=32,9 n=9 n=10 1,40 1,40 n (MPa) 1,20 1,00 0,80 n (MPa) 1,20 1,00 0,80 0,60 0,60 0,40 0,40 0,20 0,00 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) c) Calcirudite (TG05+06ps) (da stime visuali v) dati s v(mpa) Lineare (s v(mpa)) Lineare (dati) 0,20 0,00 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) d) Calcirudite (TG05+06ps) ms regr-lin su dati Ft-displ s v(mpa) Serie3 Lineare (s v(mpa)) Lineare (Serie3) 1,20 y = 0,5839x + 0,1076; R 2 = 0,7826 1,00 y = 0,6689x + 0,0759; R 2 = 0,9425 0,80 =30,3 n=10 n=9 =33,8 1,20 1,00 0,80 y = 0,6317x + 0,1129; R 2 = 0,9795 y = 0,5182x + 0,1662; R 2 = 0,8275 =32,3 b=29,3 n=8 =27,4 b=24,4 n=9 n (MPa) 0,60 n (MPa) 0,60 0,40 0,40 0,20 0,20 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 2,00 0,00 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 n (MPa) n (MPa) e) f) Figura 6.28: diagrammi di resistenza al taglio su superfici liscie dei litotipi: CF provini TG01- TG02, CM provini TG03-TG04, CR provini TG05-TG06 [a), c), e) stima di n visuale, b), d), f) stima statistica]. 49

102 n (MPa) n (MPa) ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Cagli - Prove di taglio su superfici lisce (ps): calcare fine+calcare massiccio+calciruditi (TG01-06ps) (da stime visuali v) Cagli - Prove di taglio su superfici lisce (ps): calcare fine+calcare massiccio+calciruditi (TG01-06ps) (medie da regr-lin su grafici Ft-displ ms) dati 90%conf-lim-up(taumed)(MPa) 90%conf-lim-inf(taumed)(MPa) sdev-up(mpa) sdev-inf(mpa) Lineare (dati) regr-lin su dati Ft-displ 90%conf-lim-up(taumed)(MPa) 90%conf-lim-inf(taumed)(MPa) sdev-up(mpa) sdev-inf(mpa) Lineare (regr-lin su dati Ft-displ) 2,5 y = 0,861x + 0,1074; R 2 = 0,8535 =40,7 39,7 n=26 2,5 n = 0,8337 n + 0,1584; R2 = 0,8496 =39,8 38,8 n= ,5 1, ,5 0, ,5 1 1,5 2 2,5 0 0,5 1 1,5 2 2,5 n (MPa) a) n (MPa) b) Figura 6.29: diagramma cumulativo di resistenza al taglio su superfici liscie delle rocce calcaree della cava, non differenziate per litotipi: a) stima di n visuale, b) stima statistica. Tabella 6.8: stime dei parametri di resistenza al taglio (, c) ottenute da saggi su provini artificiali tagliati a piano sega (ps). Litotipo n v bv( ) c v (MPa) r 2 v i h ( ) n s bs( ) c s (MPa) r 2 s CF(TG01-TG02) CM(TG03-TG04) CR(TG05-TG06) CF+CM+CR(TG01 TG06) La valutazione sperimentale della resistenza a taglio a piccola scala lungo discontinuità naturali è stata condotta tramite saggi di taglio diretto, condotti sui 13 provini prelevati da blocchi contenenti lembi affacciati di tali fratture. Ogni provino è stato sottoposto a tre successive determinazioni variando lo sforzo normale n nell intervallo MPa, necessarie per valutare il comportamento delle discontinuità nella condizione originaria e dopo il logoramento prodotto sulle superfici a contatto dalle successive azioni di taglio; in totale sono state così eseguite 39 determinazioni, i cui risultati con la relativa documentazione fotografica sono raccolti per esteso, nell Appendice A6.9 (A A6.9.48). I diagrammi forza di taglio spostamento di taglio (F t - t ) presentano andamenti piuttosto differenziati. Alcuni tipici, caratterizzati da resistenza che tende ad un valore costante o da soglie di resistenza di picco e residuo, altri da aumento di resistenza pressocché continua o da cadute e riprese di resistenza. Anche i diagrammi spostamento normale spostamento spostamento di taglio n - t mostrano differente comportamento, caratterizzato in certi provini da dilatanza, in altri da tendenza a contrarre o ancora da assenza di spostamento normale (dilatanza nulla). Inoltre gli andamenti mostrati da uno stesso provino possono variare con la ripetizione delle azioni di taglio. Detta variabilità può influenzare in modo marcato la scelta dei valori di taglio n a scorrimento scelti, come già indicato nel caso delle superfici di discontinuità lisce, con stima visuale (v) o con criterio statistico (s), nonché adottando i valori massimi (maxv) e le regressioni su tali valori per stimare i parametri di resistenza delle discontinuità saggiate. Disponendo di tre determinazioni di taglio condotte con sforzo normale n crescente, è stato possibile verificare se per ogni provino poteva essere dedotta, mediante regressione, una stima preliminare dei parametri di resistenza al taglio lungo discontinuità naturale (figura 6.30, che illustra il caso di uno dei provini). La sintesi dei risultati è raccolta nella tabella 6.9 mentre l insieme dei diagrammi n, n è raccolto nell appendice A6.9 (A A ). 50

103 n (MPa) n (MPa) n (MPa) ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) L elaborazione condotta separatamente per ogni provino mette in luce una certa variabilità dei risultati ed importanti discrepanze, in particolare: l incongruenza di una separazione picco (p) residuo (r), in quanto i parametri definiti di resistenza residua presentano valori molto simili e spesso più elevati di quelli attribuiti alla resistenza di picco; regressioni che originano inconsistenze quali pendenze (attrito) e intercette di coesione negative; valori dell angolo di attrito e della coesione piuttosto elevati o all opposto valori dell angolo d attrito estremamente bassi. Tabella 6.9: parametri di resistenza al taglio (, c) prodotti dalle varie (13) discontinuità naturali e in base a differenti ipotesi di stima. c pv r 2 pv c rv Provino pv rv ms maxv litotipo ( ) (MPa) ( ) (MPa) ( ) (MPa) ( ) (MPa) TG01 CF 52.0 n.d n.d n.d n.d TG02 CF TG03 CF 49.0 n.d n.d n.d n.d. 1.0 TG04 CF TG05 CF n.d.* n.d n.d TG07 CF 52.8 n.d n.d n.d TG06 CM n.d n.d n.d n.d TG08 CM TG09 CM n.d n.d n.d n.d TG10 CM n.d TG11 CR TG12 CR n.d n.d TG13 CR n.d n.d n.d n.d (*) n.d.: parametro non definito (valore negativo) r 2 rv c ms r 2 ms c maxv r 2 maxv TG04 TG04 Serie1 Lineare (Serie1) Serie1 Lineare (Serie1) 2 1,8 y = 0,71x + 0,587; R 2 = 0,7711 y = 0,75x + 0,3767; R 2 = 0,9868 1,8 1,6 1,6 1,4 1,4 1,2 1, ,8 0,8 0,6 0,6 0,4 0,4 0,2 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 a) n (MPa) b) n (MPa) TG04 regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 1,8 1,6 y = 0,62x + 0,645; R 2 = 1 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 n (MPa) c) Figura 6.30: diagramma n - n pe la stima dei parametri di resistenza lungo discontinuità naturale del provino TG04 CF basati sulla valutazione visiva dei valori n definiti di picco a) e residui b) o, ottenuti da criterio statistico c). 51

104 n (MPa) n (MPa) n (MPa) ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Appare così necessario procedere all accorpamento ed alla valutazione dei risultati per litotipo (CF, CM, CR) ed anche al trattamento congiunto dei risultati di tutte le determinazioni, ma escludendo dall analisi i risultati delle determinazioni ritenute fuorvianti (tabella 6.9). Le stime dei parametri caratterizzanti la resistenza di picco ( pv, c pv ), quella residua ( rv, c rv ) e quella derivante dalla trattazione congiunta dei valori di picco e residui ( (p+r)v, c (p+r)v ), nonchè dal criterio statistico ( s, c s ) sono ottenute mediante regressione sui rispettivi gruppi di valori n, n tratti dai diagrammi F t - t delle 39 determinazioni di taglio diretto su discontinuità naturali (Appendice A6.9: A A6.9.48). I diagrammi della resistenza a taglio n, n con le relative interpolanti lineari (Coulomb) sono indicati nelle figure 6.31, 6.32, 6.33, 6.34, 6.35 ed il riepilogo di tali stime è riportato nella tabella Nella figura 6.35, oltre alle interpolanti lineari, sono date anche le interpolanti non lineari (Barton Choubey), che, per definizione, non implicano una intercetta di coesione. Si osserva che le interpolanti descrivono la tendenza media offerta dalla componente di resistenza attritiva al crescere dello sforzo normale. TG CF: TG01,TG02,TG03,TG04 notg05,tg07 (picco) (stima visuale) TG CF: TG01,TG02,TG03,TG04,TG05, no TG07 (residuo) (stima visuale) Serie1 Lineare (Serie1) Serie1 Lineare (Serie1) 2 1,8 y = 1,0544x - 0,0685 R 2 = 0,8779 n=12 1,8 1,6 y = 0,9557x - 0,0616 R 2 = 0,8618 n=12 1,6 1,4 1,4 1,2 1, ,8 0,8 0,6 0,6 0,4 0,4 0,2 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 n (MPa) 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 n (MPa) a) b) TG CF: TG01,TG02,TG03,TG04 notg05,tg07 (picco+residuo) (stima visuale) Serie1 Lineare (Serie1) 1,8 1,6 y = 1,005x - 0,0651 R 2 = 0,8556 n=24 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 n (MPa) c) Figura 6.31: Diagrammi della resistenza al taglio lungo discontinuità naturali dei calcari fini (CF) per differenti condizioni: a) picco, b) residuo, c) picco e residuo. 52

105 n (MPa) n (MPa) n (MPa) ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) TG06 regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) TG06 regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 3 3 2,5 y = 1,32x - 0,0484 R 2 = 0,716 n=3 2,5 y = 2,26x - 2,0883 R 2 = 0,8093 n=3 y = 1,2928x R 2 = 0,7157 n=3 y = 1,0864x R 2 = 0,5888 n=3 2 2 n (MPa) 1,5 n (MPa) 1, ,5 0, ,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) n (MPa) a) b) TG06 3 regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 2,5 y = 1,79x - 1,0684 R 2 = 0,5808 n=6 2 y = 1,1896x R 2 = 0,5148 n=6 n (MPa) 1,5 1 0,5 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) Figura 6.32: Diagrammi della resistenza al taglio lungo discontinuità naturali dei calcari massicci (CM) per differenti condizioni: a) picco, b) residuo, c) picco e residuo. TG CR: TG11 no TG12,TG13 (picco) (stima visuale) TG CR: TG11, no TG12,TG13 (residuo) (stima visuale) Serie1 Lineare (Serie1) 1,4 Serie1 Lineare (Serie1) 1,4 1,2 y = 0,4861x + 0,7045 R 2 = 0,8369 n=3 1,2 y = 0,8299x + 0,3227 R 2 = 0,9604 n= ,8 0,8 0,6 0,6 0,4 0,4 0,2 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 n (MPa) 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 n (MPa) a) b) TG CR: TG11 - no TG12,TG13 (picco+residuo) (stima visuale) Serie1 Lineare (Serie1) 1,4 1,2 y = 0,658x + 0,5136 R 2 = 0,7315 n=6 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 n (MPa) c) Figura 6.33: Diagrammi della resistenza al taglio lungo discontinuità naturali delle calciruditi (CR) per differenti condizioni: a) picco, b) residuo, c) picco e residuo. 53

106 n (MPa) n (MPa) n (MPa) n (MPa) ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) TG CF+CM+CR: TG01 - TG13, no TG05,7,8,9,10,12,13 (picco) stima visuale Serie1 Lineare (Serie1) Lineare (Serie1) TG CF+CM+CR: TG01 - TG13, no TG05,7,8,9,10,12,13 (residuo) stima visuale regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 3 2,5 y = 1,1713x - 0,0643 R 2 = 0,8229 n=18 y = 1,0252x - 0,0485 R 2 = 0,8187 n=18 2,5 y = 1,1229x R 2 = 0,8212 n=18 2 y = 0,9887x R 2 = 0,8175 n=18 2 1,5 1 n (MPa) 1,5 1 0,5 0,5 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) a) 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) b) TG CF+CM+CR: TG01 - TG13, no TG 02,5,7,8,9,10,12,13 (picco) (stima da regressione ms) regr-lin su dati Ft-disp Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 3 TG CF+CM+CR: TG01 - TG13, no TG02,5,7,8,9,13 (picco) (stima valore massimo maxv) Serie1 Lineare (Serie1) Lineare (Serie1) 3,5 2,5 y = 0,9501x + 0,1844 R 2 = 0,8843 n=15 y = 1,0835x R 2 n=15 = 0, ,5 y = 0,9949x + 0,4623 R 2 = 0,806 n=21 y = 1,2871x R 2 n=21 = 0, ,5 n (MPa) 2 1, ,5 0,5 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) c) 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 n (MPa) d) Figura 6.34: Diagramma della resistenza al taglio lungo discontinuità naturali raggruppando i risultati dei saggi indipendentemente dai litotipi (CF+CM+CR) per differenti condizioni: a) picco, b) residuo, c) da criterio statistico, d) da valori max. diagr.,. TG CF+CM+CR: TG01 - TG13 (picco+residuo) stima da regress. ms e crit. Barton medio regr-lin su dati Ft-disp B-Cmed1 B-Cmed1 Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) TG CF+CM+CR: TG01 - TG13 (picco+residuo) stima da regress.ms+val. mass. Maxv e crit. Barton medio regr-lin su dati Ft-disp B-Cmed1 Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 3 3,5 y = 1,0983x - 0,0564 R 2 = 0,8018 n=36 y = 0,7534x + 0,4035 R 2 = 0,3522 n=72 y = 1,1446x R 2 = 0,7695 n=72 2,5 y = 1,0558x R 2 = 0,8004 n=36 3 y=xtan[40 +5*log(120/x)] 2 y=xtan[36 +6log(92/x)] pink 2,5 y=xtan[36 +6log(120/x)] yellow 1,5 n (MPa) 2 1, ,5 0,5 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) a) 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 n (MPa) b) TG CF+CM+CR: TG01 - TG13 (picco+residuo) stima da regress. ms e crit. Barton (medio, min, max) regr-lin su dati Ft-disp B-Cmed B-Cmin B-Cmax Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) Lineare (regr-lin su dati Ft-disp) 3,5 y = 1,0983x - 0,0564 R 2 = 0,8018 n=36 3 y = 1,0558x R 2 = 0,8004 n=36 2,5 2 1,5 y=xtan[36 +6log(92/x)] med y=xtan[32 +3log(59/x)] min y=xtan[40 +9log(125/x)] max 1 0,5 0 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 n (MPa) c) Figura 6.35: Diagramma della resistenza al taglio lungo discontinuità naturali relativo ai saggi eseguiti su tutti i litotipi (CF+CM+CR), in accordo alle interpolanti lineare (Coulomb) e non lineare (Barton-Choubey) e per differenti opzioni di stima: a) picco + residuo; b) picco + residuo (valori da: crit. statist. + val. max.); c) picco + residuo con andamenti delle interpolanti lineare e non lineare sui valori medi, sui valori minimi e su quelli massimi. 54

107 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Tabella 6.10 a): parametri della resistenza al taglio su discontinuità naturali, considerando entrambi i coefficienti (, c) della regressione lineare. Litotipo n pv ( ) (MPa) CF n.d. ( ) 0.88 CM n.d CR CF+CM+CR c pv r 2 pv Litotipo n s c s (MPa) r 2 s ( ) CF+CM+CR Litotipo c c ( )** (MPa)** CF+CM+CR c rv c (p+r)v Litotipo n rv r 2 rv n (p+r)v ( ) (MPa) ( ) (MPa) r 2 (p+r)v CF n.d CM n.d CR CF+CM+CR n.d Litotipo n mx ( ) c mx (MPa) r 2 rmx n t ( )* c t (MPa)* r 2 tot [*] CF+CM+CR [*] t = (p+r+regr+mx); r 2 t=r 2 (p+r+regr+mx); [**] =( pv + rv + s + mx )/4; =( pv+ rv+ s+ mx)/4; c =(c pv +c rv +c s +c mx )/4; c =( cpv + crv + cs + cmx )/4.; ( ) n.d.= non determinabile Tabella 6.10 b): parametro della resistenza al taglio su discontinuità naturali; la regressione considera esclusivamente il coefficiente d attrito ( ), forzando c=0. Litotipo n pv r 2 pv n rv r 2 rv n (p+r)v r 2 (p+r)v c ( ) ( ) ( ) (MPa) CF CM CR CF+CM+CR Litotipo n s r 2 s n mx r 2 rmaxv n t r 2 tot * c t ( ) ( ) ( )* (MPa) * CF+CM+CR Litotipo ( ) ** c (MPa) CF+CM+CR [*] t= (p+r+regr+mx) ; c t =c (p+r+regr+mx) ; r 2 t=r 2 (p+r+regr+mx) ; [**] =( pv + rv + s + mx )/4; =( pv+ rv+ s+ mx)/4 55

108 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) I diagrammi mostrano che, pur in presenza di una importante dispersione dei valori sperimentali (coppie n, n che producono lo scorrimento), la tendenza media della resistenza di taglio delle discontinuità naturali al variare della sollecitazione normale n è accettabilmente riprodotta sia dal classico modello lineare (Coulomb), che implica tuttavia un contributo di resistenza per coesione, sia dal modello non lineare di Barton-Choubey nel quale sono stati inseriti i valori medi dell angolo di attrito base b, del coefficiente di rugosità JRC e della resistenza di parete JCS, ricavati nelle precedenti determinazioni di laboratorio. Si evidenzia anche che, essendo piuttosto differente il numero dei provini disponibili per le determinazioni di taglio sui tre differenti litotipi (6CF, 4CM, 3CR), l affidabilità delle interpolazioni è maggiore nel caso dei calcari fini CF, per i quali l intercetta di coesione è praticamente nulla benché negativa, rispetto ai calcari massicci ed alle calciruditi, dove compaiono intercette elevate e per CM anche negativa. In mancanza di ulteriori riscontri sperimentali, atti a produrre un miglioramento delle correlazioni, si è pertanto deciso di accorpare i dati di tutte le determinazioni (CF+CM+CR) ottenendo una stima consistente dei parametri di resistenza. E così possibile definire (tabelle 6.10a,b), con grado di determinazione soddisfacente (r 2 >0.8), i seguenti parametri della resistenza attritiva: angolo di attrito iniziale (picco) p =49 ; angolo di attrito finale (residuo) r =46 e, elaborando congiuntamente i risultati (picco+residuo) p+r =48. Mentre il contributo dell intercetta di coesione risulta di 0.06MPa. L interpretazione con il criterio statistico e quella con i valori massimi, condotta congiuntamente su tutti i risultati suggerisce le seguenti stime: s =43, c s =0.18MPa ; mx=45, c mx =0.46MPa. Mediando le differenti stime, sempre su (CF+CM+CR) si possono indicare i parametri: =46 2.6, c = MPa o, se si impone intercetta di coesione c nulla, =48 3. Ovvero, non considerando (come opportuno) il contributo fornito alla resistenza dalla coesione apparente, l angolo di attrito delle discontinuità naturali può eventualmente essere incrementato di 2. I parametri di resistenza suggeriti dall interpolante non lineare che meglio si adatta ai valori sperimentali ed alla regressione lineare risultano: b=36, JRC=6, JCS=92MPa, mentre le tendenze che delimitano la variabilità della resistenza rilevata nelle prove di taglio sono ripettivamente descritte da b=32, JRC=3, JCS=59MPa per quella minima e b=40, JRC=9, JCS=125MPa per quella massima. Inoltre osservando le due tendenze riprodotte nella figura 6.35a si rileva che nel campo degli sforzi normali ( n MPa) utilizzato nelle determinazioni di taglio, una variazione della resistenza a compressione di parete JCS risulta relativamente meno importante di variazioni della rugosità JRC o dell angolo di attrito base b. Si ritiene pertanto che i parametri di resistenza meccanica ricavati dall interpretazione delle determinazioni di taglio diretto a piccola scala, condotte in laboratorio, descrivano in modo ragionevole il comportamento a taglio delle discontinuità naturali della roccia calcarea prelevata nel sito di cava. Questi parametri possono essere applicati, quale realistico riferimento, alla stima della resistenza disponibile (Tabella 6.11) lungo discontinuità prive di riempimenti teneri, alla scala del sito, necessarie per le valutazioni statiche delle pareti di cava (capitoli 8, 9, 10). In accordo alla tabella 6.11, la resistenza a taglio disponibile in sito potrebbe subire una riduzione (Bandis e al., 1981, Barton e Bandis, 1982, Bandis, 1993) -in ragione dell estensione dei blocchi costituenti la massa rocciosa- quantificabile in un abbassamento del 25% 40% della rugosità (JRC) e del 35% 50% della resistenza di parete (JCS) nel caso di blocchi di roccia con facce a contatto di dimensione metrica - plurimetrica. 56

109 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Tabella 6.11: Prospetto di una possibile riduzione della rugosità e della resistenza di parete al variare della lunghezza L n della superficie a contatto di discontinuità in sito (Bandis e al., 1981). L n (m) JRC n JCS n (MPa) (JRC 0 ) 92 (JCS 0 ) Stima della rigidezza a taglio delle discontinuità. I diagrammi forza F t spostamento relativo t (ad es. figura 6.26), prodotti nelle determinazioni di taglio diretto condotte in laboratorio e raccolti per esteso nell Appendice A6.9 (A6.9.4 A e A A rispettivamente per le discontinuità artificiali e quelle naturali), permettono una valutazione della rigidezza a taglio k s delle discontinuità alla piccola scala (lunghezza della discontinuità nella direzione di taglio L 8cm). La valutazione è condotta con riferimento al concetto della rigidezza secante k s,sec, ovvero la pendenza della retta passante per l origine ed il punto in cui la resistenza di taglio F t si porta al massimo livello (picco). Tuttavia, nei casi in cui i diagrammi F t - t evidenziano andamenti che non permettono una precisa identificazione dello spostamento t cui consegue il raggiungimento del massimo livello mobilitabile di F t, la secante viene tracciata dall origine al punto in cui il diagramma F t - t presenta un primo evidente cambio di tendenza (che potrebbe essere attribuito ad un momentaneo scorrimento dei due lembi a contatto). Questa incertezza incorpora sicuramente una soggettività di giudizio e, in certa misura, accresce la dispersione dell insieme delle valutazioni di k s (nel seguito si è posto k s =k s,sec ) ottenute da tutte le determinazioni di taglio eseguite, sia sulle superfici di discontinuità nominalmente lisce (n=6, saggiate ognuna con 5 valori della sollecitazione normale di accostamento), sia su quelle naturali (n=13, saggiate ognuna con 3 valori della sollecitazione normale di accostamento). Con specifico riferimento al modello della resistenza a taglio di Barton (1976) la rigidezza delle discontinuità, così come la resistenza meccanica a taglio, dipende dall intensità dello sforzo normale n applicato in fase di prova, dalle caratteristiche frizionali del materiale roccioso ( b o r ) e dalla rugosità (coefficiente JRC), dalla compattezza (coefficiente JCS) e dal possibile sfalsamento delle pareti a contatto. Inoltre k s, come suggerito da Bandis e Al. (1981), tende a variare in modo inversamente proporzionale alla loro lunghezza L della discontinuità. Oltre alle valutazioni dirette della rigidezza a taglio, condotte sui diagrammi F t - t, è così possibile ricavare un ulteriore stima dei valori di k s utilizzando il modello di Barton ed assumendo -da considerazione empirica- che la resistenza a taglio sia mobilitata con uno spostamento relativo t tra le superfici a contatto pari a L/100. L insieme delle valutazioni dirette di k s, dedotte dalle determinazioni di taglio (n=30 determinazioni su discontinuità lisce, n=39 su discontinuità naturali) relative a sollecitazioni di accostamento 0.2 n 2.5MPa, può essere ragruppato nelle classi di frequenza della figura 6.36a,b, dove sono anche indicati i valori medi e gli intervalli di variabilità indirettamente tratti dal modello di Barton. 57

110 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) La dispersione mostrata dalle rigidezze dipende, in parte, dalla citata dipendenza dalla sollecitazione di accostamento n e dalla lunghezza L della discontinuità (quindi dalle condizioni di prova e dalle caratteristiche dimensionali del provino saggiato) ma, ancor più, dalla variabilità naturale associabile alle caratteristiche delle differenti discontinuità saggiate. In ogni caso è evidente, che i valori bassi di rigidezza appaiono decisamente più frequenti, configurando un andamento delle frequenze grosso modo di tipo esponenziale negativo [con parametri di scala: =1/k smed 1/5000(MPa/m) -1 per le discontinuità naturali e 1/4500(MPa/m) -1 per quelle lisce, con coefficienti di variazione rispettivamente: v 0.91 e 1.05], ed anche si osserva che le stime indirette, dedotte in accordo al modello di Barton, tendono a produrre valori bassi di rigidezza. Possibili effetti di riduzione della rigidezza a taglio k s sono, come già indicato per la resistenza al taglio, riconducibili all estensione delle superfici di discontinuità a contatto ovvero alla scala del problema, nonché ovviamente alla presenza di riempimenti. Pertanto, con riferimento a livelli della sollecitazione di accostamento n analoghi a quelli utilizzati nei saggi di laboratorio, ma con riferimento a discontinuità prive di riempimento, si può orientativamente prevedere che per discontinuità di lunghezza da metrica a decimetrica (indicativamente 0.1m L 3m), la rigidezza possa ridursi a 100 k s 2000MPa/m (rispettivamente per le discontinuità corte e lunghe), rispetto ai valori sopra indicati, rappresentativi della scala di laboratorio. Tale effetto di scala conferma quanto evidenziato da alcuni autori (quali ad es.: Barton, 1972, Pratt e Al., 1974, Maki, 1985, Fardin e Al., 2001-) in un approfondito studio sulla rigidezza a taglio di modelli fisici di discontinuità, riportata a confronto con una raccolta di risultati desunti da saggi di laboratorio e da prove di taglio in sito Rigidezza a taglio ks di discontinuità lisce (piano sega) n=30 stime da modello Barton (JRC=0) 0.6 Rigidezza a taglio ks di discontinuità naturali n=39 stime da modello Barton Frequenza (%) Frequenza (%) ks (MPa/m) a) ks (MPa/m) b) Figura 6.36: Istogrammi della rigidezza a taglio k s ricavati dalle valutazioni dirette condotte sui diagrammi F t - t e stime indirette dedotte dal modello di Barton: a) discontinuità lisce, b) discontinuità naturali Stima della rigidezza normale delle discontinuità. Avendo destinato l insieme dei provini intersecati da una discontinuità naturale all accertamento sperimentale del comportamento a taglio lungo discontinuità, non è stato 58

111 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) possibile condurre determinazioni sperimentali di laboratorio atte a saggiare la deformabilità normale n e di conseguenza la rigidezza normale k n di discontinuità naturali. Si può tuttavia desumere, ricorrendo al modello empirico di Bandis e Al. 1983, una stima indiretta e di larga massima della rigidezza normale iniziale tangente k ni,tan necessaria ad esprimere la rigidezza normale tangente k n,tan per ogni valore dello sforzo n, applicato normalmente alla discontinuità, e del relativo accostamento v subito dalle pareti affacciate. Tale stima, da riferire a discontinuità prive di riempimento e con superfici idealmente combacianti, utilizza una correlazione (Bandis e Al., 1983) tra l accostamento massimo vmax, il coefficiente di rugosità JRC, la resistenza di parete JCS e l apertura iniziale e i della discontinuità, quest ultima posta in relazione empirica sia con JRC e JCS, sia con la resistenza a compressione uniassiale c del materiale roccioso intatto. L applicazione del modello empirico ai dati rilevati nel presente lavoro deve essere considerata un estrapolazione in quanto i valori della sollecitazione normale applicati nel corso dei saggi di laboratorio (0.2 n 2.5MPa), superavano in modo marcato il valore di 1kPa utilizzato da Bandis et Al. nel corso delle loro determinazioni. Con riferimento a JRC 10 15, JCS MPa, c MPa la stima indiretta indica k ni,tan MPa/mm per discontinuità idealmente combacianti e 15 40MPa/mm per discontinuità sfalsate, considerando n 1MPa. Il rapporto tra la rigidezza normale stimata k n e quella di taglio k s desunta dalle determinazioni sperimentali risulta pertanto nel campo 5 20 in ragione anche dell eventuale sfalsamento Caratterizzazione di materiale terroso, costituente il riempimento di discontinuità presenti nella massa rocciosa calcarea della cava. Le discontinuità presenti nel sito di cava spesso contengono riempimenti di natura terrosa, come quelli limoso-argillosi, osservabili lungo i piani di strato, o riempimenti prevalentemente lapidei, come quelli, a volta, riscontrabili negli altri sistemi di frattura. In entrambi i casi, una discontinuità con riempimento mostra, in genere, caratteristiche di resistenza e di deformabilità scadenti rispetto ad una discontinuità priva di riempimento; ciò può produrre effetti deleteri sulla stabilità delle pareti di scavo. Se lo spessore del riempimento t, rispetto alla distanza picco-valle a delle asperità è elevato (t a), il comportamento della discontinuità è controllato quasi esclusivamente dalle caratteristiche meccaniche del riempimento (Goodman, 1970, Sinha & Singh, 2000). Ma, in ogni caso, anche sottili spalmature tenere (t<<a), impedendo alla microrugosità di interagire, inducono una riduzione dell angolo di attrito base b con un non trascurabile abbattimento (10-20%) della resistenza a taglio (Barton, 1974, Bandis, 1993). E evidente che, in presenza di discontinuità con riempimento, la scelta di parametri di resistenza realistici da adottare nelle analisi ingegneristiche è cruciale: essi potranno ad es. cadere in un intervallo di valori molto bassi (6 < j <12 ) o eventualmente bassi (12 < j <20 ), quindi sostanzialmente diversi rispetto a quanto è ragionevolmente attribuibile a discontinuità tendenzialmente chiuse e prive di riempimento. In ragione dell incertezza della possibile attribuzione e del danno contestuale riconducibile ad un eventuale dissesto sarebbe quindi opportuno il ricorso a determinazioni sperimentali di laboratorio e preferibilmente di sito. Tuttavia la difficoltà ed i costi di un delicato prelievo e di sperimentazione e/o la non reperibilità di idonee attrezzature di prova (necessità di far coesistere tecniche e metodi tipici della meccanica delle terre, come il rilievo della pressione interstiziale nel riempimento, con quelli della meccanica delle rocce) spiegano la scarsità di dati di letteratura disponibili sul comportamento meccanico di discontinuità con riempimento e riducono, di fatto, l indagine sperimentale alla determinazione di indici di classificazione geotecnica, quali le granulometrie. Tenendo conto di queste difficoltà e della disponibilità di spesa attribuita alle valutazioni sperimentali, da discontinuità lungo strato nei calcari fini sono stati prelevati 4 campioni di 59

112 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) materiale tenero di riempimento e su di essi sono state condotte in laboratorio le determinazioni dei parametri indice, riportate per esteso nell Appendice A6.10. Le osservazioni eseguite hanno permesso di rilevare quanto segue. I campioni 1 e 2 (Figura 6.37a,b,c,d) sono costituiti da frammenti o schegge, leggermente stratificati planari. Al fine di valutare l eventuale tendenza al rigonfiamento negli straterelli o al disfacimento di frammenti per contatto l acqua, i due campioni sono stati posti in acqua mantenuta tiepida 40 C, frequentemente cambiata. Dopo 24 h di immersione si è potuto osservare sia l assenza di rigonfiamento, sia la mancanza di disfacimento. Solo alcune crosticine si sono distaccate dalle singole masserelle stratificate. Gli stessi frammenti lapidei sottoposti da attacco acido con HCL hanno mostrato una debolissima capacità di reazione. Si ritiene pertanto che riempimenti teneri, affini a quelli presenti nei campioni prelevati 1 e 2, siano praticamente insensibili ad alterazione e disgregazione ad opera dell acqua. Anche se la quantificazione della resistenza meccanica di simile riempimento non è disponibile, si ritiene che essa debba essere ritenuta minore di quella disponibile lungo discontinuità prive di riempimento e che la sua natura sia essenzialmente attritiva (c j =0). Una indicazione approssimata e verosimilmente cautelativa in presenza di discontinuità con riempimenti essenzialmente insensibili all acqua e di discreto spessore t >a, potrebbe essere rappresentata da: j b con 30 b 36. a) b) c) d) Figura 6.37: fotografie dei campioni: a) 1, b) 2, costituiti da materiale di riempimento stratificato tenero, prima dell imbibizione; c), d) dei due campioni, dopo l imbibizione 60

113 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) I campioni 3 e 4 (Figura 6.38a,b) sono invece costituiti da riempimento terroso e su di essi è stao possibile eseguire le determinazioni granulometriche e, sulla frazione molto fine la determinazione dei limiti di Atterberg. a) b) Figura 6.38: fotografie dei campioni: a) 4, b) 5, costituiti da materiale di riempimento a consistenza terrosa con abbondante frazione granulometrica limoso-argillosa (campioni prima dell imbizione). Le curve granulometriche (figura 6.39a,b) evidenziano percentuali molto elevate di passante in peso limoso-argilloso (diametro D del passante 0.02mm): 90% per il campione 3 e 86% per il campione Argilla Fine Limo Sabbia Ghiaia Medio Gross. Fine Medio Gross. Fine Medio Gross. Ciottoli Blocchi Argilla Fine Limo Sabbia Ghiaia Medio Gross. Fine Medio Gross. Fine Medio Gross. Ciottoli Blocchi Passante (% in peso) Trattenuto (% in peso) Passante (% in peso) Trattenuto (% in peso) Diametro (mm) a) Diametro (mm) b) Figura 6.39: a) Curve granulometriche relative ai campioni di riempimento a consistenza terrosa: a) campione 3; b) campione 4. Anche i limiti di liquidità W l e di plasticità W p di Atterberg producono valori dell Indice Plastico IP praticamente identici per i due campioni: 13.3% per il campione 3, 13.5% per il campione 4, che risultano classificabili dal punto di vista geotecnico come argilla inorganica 61

114 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) di media plasticità, come rappresentato (figure 6.40a,b) sulla carta di plasticità di Casagrande. Si osserva che, non avendo proceduto ad ulteriore separazione dei finissimi, ovvero del contenuto CF% di argilla (CF=frazione granulometrica con D<2 ), non è stato possibile il conteggio dell indice di attività I a =IP/CF della frazione argillosa. a) b) Figura 6.40: a) Carte della plasticità relative ai campioni: a) campione 3 di riempimento terroso; b) campione 4 La mancanza di questo elemento di classificazione, pur non impedendo una stima grezza del valore dell angolo di attrito residuo efficace r del riempimento (25 r 35 ) da correlazione empirica tra r e IP (Lupini e al., 1981, da Lancellotta, 1995), non permette di esercitare un ulteriore controllo sulla stima sfruttando la correlazione tra r e CF (Skempton, 1964, da Lancellotta, 1995). Tale difetto di informazione e la non disponibilità di determinazioni geotecniche, quale il taglio diretto, su campioni ricostituiti di finissimi costituenti i riempimenti terrosi potrebbe non mettere in luce la possibilità di sovrastimare r a causa della dipendenza della resistenza meccanica dalla composizione mineralogica. Questa eventualità è stata riscontrata, ad esempio, in campioni ricostituiti di terreno proveniente da depositi colluviali dell Appennico Tosco-Emiliano, che, in prove di taglio diretto hanno evidenziato valori di angolo di attrito residuo r 10 e di angolo di picco p 18 (Barbone e al., 2005). Ciò porta a ritenere che la resistenza attritiva di riempimenti argillosi in discontinuità con t a potrebbe eventualmente attingere valori in un intervallo basso, se non molto basso, j= p o r 10 20, in ragione della condizione delle discontinuità stesse. 62

115 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Così se la resistenza a taglio può, nel caso di discontinuità serrate e prive di riempimento, contare su un valore rappresentativo dell angolo di attrito j 46 (come suggerito dall analisi delle prove di taglio eseguite in laboratorio su piccole porzioni di discontinuità), essa, nel caso di discontinuità dislocate e in presenza di riempimenti spessi con abbondate componente limoso-argillosa, potrebbe portarsi su valori di attrito j anche sensibilmente <20. 63

116 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 6.4. Riepilogo degli elementi di caratterizzazione geomeccanica attribuiti alle rocce calcaree ed alle discontinuità campionate nell area di cava. Il paragrafo fornisce una sintesi dei principali risultati derivanti dall interpretazione delle differenti determinazioni meccaniche di laboratorio e di quelle indice in sito, condotte sui campioni dei litotipi calcarei -intatti o contenenti discontinuità naturali- prelevati dal fronte di cava. Si evidenziano separatamente i parametri geomeccanici che descrivono il comportamento del materiale roccioso, da quelli ottenuti dai saggi sulle discontinuità. Infine si formulano alcune stime per le caratteristiche geomeccaniche della massa rocciosa. Materiale roccioso calcareo Le determinazioni hanno riguardato separatamente i calcari fini (CF), sui quali è stato condotto il numero prevalente di saggi, le calciruditi (CR) ed i calcari massicci (CM). Oltre ai parametri meccanici specifici dei singoli litotipi sono stati anche stimati, mediando i risultati, i parametri rappresentativi del materiale roccioso calcareo cumulativamente inteso (CF+CM+CR). Massa volumica apparente La massa volumica apparente del materiale calcareo (CF+CM+CR) è stata determinata mediante 38 determinazioni ottenendo: = kg/m 3 Resistenza alla compressione uniassiale c e indice di resistenza Is 50 Per il materiale calcareo (CF+CM+CR) è stata ricavata, con 42 determinazioni, la resistenza al punzonamento Is 50 = MPa, da cui si è dedotta una stima indiretta della resistenza alla compressione uniassiale: cis50= MPa. Le determinazioni dirette di c tramite schiacciamento di 20 provini cilindrici, sottoposti alla prova di compressione uniassiale (UX), hanno indicato i seguenti valori: CF CM CR CF+CR CF+CM+CR c (MPa) n Si può allora attribuire un valore rappresentativo di c 170MPa ai litotipi più resistenti ed abbondanti in cava ovvero i calcari fini CF e le calciruditi CR e di c 90MPa per il calcare massiccio CM. Una valutazione cumulativa per CF+CM+CR può essere indicata in c 150MPa. Si osserva inoltre che la valutazione indiretta tramite l indice di resistenza Is 50 produce una sottostima della resistenza alla compressione uniassiale c, sopra riportata: cis * c. Resistenza alla trazione indiretta brasiliana tb I 45 saggi di trazione indiretta brasiliana (B) sui dischi ricavati dai tre litotipi hanno indicato: CF CM CR CF+CR CF+CM+CR tb (MPa) n Da cui si può desumere: tb 12 3MPa (n=20) per i dure litotipi CF e CR maggiormante resistenti e tb MPa (n=5) per il calcare massiccio CM e, cumulativamente, tb 64

117 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 10 3MPa (n=45) quale termine di riferimento per la resistenza a trazione della roccia intatta calcarea, indipendentemente dal particolare litotipo. Il rapporto tra la resistenza a compressione semplice e quella a trazione brasiliana risulta piuttosto elevato, anche dell ordine c / tb 15 e potrebbe indicare uno stato di potenziale danneggiamento, che produce microfratture con probabile riduzione della resistenza a trazione, forse riconducibile alle sollecitazioni dinamiche prodotte dalle volate di cava. Resistenza alla compressione triassiale e inviluppi di rottura Le 17 determinazioni triassiali (TX), imponendo pressioni di confinamento in cella MPa, integrate con i valori della resistenza alla compressione uniassiale c e della resistenza a trazione brasiliana tb, hanno permesso la costruzione degli inviluppi empirici di rottura di Hoek e Brown (H-B) e di Mohr-Coulomb (M-C), in accordo ai parametri indicati in tabella. CF CM CR CF+CM+CR ci(mpa) H-B M-C ( ) H-B M-C c i (MPa) H-B M-C ti(mpa) H-B M-C m i (-) H-B s i (-) H-B r 2 (-) H-B M-C n H-B M-C Dall esame dei dati raccolti in tabella risulta che le stime di ci e di ti conseguenti agli inviluppi risultano in stretto accordo con i valori ricavati direttamente dalle determinazioni sperimentali, confermando l accettabile rappresentatività di entrambe le correlazioni empiriche. Parametri di deformabilità statici e dinamici La misura delle deformazioni longitudinale e circonferenziale subite dai 20 provini durante lo schiacciamento nelle determinazioni statiche di compressione uniassiale (UX) ha permesso di risalire ai moduli di deformabilità statica: modulo di Young tangente E t e secante E s e rapporto di Poisson tangente t e secante s, calcolati al 50% della sollecitazione c di rottura, indicati nella tabella. La tabella contiene anche i parametri di deformabilità dinamica: E din modulo di Young, G din modulo di taglio e rapporto di Poisson din dinamici ricavati dalle misure della velocità delle onde di compressione V p e di taglio V s indotte nei provini cilindrici (20 UX e 18 TX). Si osserva che la deformabilità dinamica (1/E din ) appare decisamente più elevata di quella prodotta nelle determinazioni statiche (1/E (t+s)/2 ): (E (t+s)/2 /E din ) 2. Questo risultato si contrappone nettamente alla tendenza prevalentemente riscontrata in buona parte delle determinazioni sperimentali di laboratorio su materiali rocciosi, in cui la deformabilità statica risulta più accentuata di quella dinamica. Questo fatto potrebbe eventualmente significare che 65

118 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) si è operato su campioni di roccia calcarea interessati da un significativo grado di danneggiamento riconducibile in qualche misura alle operazioni di abbattimento con esplosivo condotte in cava, come già suggerito dall elevato rapporto c / tb precedentemente evidenziato. CF CM CR CF+CM+CR E t (GPa) E s (GPa) t (-) s (-) n static V p (m/s) V s (m/s) E din (GPa) G din (GPa) din (-) n din A riepilogo, se per la descrizione della massa rocciosa nel suo insieme possono essere adottati parametri di resistenza e deformabilità mediati sulle caratteristiche dei tre litotipi calcarei (CF+CM+CR) presenti nell area di cava, per le valutazioni relative ai settori di fronte in cui separatamente compaiono i tre litotipi, si osserva che i calcari fini CF e le calciruditi CR rappresentano i termini con migliore resistenza meccanica ci MPa, i 50 59, c i 30MPa, m i 15, mentre i calcari massicci CM quelli con minore resistenza ci MPa, i 50, c i 15MPa, m i 15. Una separazione in base alle deformabilità appare ancora possibile poichè CF e CR risultano meno deformabili di CM ma con differenze relativamente poco importanti rispetto a quelle riscontrate sui parametri di resistenza meccanica: in tal senso, alla roccia calcarea intatta cumulativamente intesa, possono essere attribuiti i seguenti parametri: E r =75 20GPa, G r =30 8GPa, r= Discontinuità intersecanti le rocce calcaree Tramite le osservazioni ed i test indice in sito ed i saggi sperimentali di laboratorio (tutti condotti a piccola scala), sono stati ricavati i parametri morfologici e meccanici che controllano la resistenza e la deformabilità a taglio delle discontinuità naturali presenti nelle rocce calcaree del sito di cava. La caratterizzazione ha comportato: il rilevamento di 58 profili di rugosità (coefficiente JRC) e 24 stime della resistenza di parete (coefficiente JCS) eseguiti direttamente sul sito; 72 determinazioni dell angolo necessario ad indurre lo scivolamento ( l, definito anche come angolo di attrito base bti) in prove, su tavola inclinabile sotto peso proprio, cui sono stati ripetutamente sottoposti 6 blocchetti contenenti discontinuità artificiali, tagliate a piano sega (nominalmente lisce: JRC=0); 30 determinazioni di taglio diretto condotte sui 6 provini contenenti le discontinuità artificiali lisce (5 determinazioni a provino [L base 12cm] al crescere dello sforzo normale n 0.2 2MPa); il rilevamento di 26*2 profili di rugosità (JRC) sulle pareti affacciate di 13 discontinuità naturali, esaminati prima dell inizio ed al termine di 3 successive determinazioni di taglio diretto su ogni discontinuità ([L base 10cm], n MPa), avendo realizzato in totale 39 saggi di taglio diretto. Le valutazioni sperimentali appena richiamate hanno fornito un cospicuo insieme di risultati da cui è stata dedotta la sotto riportata caratterizzazione morfologica e meccanica delle discontinuità: sia quelle nominalmente lisce, sia quelle naturali ma separatamente per il caso 66

119 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) delle discontinuità prive di riempimenti e per quello delle discontinuità con presenza di spessi riempimenti terrosi/teneri. Discontinuità con pareti affacciate a contatto e prive di riempimento Rugosità (JRC) Dal rilevamento in sito, su 58 determinazioni profilografiche della rugosità lungo discontinuità naturali, si rileva che il 70%-80% delle osservazioni risulta affidabilmente associato ad una morfologia da liscia-tendenzialmente planare a liscia-tendenzialmente ondulata (JRC<10) con una proporzione molto contenuta 5% alle discontinuità chiaramente rugose ondulate (JRC>14). Pertanto si desume un valore rappresentativo di: JRC 9 3 Il rilevamento in laboratorio delle 13 coppie di pareti affacciate di discontinuità naturali, preparate per le prove di taglio diretto, qualifica queste piccole discontinuità come liscietendenzialmente planari (JRC 6), mediamente meno rugose di quelle rilevate in sito (JRC 9 3). Inoltre lo scorrimento, indotto da successive azioni di taglio, produce un modesto ma sistematico decadimento della rugosità, riducendola da JRC 6 3 prima delle prove di taglio a JRC 5 3 dopo tre successive determinazioni. Resistenza a compressione di parete (JCS) Le 24 valutazioni sclerometriche della resistenza di parete JCS condotte in sito producono la seguente stima: JCS 92 33MPa, evidentemente affetta da una non marginale variabilità verosimilmente connessa allo stato delle superfici saggiate (maggiore o minore finezza, alterazione, microdifettosità), che colloca la resistenza meccanica superficiale lungo le discontinuità al di sotto della resistenza media a compressione uniassiale della roccia calcarea intatta (40% 80% di c(cf+cm+cr) 150MPa). Interpolanti e parametri della resistenza a taglio lungo discontinuità ( j, c j, b, JRC, JCS) Superfici a contatto artificiali nominalmente lisce (ricavate a piano sega) Le prove con blocchetti (n=72), suddivisi da una discontinuità artificiale nominalmente liscia, posti su tavola inclinabile per indurne lo scivolamento sotto l azione del solo peso proprio, suggeriscono, come prima stima dell angolo di attrito base, bti= l =32 3. I risultati delle determinazioni di taglio diretto sulle stesse discontinuità lisce (elaborati con interpolante lineare) indicano che le superfici dei calcari fini CF e dei calcari massicci CM presentano un elevato livello di resistenza a taglio con parametri: attrito base bt ~39 ed intercetta c t ~0.25MPa ( bt =( bv + bs )/2), c t =(c v +c s )/2) mentre le superfici delle calciruditi CR offrono resistenza a taglio sensibilmente inferiore bt~31, c t ~0.1MPa. L elaborazione congiunta (CF+CM+CR) sulle n=30 determinazioni produce i seguenti parametri: bt~40 ; c t ~0.13MPa che è possibile estendere, indipendentemente dallo specifico litotipo, alle rocce calcaree presenti nel sito di cava. La presenza del non marginale contributo di resistenza al taglio per coesione apparente c t lungo superfici nominalmente lisce è inopinata e forse potrebbe derivare dal danneggiamento per indentazione o striatura nelle piccole zone di contatto tra le due superfici. In conclusione, le prove di taglio diretto indicano che la resistenza mobilitabile in presenza di uno sforzo normale, apprezzabile ma non elevato (0.2-2MPa), potrebbe risultare superiore a quella manifestata nei saggi su tavola inclinabile bti 32. Pertanto si propone come stima rappresentativa dell angolo di attrito base delle rocce calcaree, mediata sui due differenti tipi di saggio, b =( bti + bt )/2=36, mentre appare opportuno ritenere come non disponibile, ovvero c t =0, il contributo di coesione. 67

120 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Superfici di discontinuità a contatto naturali Le numerose elaborazioni condotte sui 13 provini di discontinuità naturali sottoposti a successive determinazioni di taglio diretto (n=39) con livelli di sforzo normale crescente ( n MPa) hanno mostrato che, pur in presenza di una importante dispersione dei valori sperimentali (coppie n, n che producono lo scorrimento), la tendenza media della resistenza di taglio delle discontinuità naturali al variare di n è accettabilmente riprodotta sia dal classico modello lineare (Coulomb), che implica tuttavia un contributo di resistenza per coesione, sia dal modello non lineare di Barton-Choubey costruito inserendo i valori medi dell angolo di attrito base b, del coefficiente di rugosità JRC e della resistenza di parete JCS, sopra riportati. Si evidenzia anche che, in ragione della diversa numerosità dei provini per litotipo calcareo (6CF, 4CM, 3CR), l affidabilità delle interpolazioni è maggiore nel caso dei calcari fini CF, per i quali l intercetta di coesione è praticamente nulla benché negativa, rispetto ai calcari massicci ed alle calciruditi, dove compaiono intercette elevate e per CM anche negativa. In mancanza di ulteriori riscontri sperimentali, atti a produrre un miglioramento delle correlazioni, si è pertanto deciso di accorpare i dati di tutte le determinazioni (CF+CM+CR) ottenendo una stima consistente dei parametri di resistenza. E così possibile definire, con grado di determinazione soddisfacente (r 2 >0.8), i seguenti parametri della resistenza attritiva: angolo di attrito iniziale (picco) p=49 ; angolo di attrito finale (residuo) r=46 e, elaborando congiuntamente i risultati (picco+residuo) p+r =48. Mentre il contributo dell intercetta di coesione risulta di 0.06MPa. L interpretazione con il criterio statistico (s) e quella con i valori massimi (mx), condotta congiuntamente su tutti i risultati suggerisce le seguenti stime: s=43, c s =0.18MPa ; mx =45, c mx =0.46MPa. Mediando le differenti stime, sempre su (CF+CM+CR) si possono indicare i parametri: =46 2.6, c = MPa o, se si impone intercetta di coesione c nulla, =48 3. Ovvero, non considerando (come opportuno) il contributo fornito alla resistenza dalla coesione apparente, l angolo di attrito delle discontinuità naturali può eventualmente -ma non necessariamente- essere incrementato di 2. I parametri di resistenza suggeriti dall interpolante non lineare che meglio si adatta ai valori sperimentali ed alla regressione lineare risultano: b=36, JRC=6, JCS=92MPa, mentre le tendenze che delimitano la variabilità della resistenza rilevata nelle prove di taglio sono rispettivamente descritte da b =32, JRC=3, JCS=59MPa per quella minima e b =40, JRC=9, JCS=125MPa per quella massima. Inoltre si può rilevare che, nel campo degli sforzi normali ( n MPa) utilizzato nelle determinazioni di taglio, una variazione della resistenza a compressione di parete JCS risulta relativamente meno importante di variazioni della rugosità JRC o dell angolo di attrito base b. Si ritiene pertanto che i parametri ricavati dall interpretazione delle determinazioni di taglio diretto a piccola scala, condotte in laboratorio, descrivano in modo ragionevole il comportamento a taglio delle discontinuità naturali della roccia calcarea prelevata nel sito di cava. Questi parametri possono essere applicati come realistico riferimento per la stima della resistenza disponibile lungo discontinuità prive di riempimenti teneri, alla scala del sito, necessarie per le successive valutazioni statiche delle pareti di cava. Rigidezza normale (k n ) delle discontinuità naturali e nominalmente lisce, in assenza di riempimenti Una stima indiretta e di larga massima della rigidezza normale k n delle discontinuità è stata ottenuta per via indiretta adottando il modello empirico di Bandis e Al., Con riferimento ai parametri morfologici e meccanici tipici delle discontinuità presenti in cava: JRC 10 15, JCS MPa, c MPa, la stima indiretta indica k ni,tan MPa/mm per discontinuità idealmente combacianti e k n,tan,mis 15 40MPa/mm per 68

121 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) discontinuità sfalsate considerando n 1MPa. Il rapporto tra la rigidezza normale stimata k n e quella di taglio k s desunta dalle determinazioni sperimentali risulta pertanto nel campo 5 20 in ragione anche dell eventuale sfalsamento. Rigidezza a taglio (k s ) delle discontinuità naturali e nominalmente lisce, in assenza di riempimenti. La valutazione diretta della rigidezza k s di discontinuità naturali prive di riempimento è stata condotta sui diagrammi forza di taglio F t - spostamento relativo t, prodotti nei saggi di taglio diretto in laboratorio (lunghezza L delle discontinuità <8cm). Nell ambito dei livelli di sforzo di accostamento delle pareti affacciate 0.2 n 2.5MPa le determinazioni producono una distribuzione di frequenza di k s che tende ad esponenziale negativo con valore indicativo k smed =1/ di MPa/m. Stime condotte in accordo al modello di Barton suggeriscono valori inferiori, ma affini, MPa/m. La natura a blocchi della massa rocciosa configura pareti dei blocchi a contatto di estensione L decimetrica (in prevalenza) sino a metrica, così che è giustificabile una possibile riduzione della rigidezza con la scala del problema: 100 k s 2000MPa/m. Discontinuità con pareti confinanti riempimenti terrosi/teneri La presenza di riempimenti abbassa generalmente la resistenza al taglio rispetto a quella disponibile lungo discontinuità affacciate prive di riempimento. L entità del decremento di resistenza (a prescindere dall effetto destabilizzante delle sovrapressioni interstiziali, effetto che deve ovviamente essere considerato in sede di valutazioni statiche) è maggiore nel caso dei riempimenti teneri, particolarmente quelli con abbondante frazione terrosa, ed è altresì amplificata dallo spessore t del riempimento stesso in rapporto all apertura a della discontinuità. Tuttavia già sottili spalmature argillose (t<<a) possono ridurre in qualche misura la resistenza a taglio (10-20%) ostacolando il contributo frizionale della microrugosità di contatto che sostanzia l angolo d attrito base b. In accordo a quanto sopra riportato relativamente alla presenza di riempimenti (paragrafo 6.3), in assenza di saggi di taglio diretto su discontinuità riempite, le uniche informazioni sperimentali disponibili sono state dedotte da una scarna valutazione qualitativa della sensibilità del riempimento all acqua e della sua reattività ad attacco acido e, nel caso di riempimenti terrosi, dall analisi granulometrica. La campionatura, piuttosto modesta (4 campioni) e le successive analisi hanno permesso la caratterizzazione di due differenti tipi di riempimento tenero: uno (campioni 1 e 2) costituito da straterelli di frammenti lapidei scarsamente disaggregabili dall acqua e praticamente non reattivi all acido (HCl); l altro (campioni 3 e 4) costituito essenzialmente da materiale argilloso limoso, quindi ad evidente comportamento plastico. Riempimenti teneri lapidei Una indicazione approssimata e verosimilmente cautelativa in presenza di discontinuità con riempimenti essenzialmente insensibili all acqua e di discreto spessore t >a, potrebbe essere rappresentata dalla mobilitazione di resistenza al taglio di natura essenzialmente attritiva (c j =0): j b con 30 b 36. Si osserva tuttavia che tale indicazione, in assenza di un diretto riscontro sperimentale, è suggerita su base puramente ipotetica. Riempimenti terrosi Al riempimento terroso, classificato da granulometrie e limiti di Atterberg come argilla inorganica di media plasticità, può essere associata una stima grezza del valore dell angolo di attrito residuo efficace r del riempimento (25 r 35 ), dedotta da correlazione empirica tra r e indice plastico IP. Questa estesa forcella di valori non pare tuttavia sufficiente ad escludere che l attrito disponibile in materiali argillosi, possa risultare ancora più modesto 69

122 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) ( r 10 e p 18 ), come evidenziato dai risultati di saggi di taglio diretto su campioni ricostituiti di terreno proveniente da depositi colluviali dell Appennico Tosco-Emiliano (Barbone e al., 2005). Ciò porta a ritenere che la resistenza attritiva di riempimenti argillosi in discontinuità con t a potrebbe eventualmente attingere valori in un intervallo basso, se non molto basso, j= p o r 10 20, in ragione della condizione delle discontinuità stesse. In sintesi, se la resistenza a taglio può, nel caso di discontinuità serrate e prive di riempimento, contare su un valore rappresentativo dell angolo di attrito j 46 (come suggerito dall analisi delle prove di taglio eseguite in laboratorio su piccole porzioni di discontinuità), essa, nel caso di discontinuità dislocate e in presenza di riempimenti spessi con abbondate componente limoso-argillosa, potrebbe portarsi su valori di attrito j anche sensibilmente <20. E evidente che la presenza di riempimenti terrosi accresca la deformabilità della massa rocciosa e la possibilità di dislocazione/disarticolazione delle discontinuità poiché essi possono ridurre, oltre che la resistenza meccanica, le rigidezze di taglio e normali anche di ordini di grandezza. Massa rocciosa Il paragrafo riassume un risultato ricavato nel capitolo 7 relativo alla classificazione della massa rocciosa in quanto gli indici di classificazione -appunto ottenuti tramite le classificazioni nei sei settori del fronte di cava- operano sulle caratteristiche meccaniche della roccia intatta, desunte dai saggi di laboratorio, per fornire le caratteristiche di resistenza e deformabilità della massa rocciosa alla scala del sito. I parametri così ricavati sono indispensabili per sviluppare le successive analisi di calcolo (capitoli 8, 9, 10). Essi definiscono un mezzo equivalente, ipotizzato continuo ed isotropo, che rappresenta la massa rocciosa come un sistema omogeneo nel suo insieme, ovvero che media la risposta meccanica dei tre litotipi (CF, CR, CM), o come zone distinte di omogeneità meccanica e strutturale: rispettivamente corrispondenti all insieme dei due litotipi CF, CR e separatamente dal litotipo CM. Le caratteristiche meccaniche indicative della massa rocciosa nel suo insieme (su tutti i 6 settori di cava), cumulate omogeneizzando i tre litotipi (CF+CR+CM), sono descritte dai seguenti valori dei rispettivi parametri: cm =22 7MPa, m b = , s , m =40 5( ), c m = MPa, E m =29 5GPa, mentre sono espresse per esteso nella tabella 7.6 del capitolo 7. Le caratteristiche meccaniche indicative dei settori rappresentati dai due litotipi CF+CR (IGG1, IGG2, IGG3, IGG4) sono così definite: cm =26 4MPa, m b = , s , m =40 5( ), c m = MPa, E m =30 5GPa e sono riportate per esteso nella seguente tabella R1a. 70

123 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Tabella R1a: Quadri di sintesi dei parametri meccanici attribuiti alla massa rocciosa sulla base degli indici di classificazione: riepilogo a) valori indicativi del litotipo calcareo equivalente CF+CR; riepilogo b) sintesi dei parametri meccanici di CF e CR ricavati dai saggi di laboratorio. a) Sintesi globale (val. medi) dei parametri meccanici della massa rocciosa (litotipi CF e CR), da prove di laboratorio e classificazioni GSImed=63, RMRmed=65 Param. meccanici Medie St. dev. valori indicativi CF+CR cm (kpa) sigcm (MPa) = 26 phim ( ) 40 5 mb (-)= 3,69 mb (-) 3,69 0,425 s (-)= 0,01630 s (-) 0,0163 0,0048 sigtm (MPa)= -0,88 Em (GPa)= 30 a (-) 0,5 0 m (-)= 0,32 sigcm (MPa) da GSI 26 4,40 sigcm (MPa) da RMR 31 5,10 sigtm (MPa) da GSI -0,88 0,21 Am (-) da RMR 0,081 0,018 Bm (-) da RMR 1,38 0,055 Em (GPa) da GSI 30 5,27 Em (GPa) da RMR 29 6,04 m (-) stima soggettiva 0,32 0,05 b) Parametri meccanici roccia intatta (CF e CR) da prove di laboratorio litotipo: gamma (kn/m^3) CF, CR 26,5 sigci H&B / C&M (MPa) sigtbi H&B / C&M (MPa) mi (-) H&B / phi ( ) C&M si (-) H&B / ci (MPa) C&M 1 30 A i (-) / Bi (-) H&B 1,05 0,69 Ei (GPa) / i (-) 78 0,27 71

124 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) I parametri della massa rocciosa associabili al litotipo CM (settori di cava IGG5 e IGG6) sono definiti da: cm =14 0,2MPa, m b = , s , m =40 5( ), c m = MPa, E m =28 0.5GPa e sono indicate per esteso nella successiva tabella R1b. Tabella R1b: Quadri di sintesi dei parametri meccanici attribuiti alla massa rocciosa sulla base degli indici di classificazione: riepilogo a) valori indicativi del litotipo calcareo equivalente CM; riepilogo b) sintesi dei parametri meccanici di CM ricavati dai saggi di laboratorio. a) Sintesi globale (val. medi) dei parametri meccanici della massa rocciosa (litotipo CM), da prove di laboratorio e classificazioni GSImed=65, RMRmed=67 Param. meccanici Medie St. dev. valori indicativi CF+CR+CM cm (kpa) sigcm (MPa) = 14 phim ( ) 40 5 mb (-)= 3,13 mb (-) 3,13 0,026 s (-)= 0,02010 s (-) 0,0201 0,0005 sigtm (MPa)= -0,63 Em (GPa)= 28 a (-) 0,5 0 m (-)= 0,32 sigcm (MPa) da GSI 14 0,18 sigcm (MPa) da RMR 17 0,21 sigtm (MPa) da GSI -0,63 0,01 Am (-) da RMR 0,094 0,002 Bm (-) da RMR 1,42 0,004 Em (GPa) da GSI 23 0,32 Em (GPa) da RMR 34 0,47 m (-) stima soggettiva 0,32 0,05 b) Parametri meccanici roccia intatta da prove di laboratorio litotipo: CM gamma (kn/m^3) 26,5 sigci H&B / C&M (MPa) sigtbi H&B / C&M (MPa) -9-6 mi (-) H&B / phi ( ) C&M si (-) H&B / ci (MPa) C&M 1 16 A i (-) / Bi (-) H&B 0,96 0,69 Ei (GPa) / i (-) 78 0,27 72

125 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) Gli indici di classificazione introducono in modo implicito l influenza dello stato di fratturazione nella stima dei parametri meccanici della massa rocciosa. Relativamente alla deformabilità, è interessante osservare come una valutazione ottenuta da uno schema meccanico che consideri esplicitamente la deformabilità della roccia intatta (E i 78GPa, i 0.27) e la deformabilità di discontinuità persistenti (k jn 50GPa/m, k js 5GPa/m), produca valori delle proprietà elastiche equivalenti, nell ordine di quelle E m fornite dalle classificazioni. Sono stati considerati due schemi approssimanti la struttura della massa rocciosa fratturata: uno schema di tipo ortotropo, caratterizzato da tre sistemi di dicontinuità tra loro ortogonali (Amadei e Goodman, 1981) ed uno con discontinuità ad orientamento casuale (Fossum, 1985). Al variare delle spaziature dei tre sistemi (0.2m 1m), lo schema ortotropo induce un certo grado di anisotropia tra i tre moduli elastici equivalenti (E eq1 30GPa, E eq2 22GPa, E eq3 9GPa) per rapporti delle spaziature tra le discontinuità (1/5 3/5). Lo schema ad orientamento casuale suggerisce una deformabilità equivalente isotropa E eq 39 42GPa, poco sendibile al variare della spaziatura totale media nell intervallo su indicato. In breve, la scelta di un gruppo unico di parametri geomeccanici rappresentativi di tutta la massa rocciosa calcarea presente in cava quando questa, per ragioni di analisi, debba essere considerata come un materiale continuo equivalente, omogeneo ed isotropo può essere ritenuta ragionevole. Tuttavia, dal confronto tra i valori rappresentativi dei parametri sopra indicati si precisa che il ruolo svolto dalle caratteristiche lito-strutturali pertinenti separatamente ai due differenti domini di omogeneità CF+CR e CM può risultare non marginale, particolarmente per le caratteristiche di resistenza meccanica. La possibile discrepanza di comportamento potrebbe essere accentuata da operazioni di cava in grado di indurre sostanziali incrementi nei campi di deformazione e sollecitazione, tali da portare la roccia in condizioni critiche per la stabilità. 73

126 ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sezione di Torino) 74

127 7. Qualificazione tecnica del fronte di cava mediante classificazioni della massa rocciosa Le informazioni relative all assetto geologico meso-strutturale tratte dal rilevamento geologico strutturale condotto nella cava Ponte Alto, ubicata nel comune di Cagli PU (capitolo 4), unitamente agli elementi di caratterizzazione meccanica dei materiali rocciosi, saggiati direttamente sul sito o sottoposti a determinazioni di laboratorio (capitolo 6), nonché alle indicazioni rilevate sulla condizione d ambiente (grado di allentamento della massa rocciosa, percolazione d acqua, ), che attualmente interessa lo stato di fratturazione delle formazioni rocciose in sito, sono applicate in modo organico per la qualificazione geomeccanica preliminare del fronte di cava oggetto di indagine. Allo stesso modo, le informazioni di qualificazione tecnica prodotte nel presente capitolo e la tipizzazione di locali fenomeni di instabilità osservabili sul fronte (capitolo 5) saranno utilizzate nei tre successivi capitoli dedicati rispettivamente: all analisi della tendenza cinematica nei confronti di singoli meccanismi di potenziale instabilità (capitolo 8), alla valutazione del possibile comportamento deformativo delle pareti di cava, tramite modellazione numerica (capitolo 9), nonché alle analisi di rotolamento massi dal fronte (capitolo 10). Per le peculiarità dell applicazione, che richiede un giudizio preliminare, ma oggettivo, sulla condizione statica attuale del fronte di cava, si è ritenuto opportuno applicare i seguenti sistemi di classificazione: RMR Rock Mass Rating (Bieniawski, 1973, 1976, 1989, 1993); SMR Slope Mass Rating (Romana, 1985, 1993, 2002); SMR modificato (Anbalagan e Al., 1992); 7.1. Cenni ai sistemi di classificazione per riferimento alle valutazioni di qualificazione condotte sul sito I due citati sistemi di classificazione, specialmente SMR con la sua estensione (SMR modificato), portano a considerazioni specifiche, benché di tipo implicito, sul grado di possibile instabilità di uno scavo a cielo aperto o di un fronte naturale in roccia. Essi, oltre alla valutazione percettiva della tipicità di comportamento della massa rocciosa nei confronti dell opera ingegneristica (ad es.: buono, discreto, scadente, ) risultano particolarmente utili per la definizione empirica diretta (o tramite altri indici quali, ad esempio, il GSI Geological Strength Index, Hoek, 1994, Hoek e Brown, 1997, o gli indici delle discontinuità J v e J p e l RMi di Palmstron, 1985, 1996) dei parametri di resistenza e deformabilità rappresentativi della massa rocciosa (fornendo, nei casi in cui sia valido operare equivalenze di comportamento, fattori di scala da applicare alle caratteristiche meccaniche ottenute nei saggi di laboratorio), nonché per valutazioni preliminari sulla specificità dell intervento ingegneristico e sulla scelta orientativa di opzioni operative idonee al supporto/sostegno degli scavi. Nel seguito, senza entrare nella descrizione di dettaglio dei due sistemi di classificazione (presentazioni e discussioni sui vantaggi e sui limiti delle singole tecniche sono contenute sia in fondamentali testi di riferimento per l Ingegneria degli scavi e/o la Meccanica delle Rocce quali: Hoek e Brown, 1982, Brady e Bown, 1985, Priest, 1993, Hudson e Harrison, 1997, Bieniawski, 1984, sia in testi specifici sulle classificazioni come: Bieniawski, 1989, Singh e Goel, 1999, oltre che nei numerosi articoli tecnico-scientifici prodotti dagli Autori proponenti), si riportano le informazioni essenziali utili alla lettura e comprensione degli elaborati, che esprimono il risultato dell applicazione dei due sistemi ai differenti settori del fronte di cava in cui sono stati reperiti gli elementi di caratterizzazione geostrutturale e geomeccanica necessari per il loro uso coerente. 75

128 Come puntualizzato da Hudson e Harrison (1997), le classificazioni realizzano un compromesso tra l uso di una teoria completa che derivi, per le analisi di calcolo, i parametri meccanici della massa rocciosa (noti i parametri dei sui elementi costituenti: roccia intatta e discontinuità naturali) ed il giudizio esperto (vantaggioso ma difficilmente traducibile in regole), fornito prescindendo dall uso esplicito delle proprietà della massa rocciosa. Tutti gli schemi di classificazione considerano un insieme ridotto di parametri chiave della massa rocciosa, i cui valori numerici permettono di ponderarne la classe di comportamento. Le classificazioni offrono dunque una via rapida per la stima delle proprietà meccaniche della massa rocciosa che è difficile ottenere altrimenti e forniscono una guida diretta per la preliminare progettazione ingegneristica. Sistema RMR (Bieniawski, 1989, 1993) Utilizza 5 parametri base: 1) resistenza a compressione uniassiale ci o indice di resistenza I s della roccia intatta; 2) RQD; 3) spaziatura delle discontinuità; 4) condizione delle superfici delle discontinuità; 5) condizione d acqua; cui si aggiunge: 6) orientazione relativa delle discontinuità in rapporto all opera ingegneristica. Al valore di ogni parametro base ed all orientazione viene attribuito un peso seguendo la tabella A riportata nell appendice A7.1 ed ottenendo RMR come somma: RMR=( pesi RMR base )+ aggiustamento per l orientazione Si osserva che i pesi per struttura e condizione della massa rocciosa (tabelle A e B in A.7.1) sono totalmente rilevanti se rapportati al peso attribuito alla roccia intatta (tabella A) e che l aggiustamento (da nullo a negativo) per l orientazione (tabelle C e D) ha un effetto drastico sulla qualità RMR particolarmente nel caso delle pareti in roccia (tabella D). Le tabelle E-F derivano le 5 classi (I-V) della massa rocciosa con la descrizione da molto buona: RMR= a molto scadente: RMR 20 con indicazioni ingegneristiche applicative e, in particolare, dell angolo di attrito m e della coesione c m della massa rocciosa. In relazione al frequente uso pratico del Geological Strength Index (GSI) per la stima della resistenza della massa rocciosa (Hoek, 1994, Hoek e Brown, 1997), Hoek individua una semplice relazione che lega GSI a RMR: GSI=RMR 89-5 per RMR 89 >23. Dove RMR 89 si ottiene attribuendo alla condizione d acqua peso 15 (parametro 5: assenza d acqua) ed attribuendo aggiustamento nullo all orientazione delle discontinuità (parametro 6, tabella D in A7.1). Nel caso in cui RMR 89 <23 si può eventualmente applicare una relazione alternativa, nel seguito riportata, ottenuta mediante il sistema Q (Barton e Al., 1974), non utilizzato nel presente lavoro, cui RMR è correlato. Sistemi SMR (Romana, 1985, 1993) e SMR modificato (Ambalagan e Al., 1992) Consistono in un adattamento specifico della qualità RMR base al caso fronti di scavo e dei pendii in roccia, introducendo 4 fattori: 1) F 1 associato al parallelismo tra la direzione (strike) del fronte di pendio e quella del sistema di discontinuità considerato; 2) F 2 collegato all inclinazione (dip) del sistema di discontinuità per tendenza a scivolamento planare (P) o al ribaltamento (T). Il valore di F 2 rappresenta, in certa misura, la probabilità che sia superata la resistenza a taglio sulla discontinuità; 76

129 3) F 3 riflette la relazione tra l inclinazione del fronte di pendio e quella del sistema di discontinuità considerato e, nel modo (P), indica la probabilità che una discontinuità emerga dal fronte; 4) F 4 rappresenta il metodo di scavo del fronte (dal caso del fronte di pendio naturale a quello conseguente ad uno scavo realizzato, in condizioni di scarso controllo, tramite esplosivo). La figura 7.1a,b rappresenta schematicamente i parametri angolari che intervengono nel calcolo dei fattori F 1,F 2,F 3. I valori da attribuire ai 4 fattori, la classe di stabilità derivante (I-V: da molto stabile a completamente instabile ) e l indicazione di massima sulle misure suggerite per contenere la tendenza all instabilità sono contenuti nella tabella A7.2 dell appendice A7.2. La tabella A7.3 in appendice A7.3 riporta uno schema per collegare le 5 classi SMR a possibili gruppi di interventi correttivi (SI (1)a-b, SV(5)a-b) per il miglioramento della stabilità. La classe SMR risultante si ottiene mediante la seguente relazione: SMR=RMR base - (F 1 xf 2 xf 3 ) + F 4 a) b) Fig. 7.1: relazioni geometriche tra i parametri angolari (strike e dip) del fronte e delle discontinuità: a) caso del cinematismo planare (P), b) caso del cinematismo a cuneo (W). 77

130 Nel caso di cinematismo potenziale a cuneo (W), i due piani di discontinuità costituenti la base del cuneo -secondo Romana- debbono essere trattati separatamente seguendo il criterio del cinematismo P ed assumendo, per la stima SMR, il valore più cautelativo del prodotto (F 1 xf 2 xf 3 ) risultante dalle due distinte valutazioni. Il sistema SMR modificato suggerisce invece di considerare esplicitamente il cinematismo W dei cunei ad angolo diedro aperto assumendo, per la stima di (F 1 xf 2 xf 3 ), la direzione e la pendenza della linea di intersezione dei due piani (spigolo della base del cuneo). Grazie alle considerazioni sulle specifiche tipologie dei cinematismi, i sistemi SMR e SMR modificato presentano, rispetto al RMR, una maggiore attitudine alla qualificazione di stabilità dei fronti rocciosi. Essa si manifesta più evidente nelle categorie di roccia scadente e molto scadente, dove RMR -probabilmente a causa del peso molto elevato (sino a 60 su 100) attribuito all incidenza avversa dell orientazione delle fratture naturali sulla stabilità del fronte- induce stime piuttosto pessimistiche, anche inferiori di una classe di qualità rispetto a quanto derivabile da SMR e SMR modificato Applicazione dei sistemi di classificazione per la qualificazione geomeccanica del fronte di cava I parametri descrittivi dello stato di fratturazione che interessa il fronte di cava costituiscono la base di informazione necessaria per le stime di classificazione. Tali parametri, sistematicamente rilevati in 6 settori ubicati in successione circa N-S lungo il fronte di cava (figura 4.1) e, in parte, integrati con le osservazioni geo-strutturali contenute nel rapporto tecnico Rel_1 reso disponibile dal Committente, sono risultati indispensabili per la ricostruzione dell assetto meso-trutturale della massa rocciosa (capitolo 4). Applicando i criteri di catalogazione dei sistemi RMR e SMR modificato si costruiscono i quadri di classificazione A A (Allegato A7.4), contenenti le tabelle dei dati e delle stime sul grado di stabilità attribuite ai 6 settori contigui in cui, in accordo al criterio di omogeneità lito-strutturale e meccanica, è stato suddiviso il fronte di cava nell intorno delle zone di rilevamento. In tal senso, ogni settore è contrassegnato con la sigla attribuita alla zona rilevata, come ad es. il settore 2 (zona rilevata IGG2+S4), descritto in modo completo nei quadri di qualificazione rriportati in figura 7.2. Le 6 zone di rilevamento descrivono soprattutto la condizione della parete nella direzione dominante N-S del fronte di cava, tuttavia quando questa devia in modo importante, come ad esempio nella parte S della cava dove il fronte piega circa E-W, i dati rilevati in una stessa zona sono utilizzati per qualificare la condizione della parete anche in rapporto alla sua differente orientazione (ad es. IGG6+S1 N-S e IGG6+S1 E-W). Inoltre, in ogni settore, si considerano separatamente due situazioni: quella 1), detta di fronte globale, relativa al fronte roccioso sulla sua elevazione totale dal piazzale al ciglio di scavo (altezza media H f 100m e inclinazione media f ~60 ), e quella 2) relativa al singolo gradone (altezza media H g 25m e inclinazioni g spesso >70 ), i cui parametri geometrici essenziali sono riportati nella tabella 7.1, che elenca le geometrie locali attuali di fronti e gradoni rilevate su un insieme di sezioni indicative. La valutazione è inoltre estesa, per confronto, ad un ulteriore, ipotetica, situazione 3) di fronte globale rimodellato con pendenza media f ridotta a ~50. Si osserva che per ogni situazione sono costruiti 8 quadri di classificazione. Avendo individuato in ciascun settore un dato numero di famiglie di discontinuità o fratture (da quattro a sei) tra cui, in particolare, i giunti a basso angolo legati alla stratificazione (Ss) e le fratture ad alto angolo (Ki), che spesso si presentano come coniugate, la qualificazione attribuisce ad ogni famiglia i corrispondenti indici di qualità (RMR base, RMR 89, RMR, SMR, GSI) con le associate classi di comportamento. Due aspetti incidono sostanzialmente sull esito della classificazione: 1) l orientamento relativo tra il 78

131 fronte di cava e le discontinuità, individuabile sulle proiezioni stereografiche nelle figure 7.3a-h, riprese dal capitolo 4; 2) l intensità e la condizione dello stato di fratturazione. Figura 7.2: Esempio dei quadri completi di classificazione di uno dei sei settori di cava: settore 2 (IGG2+S4) Così, per una data orientazione del fronte e per ogni famiglia di fratture, si evidenziano stime di qualificazione differenti, connesse sia alla massima variabilità della condizione locale della massa rocciosa (stima ottimistica e stima pessimistica rispettivamente prodotte dai valori migliori e da quelli peggiori attribuiti nel rilevamento ai parametri di classificazione), nonchè, per riferimento, alla condizione locale media. La variabilità del contesto geomeccanico si riflette quindi in spiccate differenze nei giudizi di qualificazione in accordo alle tipologie di cinematismi atte a favorire l eventuale distacco di blocchi ed all intensità ed allo stato apparente delle fratture. Il giudizio di sintesi formulato per il singolo settore -espresso dai valori posti in evidenza a lato delle tabelle- risulta dalla media degli indici di qualità e relative classi descrittive, associati alle singole famiglie di discontinuità S s e K i (caso di potenziali cinematismi planari o di ribaltamento) ed alle loro intersezioni K i /K j (caso di cinematismi a cuneo). Si può osservare, come su accennato, che la previsione RMR tende ad attribuire al 79

132 fronte roccioso una qualità mediamente più bassa di quella prodotta dal SMR modificato; in particolare, il sistema SMR modificato specifica per il settore l indice di qualità geomeccanica, la classe di stabilità con il suggerimento di eventuali interventi di stabilizzazione. Tabella 7.1: valori di: altezza H f e H g, pendenza e larghezza f globali e g ped g dei gradoni di cava. ped f dei fronti g ( ) H g (m) ped g (m) f ( ) H f (m) ped f (m) , , , , , , , , , , , , , , , media

133 a) b) Figura 7.3a,b: proiezioni sterografiche dei sistemi di discontinuità e dei fronti dei settori di cava a) 1 e b) 2. 81

134 c) d) Figura 7.3c, d: proiezioni sterografiche dei sistemi di discontinuità e dei fronti del settore di cava c) 3 N-S e d) 3 E-W. 82

135 e) f) Figura 7.3e, f: proiezioni sterografiche dei sistemi di discontinuità e dei fronti dei settori di cava e) 4 e f) 5. 83

136 g) h) Figura 7.3g, h: proiezioni sterografiche dei sistemi di discontinuità e dei fronti del settore di cava g) 6 N-S e h) 6 E-W. 84

137 Poiché la valutazione deve considerare l incidenza di tutte le famiglie di discontinuità e la variabilità della loro condizione geomeccanica (ottimistica, pessimistica, media), l insieme delle stime condotte nei sei settori per ognuna delle tre situazioni (gradone singolo, fronte globale attuale, fronte globale rimodellato), è molto numeroso (369 stime RMR e 486 stime SMR modificato o SMRmod) e mette in luce una grande varietà di giudizi. Ciò ha consigliato di desumere dai quadri completi di qualificazione A A (Allegato A7.4) vari diagrammi e tabelle di sintesi utili al commento dei risultati ed al confronto tra le diverse situazioni esaminate: gradoni, fronti globali con la geometria attuale e fronti globali con un ipotetica geometria rimodellata su una pendenza leggermente inferiore a quella attuale. Le tabelle seguenti (7.2a,b,c) contengono i riferimenti tra le zone di rilevamento IGG1 IGG6, attribuite ai 6 settori di cava, e la struttura della massa rocciosa -ovvero le famiglie di discontinuità S s, K i e le loro intersezioni K i K j - dove appare evidente che la riduzione dell inclinazione delle pareti di cava produce una vantaggiosa riduzione delle tipologie di intersezione tra famiglie di discontinuità, che potrebbero eventualmente originare sottili cunei di roccia potenzialmente instabili. La relativa complessità geologico-strutturale, rimarcata dalla variabilità delle giaciture e dalla condizione dei sistemi di discontinuità, che configurano l apparenza a blocchi di gran parte delle pareti di cava, comporta valutazioni locali, e legate al singolo sistema, anche sostanzialmente divaricate sulla qualità della massa rocciosa e sulle classi di stabilità (qualità a volte cattiva RMR e SMRmod e comportamento classificabile come instabile ma, più volte, buona e comportamento classificabile come stabile e raramente molto cattiva 0-20 a comportamento classificabile come completamente instabile) attorno ad una valutazione che, sulla media dei vari sistemi e per condizione geomeccanica media delel discontinuità (tabelle 7.3, 7.4, 7.5), è da ritenere mediocre (40-60, ovvero a comportamento parzialmente stabile). L insieme delle valutazioni puntuali è allora convenientemente aggregato nelle distribuzioni di frequenza dei valori assunti dal RMR e dal SMRmod (figure 7.4, 7.5, 7.6) separatamente per le tre condizioni geomeccaniche (max=ottimistica, med=media, min=pessimistica) e per le tre differenti geometrie di parete (gradoni, fronte globale attuale, fronte globale rimodellato) nonché nei diagrammi della figura 7.7a,b,c in funzione dei singoli sistemi e delle intersezioni tra sistemi di discontinuità. Gli andamenti delle distribuzioni indicano che, assumendo la condizione ottimistica per le discontinuità, le valutazioni SMRmod più frequenti sulle tre geometrie corrispondono alla classe buona (60-80) e che i fronti globali conservano tale attribuzione anche nel caso della condizione media, mentre la classe mediocre (40-60) appare la più rappresentata quando si assume la condizione pessimistica. 85

138 Tabelle 7.2a,b,c: incidenza della struttura della massa rocciosa sulle pareti di cava (gradoni e fronti globali). a) Gradoni, incl.=75 IGG1 IGG2 IGG3NS IGG3EW IGG4 IGG5 IGG6NS IGG6EW Ss x x x x x x x x K2 x x x x x K3 x x x x x x x x K4 x x x x x x x K5 x x x x x x x K6 x x x x K8 x K2/K4 x x K3/K4 x x x K3/K5 x x x K3/K6 x x x K4/K5 x x x x x K4/K6 x x x K5/K6 x x Fronte globale attuale, b) incl.=61 IGG1 IGG2 IGG3NS IGG3EW IGG4 IGG5 IGG6NS IGG6EW Ss x x x x x x x x K2 x x x x x K3 x x x x x x x x K4 x x x x x x x K5 x x x x x x x K6 x x x x K8 x K3/K4 x x x K3/K6 x x x K4/K5 x x K4/K6 x x x K5/K6 x Fronte globale c) rimodellato, incl.=50 IGG1 IGG2 IGG3NS IGG3EW IGG4 IGG5 IGG6NS IGG6EW Ss x x x x x x x x K2 x x x x x K3 x x x x x x x x K4 x x x x x x x K5 x x x x x x x K6 x x x x K8 x K3/K4 x K3/K6 x K4/K6 x x K5/K6 x 86

139 f Gradoni: RMR max n= Gradoni: SMRmod max n=63 f f freq. (-) 0.3 req. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.4 Gradoni: RMR med n= Gradoni: SMRmod med n= freq. (-) 0.2 req. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.8 Gradoni: RMR min n= Gradoni: SMRmod min n= freq. (-) 0.4 req. (-) RMR (-) SMRmod (-) Figura 7.4: stime RMR e SMRmod per la qualificazione statica dei gradoni e relative distribuzioni di frequenza valutate su ogni famiglia di discontinuità e sulle loro intersezioni. 87

140 f ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sede di Torino) 0.6 Fronte globale attuale, incl. 61 : RMR max n= Fronte globale attuale, incl. 61 : SMRmod max n= f req. (-) 0.3 freq. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.4 Fronte globale attuale, incl. 61 : RMR med n= Fronte globale attuale, incl. 61 : SMRmod med n= freq. (-) 0.2 req. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.8 Fronte globale attuale, incl. 61 : RMR min n= Fronte globale attuale, incl. 61 : SMRmod min n= freq. (-) 0.4 f r eq. (-) RMR (-) SMRmod (-) Figura 7.5: stime RMR e SMRmod per la qualificazione statica dei fronti attuali e relative distribuzioni di frequenza valutate su ogni famiglia di discontinuità e sulle loro intersezioni. 88

141 f ISTITUTO DI GEOLOGIA AMBIENTALE E GEOINGEGNERIA (Sede di Torino) 0.8 Fronte globale rimodellato, incl. 50 : RMR max n= f Fronte globale rimodellato, incl. 50 : SMRmod max n=47 f req. (-) 0.4 freq. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.5 Fronte globale rimodellato, incl. 50 : RMR med n= Fronte globale rimodellato, incl. 50 : SMRmod med n= req. (-) 0.25 freq. (-) RMR (-) SMRmod (-) 0.8 Fronte globale rimodellato, incl. 50 : RMR min n= Fronte globale rimodellato, incl. 50 : SMRmod min n= freq. (-) 0.4 req. (-) RMR (-) SMRmod (-) Figura 7.6: stime RMR e SMRmod per la qualificazione statica dei fronti rimodellati e relative distribuzioni di frequenza valutate su ogni famiglia di discontinuità e sulle loro intersezioni. 89

142 Gradoni: dipendenza SMRmod dai sistemi di discontinuità SMRmod (-) SMRmod max SMRmod min SMRmod med Ss K2 K3a,b K4a,b K5a,b K6 K8 K2a/K4a K3b/K4a K3b/K5a K3/K6 K4a/K5 K4a,b/K6 K5/K6 Sistemi di discontinuità a) Fronte globale attuale: dipendenza SMRmod dai sistemi di discontinuità SMRmod (-) SMRmod max SMRmod min SMRmod med Ss K2 K3a,b K4a,b K5a,b K6 K8 K3b/K4a K3/K6 K4a/K5 K4a,b/K6 K5/K6 Sistemi di discontinuità b) Fronte globale rimodellato (50 ): dipenden za SMRmod dai sistemi di discontinuità SMRmod (-) SMRmod max SMRmod min SMRmod med Ss K2 K3a,b K4a,b K5a,b K6 K8 K3b/K4a K3/K6 K4a,b/K6 K5/K6 Sistemi di discontinuità c) Figura 7.7: andamento dell indice di qualificazione SMRmod in funzione dei differenti sistemi di discontinuità e delle loro intersezioni nelle condizioni (max=ottimistica, med=media, min=pessimistica) per ognuna delle tre geometrie: a) gradoni, b) fronte globale attuale, c) fronte globale con ipotesi di rimodellamento. Le barre tracciate sulla condizione media risultano dalle deviazioni che la qualità di un dato sistema o intersezione subisce nei differenti settori di cava. 90

143 I diagrammi 7.7a,b,c, ora riportati, indicano il ruolo determinante svolto dalla condizione geomeccanica rappresentativa attribuita ai sistemi di discontinuità: ruolo che, grossomodo, si manifesta con il salto di un semi-intervallo di classe ( 10) quando dalla condizione media, ritenuta rappresentativa, si tenda rispettivamente a quella ottimistica o a quella pessimistica. Ciò implica ad esempio che, se la qualificazione rappresentativa attribuita alla massa rocciosa in un dato settore di cava suggerisce la classe normale, l assunto di una condizione migliore per le discontinuità porta alla classe buona o, per assunto opposto (condizione peggiore), a quella cattiva. Altrettanto importante in termini di qualità appare la tipologia di possibili forme di distacco di blocchi dalla parete, categorizzabili come tendenza ad una dislocazione planare o eventualmente di ribaltamento per apertura di discontinuità (cinematismo o modo su un piano S s o K i ), o a dislocazione lungo intersezione (cinematismo o modo a cuneo su due piani K i K j ). Si osserva che, tra le tipologie ammissibili nel caso in esame, i modi lungo intersezione presentano un maggior grado di criticità, materializzabile nella diminuizione di un intervallo classe (-20), rispetto a quello attribuito ai modi planari. Un criterio pratico ed efficiente per ridurre la possibile incidenza negativa dei modi di instabilità, particolarmente di quelli K i K j, è dato dalla riduzione della pendenza di parete, come illustrato nella figura 7.8 cui, con l eliminazione delle intersezioni caratterizzate da maggior inclinazione, corrisponde un significativo miglioramento (+10 15) della qualità statica della parete. Analoga considerazione sul miglioramento, conseguente ad una diminuizione dell inclinazione di parete, è desumibile dalla figura 7.9 che riporta a confronto le coppie degli indici medi di qualificazione SMRmod e RMR valutati nei differenti settori di cava per le tre differenti geometrie: gradoni, fronte globale attuale, ipotesi di fronte globale rimodellato. E inoltre immediato osservare come la qualità SMRmod sia generalmente superiore rispetto alla qualità RMR. 80 Confronto: fronte globale attuale (61 ), rimodellato (50 ), gradone (75 ): dipenden za SMRmod dai sistemi di discontinuità SMRmod (-) SMRmod med: fronte attuale SMRmod med: fronte rimodellato SMRmod med: gradone 0 Ss K2 K3a,b K4a,b K5a,b K6 K8 K3b/K4a K3/K6 K4a,b/K6 K5/K6 Sistemi di discontinuità Figura 7.8: andamenti dell indice di qualificazione SMRmod con i differenti sistemi di discontinuità e loro intersezioni per tre situazioni geometriche della parete a inclinazione decrescente (gradoni, fronte attuale, ipotesi di rimodellamento del fronte) e con riferimento alla condizione geomeccanica media delle discontinuità. 91

144 Confronto SMRmod - RMR (valori medi sui set di giunti in ogni settore) (stime sui valori migliori dei parametri di classificazione) valutazione: fronti globali - attuali (incl. 61 ), rimodellati (incl. 50 ) e grado ni SMRmod (-) rimodellato attuale gradone RMR (-) a) Confronto SMRmod - RMR (valori medi sui set di giunti in ogni settore) (stime sui valori peggiori dei parametri di classificazione) valutazione: fronti globali - attuali (incl. 61 ) & rimodellati (incl. 50 ) SMR mod(-) rimodellato attuale gradone RMR (-) b) Confronto SMRmod - RMR (valori medi sui set di giunti in ogni settore) (stima media: (max-min)/2) valutazione: fronti globali - attuali (incl. 61 ) & rimodellati (incl. 50 ) SMR mod(-) rimodellato attuale gradone RMR (-) c) Figura 7.9: Confronto tra le qualificazioni medie RMR e SMRmod attribuite ai differenti settori di cava per le tre geometrie di parete: gradoni, fronte globale attuale, ipotesi di fronte globale rimodellato. 92

145 Tabella 7.3: Confronto tra le qualità medie SMRmod e RMR e relative classi descrittive del comportamento statico e delle tecniche migliorative della stabilità, valutate per i gradoni nei 6 settori di cava. Cava Ponte Alto, Cagli (P-U): stima di classificazione riferita ai valori migliori dei parametri. Valutazione: gradoni (75 ) Settore RMR SMRmod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa IGG2+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG3+S5+S6/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG3+S5+S6/EW Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG4+S Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG5+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa IGG6+S1/NS Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG6+S1/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa medie Parz. Stabile qualche rottura Sistematici, SIIIa planare o molti cunei Cava Ponte Alto, Cagli (PU): stima di classificazione riferita ai valori peggiori dei parametri. Settore RMR SMRmod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG2+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG3+S5+S6/NS Instabile rotture planari o importanti/ correttivi, grandi cunei SIVb IGG3+S5+S6/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG4+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG5+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG6+S1/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG6+S1/EW Instabile rotture planari o importanti/ correttivi, grandi cunei SIVa medie Parz. Stabile qualche rottura Sistematici, SIIIb planare o molti cunei media migl._pegg Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa 93

146 Tabella 7.4: Confronto tra le qualità medie SMRmod e RMR e relative classi descrittive del comportamento statico e delle tecniche migliorative della stabilità, valutate per le geometrie attuali dei fronti globali nei 6 settori di cava. Cava Ponte Alto, Cagli (PU): stima di classificazione riferita ai valori migliori dei parametri Valutazione: fronti globali, profilo attuale (60 ) Settore RMR SMR-mod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG2+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIIb IGG3+S5+S6/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o molti Sistematici, SIIIa cunei IGG3+S5+S6/EW Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG4+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG5+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti Sistematici, SIIIa cunei IGG6+S1/NS Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG6+S1/EW Stabile qualche blocco Sistematici, SIIa medie Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb Cava Ponte Alto, Cagli (PU): stima di classificazione riferita ai valori peggiori dei parametri. Settore RMR SMR-mod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG2+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei sistematici, SIIIb IGG3+S5+S6/NS Instabile rotture planari o grandi importanti/ correttivi, cunei SIVa IGG3+S5+S6/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei sistematici, SIIIb IGG4+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG5+S Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG6+S1/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb IGG6+S1/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa medie Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb media migl._pegg Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa 94

147 Tabella 7.5: Confronto tra le qualità medie SMRmod e RMR e relative classi descrittive del comportamento statico e delle tecniche migliorative della stabilità, valutate per una ipotesi di possibile rimodellamanto della geometria dei fronti globali nei 6 settori di cava. Cava Ponte Alto, Cagli (PU): stima di classificazione riferita ai valori migliori dei parametri. Valutazione: fronti globali, rimodellati (50 ) Settore RMR SMR-mod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIa IGG2+S Stabile qualche blocco Occasionali, SIIb IGG3+S5+S6/NS Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG3+S5+S6/EW Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG4+S Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG5+S Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG6+S1/NS Stabile qualche blocco occasionali, SIIb IGG6+S1/EW Stabile qualche blocco Occasionali, SIIa medie Stabile qualche blocco occasionali, SIb Cava Ponte Alto, Cagli (P-U): stima di classificazione riferita ai valori peggiori dei parametri. Settore RMR SMR-mod. Cond. stab. Tipol. Instabilità Interventi /Supporti IGG1+S Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIa molti cunei IGG2+S Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIb molti cunei IGG3+S5+S6/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIb molti cunei IGG3+S5+S6/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIb molti cunei IGG4+S Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIb molti cunei IGG5+S Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIa molti cunei IGG6+S1/NS Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIb molti cunei IGG6+S1/EW Parz. Stabile qualche rottura planare o Sistematici, SIIIa molti cunei medie Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIb media migl._pegg Parz. Stabile qualche rottura planare o molti cunei Sistematici, SIIIa 95

148 In accordo a Romana (1993, 2002), le stime SMRmod attribuite ai vari settori possono essere implicitamente associate ad un giudizio preliminare sul comportamento statico della parete e sulle eventuali tecniche idonee a migliorarlo contenendo i modi di potenziale instabilità. Con riferimento alle tre condizioni geomeccaniche (ottimistica, media, pessimistica) assegnate ai sistemi di discontinuità le tabelle 7.3, 7.4, 7.5 riportano tale giudizio, per ognuna delle tre geometrie di parete. Le tabelle naturalmente confermano che, a pari condizione geomeccanica dei sistemi di discontinuità, la riduzione dell inclinazione della parete induce un miglioramento del suo comportamento statico. Nel caso di attribuzione geomeccanica ottimistica ed in ragione della specifica collocazione nei settori di cava, i gradoni (inclinazione 75 ) possono infatti essere classificati, in identica proporzione come parzialmente stabili (IGG1, IGG3N-S, IGG5, IGG6E-W), o stabili (IGG2, IGG3E-W, IGG4, IGG6N-S) mentre nel caso di attribuzione pessimistica i gradoni in IGG3N-S ed IGG6E-W risultano classificati come instabili. Le stime condotte per la condizione ottimistica sulle geometrie attuali del fronte globale (inclinazione di 60 ) suggeriscono stabilità nei settori IGG1, IGG2, IGG3E-W, IGG4, IGG6 e parziale instabilità per IGG3N-S e IGG5. Questa situazione, nel caso di attribuzione geomeccanica pessimistica evolve sfavorevolmente a parziale stabilità nei vari settori ad eccezione del settore IGG3N-S che risulta classificato come instabile. L ipotesi di rimodellamento del fronte globale su un inclinazione più abbattuta ( 50 ) propone situazione di stabilità in tutti i settori per attribuzione geomeccanica ottimistica, situazione che, in tutti i settori, degrada a parziale stabilità per attribuzione pessimistica. Nel caso di attribuzione di una condizione geomeccanica media ai sistemi di discontinuità i giudizi sul comportamento statico delle pareti risultano di parziale stabilità sia per i gradoni che per i fronti globali nella loro configurazione geometrica attuale, situazione che essenzialmente si conserva anche nell ipotesi di fronte rimodellato, dove tende al comportamento di parete stabile, come nei settori IGG1 e IGG6E-W. L intenso grado di suddivisione della massa rocciosa conseguente alla ridotta potenza degli strati calcarei ed alla pervasività dei sistemi di fratture, di preferenza limitate allo spessore degli strati, è all origine dell apparenza a blocchi delle pareti di cava e del possibile rilascio di elementi lapidei, in genere, di modesta entità (dm 3, raramente m 3 ) di cui, sulle pareti, si riscontrano numerose le tracce dei distacchi (capitolo 5). Le condizioni cinematiche, in accordo alle giaciture dei sistemi di discontinuità, considerati singolarmente o in intersezione, sono essenzialmente riconducibili a qualche tipologia di instabilità planare e, con maggior frequenza, a cuneo, come indicato nelle Tabelle 7.3, 7.4, 7.5. Le pareti di cava sostengono dunque una moderata tendenza al dissesto corticale, caratterizzato da episodica caduta di blocchi singoli o da crollo di lastre o di piccoli impilaggi di blocchi, mentre si ritiene siano da escludere instabilità di tipo massivo che interessino vaste porzioni di fronte ed estese in profondità. In considerazione dell eventualità di distacchi di frammenti di roccia dai fronti o dal ciglio di cava, sul piazzale ad opportuna distanza dal piede della parete, è stato predisposto un rilevato di contenimento così da circoscrivere un area, con sottofondo cedevole, atta a confinare eventuali cadute blocchi. Tale tipo di difesa passiva rientra pienamente nelle categorie di intervento stabilizzante (Appendice A7.2) suggerite dalla classificazione SMR di Romana per pareti rocciose qualificate in condizione di di stabilità o di parziale stabilità. Tuttavia, per ragioni di sicurezza e, naturalmente, in funzione della futura destinazione d uso dei piazzali sembra opportuno proporre, in via preliminare, quale ulteriore forma di intervento di bonifica e di miglioramento statico dei fronti, atta ad integrare la difesa passiva offerta dal rilevato, un rimodellamento delle pareti di cava consistente in una riduzione di circa dell acclività globale del fronte (attualmente 60 ). Simile intervento, sicuramente preferibile rispetto a sistematiche azioni di rinforzo attivo (quali ancoraggi o bullonature) utili per occasionali e mirate operazioni di stabilizzazione locale, risulterebbe idoneo a rimuovere definitivamente le ragioni strutturali predisponenti ulteriori, benchè di modesta entità, ma diffuse instabilità locali. 96

149 7.3. Applicazione degli indici di classificazione per la stima dei parametri meccanici della massa rocciosa. Gli indici di classificazione, ottenuti nei sei settori del fronte di cava, possono essere convenientemente utilizzati per valutare le caratteristiche di resistenza e deformabilità della massa rocciosa alla scala del sito, ovvero i parametri meccanici di un mezzo equivalente, ipotizzato continuo, indispensabili per sviluppare le successive analisi di calcolo (capitoli 8, 9, 10). Tabella 7.6: Quadri di sintesi dei parametri meccanici attribuiti alla massa rocciosa sulla base degli indici di classificazione: riepilogo a) valutazioni proposte per ogni singolo settore di cava e litotipo (CF, CR o CM), nonché mediate sulle sei stime; riepilogo b) valori indicativi del litotipi calcareo equivalente (CF+CR+CM); riepilogo c) sintesi dei parametri meccanici ricavati dai saggi di laboratorio. Cava ponte Alto, Cagli (P-U) a) Riepilogo parametri meccanici della massa rocciosa da prove laboratorio e classificazioni stime riferite alle condizioni medie locali della massa rocciosa Stazioni : IGG1+S7 IGG2+S4 IGG3+S5+S6 IGG4+S3 IGG5+S2 IGG6+S1 Stima media globale (CF+CR+CM) litotipo CF, CR CF, CR CF, CR CF, CR CM CM Media deviaz. standard GSI RMRbase cm (kpa) da RMR phim ( ) da RMR mb (-) da GSI (*) 4,21 3,27 3,51 3,77 3,15 3,11 3,50 0,425 s (-) da GSI 0, , , , , , ,0175 0,0048 sigcm (MPa) da GSI ,00 sigcm (MPa) da RMR ,41 sigtm (MPa) da GSI -1,15-0,68-0,78-0,91-0,64-0,62-0,80 0,21 Am (-) da RMR 0,1045 0,0630 0,0724 0,0836 0,0947 0,0925 0,085 0,015 Bm (-) da RMR (**) 1,4471 1,3177 1,3522 1,3885 1,4210 1,4148 1,38 0,0480 Em (GPa) da GSI ,28 Em (GPa) da RMR ,25 (*) espon. a (-) invil. H&B=0,5; (**) B (-) calcare =2,2 n=6 b) Sintesi globale (val. medi) dei parametri meccanici della massa rocciosa da prove di laboratorio e classificazioni GSImed=63, RMRmed=65 Param. meccanici Medie St. dev. valori indicativi CF+CR+CM cm (kpa) sigcm (MPa) = 22 phim ( ) 40 5 mb (-)= 3,50 mb (-) 3,50 0,425 s (-)= 0,01754 s (-) 0,0175 0,0048 sigtm (MPa)= -0,80 Em (GPa)= 20 a (-) 0,5 0 m (-)= 0,32 sigcm (MPa) da GSI 22 7,00 sigcm (MPa) da RMR 26 8,41 sigtm (MPa) da GSI -0,80 0,21 Am (-) da RMR 0,085 0,015 Bm (-) da RMR 1,38 0,048 Em (GPa) da GSI 28 5,28 Em (GPa) da RMR 31 5,25 m (-) stima soggettiva 0,32 0,05 c) Parametri meccanici roccia intatta da prove di laboratorio litotipo: CF, CR CM gamma (kn/m^3) 26,5 26,5 sigci H&B / C&M (MPa) sigtbi H&B / C&M (MPa) mi (-) H&B / phi ( ) C&M si (-) H&B / ci (MPa) C&M A i (-) / Bi (-) H&B 1,05 0,69 0,96 0,69 Ei (GPa) / i (-) 78 0, ,27 97

150 In particolare risultano utili le relazioni che derivano la resistenza a compressione uniassiale cm, quella a taglio (angolo d attrito m, coesione c m ), i parametri di forma degli inviluppi di rottura (m b, s, B m ) e la deformabilità E m, dagli analoghi parametri ( ci, m i, B i, E i ) ricavati dai saggi condotti in laboratorio (capitolo 6) sui tre litotipi intatti (CF, CR, CM: riepilogo c) in tabella 7.6) e dagli indici GSI e RMR base (descriventi struttura e condizione della massa rocciosa, riepilogo a) in tabella 7.6). La relazione tra RMR e m, c m è tabellare (Bieniawski, 1989), quelle tra GSI, ci, m i e cm ed E m (Hoek e Brown, 1997) sono costituite da espressioni formali empiriche così come quelle tra RMR, ci, B i e cm ed E m (Bieniawski, 1993). I parametri meccanici della massa rocciosa, ottenuti attraverso tali relazioni, sono contenuti nei quadri completi delle stime di classificazione (Allegato A7.4), sintetizzati in tabella 7.6. Essi sono descritti dai seguenti valori indicativi: =22 7MPa, cm m b = , s , =40 5( ), m c m = MPa, E m =29 5GPa che rappresentano la stima cumulativa (CF+CR+CM) mediata sulle caratteristiche dei tre litotipi. Come già detto, tali parametri di equivalenza meccanica dicreto-continuo trovano applicazione nelle analisi computazionali eseguite per valutare il comportamento statico del fronte (capitoli 8, 9, 10). Considerazione affine, a quella ora adottata per operare il trasferimento delle caratteristiche meccaniche della roccia intatta, osservate in laboratorio, alla scala del sito, può essere proposta anche per le discontinuità. Infatti, l osservazione sperimentale che, durante lo scorrimento relativo, l ampiezza delle asperità presenti sulle superfici affacciate di una discontinuità produce effetti dipendenti dall estensione della discontinuità stessa Bandis e Al., 1981, permette di sviluppare considerazioni sulla resistenza a taglio di singole discontinuità di persistenza pluridecimetrica - metrica, delimitanti blocchi in sito. Se, come verificato in un insieme di saggi di taglio -a piccola scala: 10cm- su provini contenenti discontinuità naturali prive di riempimenti (capitolo 6), si assume nel criterio di Barton Choubey (1977) un angolo di attrito residuo r di 36 e si applicano sul coefficiente di rugosità JRC 0 =6 e sulla resistenza di parete JCS 0 =92MPa le riduzioni suggerite dalla relazione di Bandis e Al., è possibile stimare, per un livello di sollecitazione normale di 2MPa ed a scala pluridecimetricaplurimetrica (0.5 10m), un angolo di attrito lungo discontinuità j Questo valore è applicato nella valutazione di potenzialità cinematica per scivolamento blocchi (capitolo 8). 98

151 8. Valutazioni della potenzialità cinematica lungo il fronte di cava Le informazioni acquisite sulla condizione geostrutturale e meccanica della massa rocciosa (capitoli 4, 5, 6) nelle differenti stazioni di indagine poste lungo il fronte di cava, sono utilizzate, nel presente capitolo, per condurre una valutazione della potenzialità cinematica (attitudine alla formazione ed al possibile rilascio di blocchi di roccia) dalle pareti costituenti il fronte. Con diretto riferimento a quanto osservato in sito e in precedenza descritto (capitolo 5) si considerano i meccanismi di possibile locale instabilità per dislocazione da scivolamento o per ribaltamento di blocchi singoli o eventualmente di volumi compositi di taglia modesta. Infatti, le osservazioni in sito e la struttura della massa rocciosa, se da una lato portano a ritenere poco probabile che si manifesti un fenomeno di instabilità massivo in grado di interessare su grande estensione ed in profondità il fronte, evidenziano dall altro che già il semplice riconoscimento delle singole tipologie di blocchi, configurate dalle intersezioni delle fratture naturali con le pareti, è molto rilevante nei confronti della stabilità locale e della sicurezza degli spazi al piede del fronte in quanto la pervasività della fratturazione naturale della massa rocciosa tende a produrre sulle pareti di cava numerosi blocchi di piccolo volume, eventualmente in condizione di stabilità precaria. L identificazione delle tipologie di blocchi, delle condizioni che ne regolano la rimuovibilità geometrica e la potenzialità cinematica nei confronti della gravità, unitamente a ipotesi fondate sulle caratteristiche di resistenza meccanica lungo le fratture, sono ora sistematicamente sviluppate in un indagine estesa ai differenti tratti di parete in cui, in accordo all indagine in sito, è stato suddiviso il fronte di cava. Tale tipo di valutazione, unitamente alle stime di qualità geomeccanica ricavate dalle classificazioni (capitolo 7), permette di costruire un quadro di riferimento plausibile circa le condizioni statiche locali lungo il fronte di cava ed anche individua nella riprofilatura di parete un intervento sostanziale per il miglioramento della sicurezza nei confronti del possibile distacco di blocchi di roccia. Le tecniche di analisi applicate utilizzano gli schemi grafici di Markland (1972), in Hoek e Bray, 1981) per i cinematismi traslazionali (del tipo planare o del tipo su due piani cuneo di roccia ) e quello di Goodman (1982) per la valutazione della tendenza instabile per ribaltamento nonché la teoria dei blocchi BT (Goodman e Shi, 1985, Cravero e Giani, 1988) per la cernita di tutte le tipologie dei blocchi e dei modi traslazionali. Questi schemi grafici sono essenzialmente fondati sull esame delle sole giaciture e delle caratteristiche di resistenza attritive delle discontinuità (quindi rappresentabili nelle proiezioni sferiche come quella stereografica) e, grazie alla loro semplicità d uso, permettono di individuare oltre al tipo di potenziale cinematismo anche la frequenza o proporzione di discontinuità che potrebbero concorrere alla formazione dello stesso, ovvero una stima grezza della probabilità di incorrere in un particolare tipo (modo) di instabilità. Per l applicazione degli schemi grafici di Markland e Goodman ai sei settori di parete (figura 4.1), già oggetto di qualificazione geomeccanica (capitolo 7), sono state utilizzate le rappresentazioni stereografiche ottenute con il programma DIPS (RocScience, 2001) con riferimento ai poli delle singole discontinuità osservate per ciò che concerne i meccanismi dello scivolamento planare e del ribaltamento ed alle linee di intersezione, prodotte dai piani medi rappresentativi delle famiglie di discontinuità, per ciò che concerne lo scivolamento a cuneo. Anche l applicazione della BT, condotta mediante il programma PTWorkshops (Pantechnica, 2001), procede con riferimento alle sole giaciture medie delle famiglie di discontinuità tipiche dei differenti settori di cava. BT è inoltre stata utilizzata per l analisi della condizione statica del sottile ed aggettante sperone roccioso presente sino al 1995 in cava e successivamente rimosso. Il dettaglio e sintesi specifiche sui procedimenti grafici atti alla individuazione dei cinematismi di blocchi di roccia e particolarmente della BT possono essere reperiti nei su citati riferimenti bibliografici, nel seguito -prima di procedere alla presentazione dei risultati 99

152 delle analisi- si accenna al principio concettuale di detti schemi unitamente ad elementi di terminologia utili alla lettura dei risultati delle elaborazioni. 8.1 Elementi di base sui metodi grafici utilizzati nelle analisi di potenzialità cinematica Schemi per la condizione atta a favorire lo scivolamento planare o a cuneo Con riferimento allo schema grafico di Markland, 1972 (in Hoek e Bray, 1981) la condizione cinematica necessaria per il potenziale scivolamento di un blocco di roccia, sia su un piano (scivolamento planare), sia lungo la linea di intersezione di due discontinuità (scivolamento di un cuneo), è immediatamente resa in Figura 8.1 a,b, dove è evidente che l inclinazione ( ) del piano o della potenziale linea di intersezione deve soddisfare il criterio cinematico: essendo F l inclinazione del fronte. 0 F (8.1) Nello stereogramma equiangolo di Figura 8.1 b il luogo in cui debbono cadere i poli dei piani potenzialmente interessati dallo scivolamento è costituito da un cono la cui apertura (diametro) rappresenta il massimo intervallo angolare compatibile con la relazione (8.1), ovvero F. Una preliminare indicazione sulla condizione di stabilità del blocco -sottoposto al solo peso proprio- ed in presenza di resistenza a taglio esclusivamente attritiva (angolo di attrito lungo la superficie di discontinuità= j ) è altresì individuabile in proiezione. Infatti il cinematismo di scivolamento si attiva quando l inclinazione j. L inviluppo delle inclinazioni limite = j è rappresentato da un piccolo cerchio (cono d attrito) con centro coincidente con il centro del piano di proiezione e apertura (raggio) pari a j, nel caso si rappresentino i poli dei piani di discontinuità, o di 90 - j, nel caso si rappresentino i piani o le loro intersezioni. a) b) Figura 8.1: condizioni di scivolamento planare: (a) rappresentazione schematica della sezione di un pendio; (b) rappresentazione stereografica della regione (de) in cui debbono cadere i poli dei piani di discontinuità affinché si possa manifestare una tendenza allo scivolamento. 100

153 Nel caso dello scivolamento lungo intersezione (o a cuneo), la condizione appena espressa (valida a rigore per cinematismo planare) è cautelativa ed implica che si prescinde dal contributo stabilizzante prodotto dall effetto cuneo tra i due piani di discontinuità. Il test cinematico confronta la pendenza della linea di scivolamento con l angolo di attrito delle discontinuità j rappresentato in proiezione stereografica dal piccolo cerchio di un cono, avente asse verticale ed apertura sull asse (90 - j ). Lo scivolamento può verificarsi quando j < < F, ovvero il punto rappresentate lo spigolo del cuneo proietta internamente al piccolo cerchio del cono ed esternamente al grande cerchio del fronte F Schema per la condizione atta a favorire il ribaltamento In accordo a Goodman (1980) la tendenza al dissesto per ribaltamento richiede che sussistano nella massa rocciosa sistemi di discontinuità disposti a reggipoggio e sub-paralleli al fronte. Inoltre, affinchè il cinematismo possa esplicarsi, deve essere raggiunta la resistenza a taglio lungo tali piani a causa della sollecitazione che si sviluppa parallelamente al fronte (figura 8.2a). Seguendo tale schema, ed assumendo disponibile solo resistenza attritiva j, è possibile scrivere la seguente relazione cinematica tra l inclinazione ( F ) del fronte, l inclinazione ( ) degli strati e l angolo d attrito j: (90- )+ j < F (8.2) La figura 8.2b riporta graficamente la regione in cui debbono cadere i poli dei piani di discontinuità affinchè si possa manifestare una tendenza al ribaltamento (toppling) in accordo alla relazione (8.2). a) b) Figura 8.2: condizioni di ribaltamento (toppling): (a) rappresentazione schematica della sezione di un pendio; (b) rappresentazione stereografica della regione in cui debbono cadere i poli dei piani di discontinuità affinchè si possa manifestare tendenza al ribaltamento, (Goodman, 1980). 101

154 8.1.3 Cenni alla teoria dei blocchi BT La teoria dei blocchi BT è essenzialmente una tecnica di descrizione geometrica che permette una valutazione coerente delle differenti classi e tipologie di blocchi che una data struttura della massa rocciosa origina in corrispondenza di pareti o fronti di scavo. Essa, identificando ogni tipo di blocco, precede ed amplia le possibilità di applicazione dei metodi di analisi all equilibrio limite LEM, di corrente impiego nelle valutazioni di stabilità dei pendii in roccia (Hoek e Bray, 1981, Barla, 1988). La descrizione geometrica, richiedendo solo le giaciture delle famiglie di discontinuità, unitamente a quelle delle pareti (naturali o da realizzare con scavi) presenti nella zona di indagine, può essere agevolmente condotta utilizzando la proiezione stereografica equiangola (meccanismo di proiezione, che genera tracce ciclografiche circolari delle circonferenze di intersezione prodotte sulla sfera di riferimento dai piani distintivi delle famiglie di discontinuità o giunti e delle pareti). BT, proiettando l intera sfera, ottiene una rappresentazione (Figura 8.3) che interessa l intero piano equatoriale e non solo, come noto nella classica rappresentazione emisferica di ciclografie e poli, la porzione (cerchio) contenuto nella sfera di riferimento. Ogni tipo di blocco è identificato dall angolo solido -detto piramide dei giunti joint pyramid JP- che è delineato dai giunti che ne costituiscono le sue superfici di roccia. I piani che delimitano tale angolo solido originano sulla sfera di riferimento un poligono sferico che il meccanismo di proiezione equiangola trasferisce sul piano equatoriale nel corrispondente poligono (circolare) cioè con lati costituiti da archi di circonferenza. Una JP è identificata da un codice costituito da una sequenza ordinata di numeri (0) o (1) pari al numero di famiglie di giunti. Ogni numerino della sequenza indica se il blocco si trova sopra (0) o sotto (1) il giunto dato (in proiezione LFP). Ad esempio, con riferimento alla figura 8.3, che rappresenta un esempio di situazione strutturale tipica di un fronte roccioso, il codice del poligono circolare 1110 indica il tipo di blocco che poggia sul piano 4 D e sta sotto i piani 1 A, 2 B, 3 C. C F A D S B Figura 8.3: Esempio di rappresentazione stereografica equiangola delle JP prodotte su un fronte roccioso (F=parete ed S=piano superiore) da 4 sistemi di discontinuità (A, B, C, D). 102

155 L insieme dei blocchi (le JP in proiezione) che, applicando una qualche forza, possono essere estratti dalle superfici libere del fronte senza collidere con la roccia adiacente costituisce la classe dei blocchi rimuovibili. L attenzione può allora essere posta solo verso questi tipi di blocchi, individuati in proiezione dalle relative JP. Il versore della forza risultante applicata detta quale tipo di modo traslazionale (distacco, scivolamento su un piano, scivolamento lungo l intersezione tra due piani), o viceversa la stabilità, sia specifico di ognuno dei blocchi rimuovibili. Quando un tipo di blocco manifesta un modo traslazionale, l analisi statica con LEM permette di definire se quel tipo di blocco è instabile (fattore di sicurezza FS 1) in assenza di idoneo sostegno. Questi blocchi sono detti blocchi chiave KB. E chiaro che l applicazione LEM richiede, oltre all informazione geometrica delle giaciture di giunti e fronti, l indicazione delle caratteristiche di resistenza lungo giunto. Su giunti naturali persistenti, tale caratteristica è di tipo attritivo. La JP 1110, in figura 8.3, ha modo di scivolamento planare con FS=1, pertanto essa è un KB. 8.2 Elaborazioni e risultati delle analisi sulla tendenza al rilascio blocchi di roccia dal fronte (potenzialità cinematica) In accordo al criterio di omogeneità geostrutturale e meccanica accertato nelle sei stazioni di rilevamento ed alle geometrie dei relativi sistemi di discontinuità e degli scavi (gradone Grd con pendenza media =75 ; fronte globale attuale Fga con =60 ; fronte globale con ipotesi di riprofilatura Fgr su =50 ) già adottate nello studio di qualificazione geomeccanica per il giudizio empirico sul grado di stabilità delle pareti di cava (capitolo 7), le tre tecniche di analisi su accennate sono state applicate nelle valutazioni sull attitudine cinematico-statica al rilascio di blocchi di roccia nei sei corrispondenti settori (IGG1, IGG2, IGG3, IGG4, IGG5, IGG6) in cui è stato suddiviso il fronte. Per ciò che concerne invece i parametri meccanici da impiegare nelle verifiche di stabilità (Tabella 8.1), essi sono definiti sulla base dei risultati delle determinazioni meccaniche condotte sulle discontinuità (capitolo 6 e a riepilogo in capitolo 7) dove si assume che, per le fratture prive di riempimenti terrosi, la resistenza a taglio offerta dalle pareti a contatto sia puramente frizionale, con valori dell angolo di attrito j nel campo (valore medio 40 ) in ragione della rugosità dei singoli sistemi di frattura K j, mentre alle discontinuità di strato S s, interessate da riempimenti teneri, è stato attribuito il valore Ss 30. In realtà, solo nelle analisi BT viene esplicitamente considerata la dipendenza di j dai sistemi di frattura K j mentre nei test cinematici di Markland e Goodman si assume un valore identico =40 per i vari sistemi ma, sono considerate le giaciture delle singole discontinuità appartenenti ad ogni sistema. 103

156 Tabella 8.1: Parametri geometrici e meccanici delle discontinuità usati nelle valutazioni cinematiche secondo Markland e Goodman e nelle analisi dei blocchi chiave (KB) condotte nei sei settori del fronte di cava. [Per ogni sistema: valori rappresentativi delle giaciture e valori rappresentativi dell angolo attrito su discontinuità j: roccia-roccia=42 2, riempimenti terroso-argillosi=30 5 ed eventualmente 18 picco, 10 residuo e valori rappresentativi per il modello di Barton: b=36, JRC=6, JCS=92MPa per L 0j =0.1m e JRC=4, JCS=60MPa per L j =1m; s n =2 3MPa. Si osserva che nelle valutazioni cinematiche secondo Markland e Goodman si assume un angolo di attrito su discontinuità j =40 identico per tutti i set, mentre nelle analisi KB j è variabile con i sistemi di discontinuità.] # Staz.=IGG1+S7 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss ,8 30 K3a K3b ,6 36 K ,6 40 K ,3 42 Fronte Staz. IGG2+S4 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss ,8 30 K K3a ,1 42 K3b ,6 42 K ,2 36 K ,2 36 Fronte Staz. IGG 3 + S5 + S6 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss ,8 30 K3a K3b K4a K4b K5a ,1 42 K5b ,6 42 Fronte N-S Fronte E-W

157 Staz. IGG4+S3 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss ,8 30 K ,6 42 K3a ,6 40 K3b ,6 40 K4a K4b K Fronte Staz. IGG5+S2 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss K ,6 38 K K K ,6 42 K Fronte Staz. IGG6+S1 Famiglia incl. ( ) dir. Imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss K2a K2b K K4a K4b K K Fronte N-S Fronte E-W Il dettaglio degli elaborati, relativi allo sviluppo dell intero fronte di cava, comprende diagrammi stereografici e tabelle e, per ciò che concerne le analisi cinematiche secondo Markland e Goodman, è riportato nelle figure 8.4a,b,c 8.11a,b,c e nella tabella di sintesi 8.2, mentre le figure 8.12a,b,c,d 8.35 e le tabelle 8.3a z con l Appendice A8 riportano i risultati dell analisi eseguita con la teoria dei blocchi BT. 105

158 a) b) Figura 8.4 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG1 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 106

159 Figura 8.4 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG1 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 107

160 a) b) Figura 8.5 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG2 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 108

161 Figura 8.5 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG2 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 109

162 a) b) Figura 8.6 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG3 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo N-S. 110

163 Figura 8.6 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG3 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo N- S. 111

164 a) b) Figura 8.7 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG3 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo E-W. 112

165 Figura 8.7 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG3 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo E- W. 113

166 a) b) Figura 8.8 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG4 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 114

167 Figura 8.8 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG4 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 115

168 a) b) Figura 8.9 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG5 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 116

169 Figura 8.9 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG5 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ). 117

170 a) b) Figura 8.10a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG6 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo N-S. 118

171 Figura 8.10 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG6 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo N-S. 119

172 a) b) Figura 8.11 a,b: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : a) scivolamento planare (test sui poli); b) di scivolamento a cuneo (test sulle linee di intersezione) nel settore IGG3 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo E-W. 120

173 Figura 8.11 c: Valutazione delle condizioni di orientazione e resistenza attritiva di discontinuità atte a favorire l eventualità di distacco blocchi per : c) ribaltamento (test sui poli) nel settore IGG1 rispettivamente dai gradoni ( =75 ), dal fronte globale nella geometria attuale ( =60 ) e dal fronte globale in accordo ad una ipotesi di riprofilatura ( =50 ), diretti grosso modo E-W. 121

174 I conteggi di frequenza delle singole discontinuità con giacitura sfavorevole, eseguiti sulle figure 8.4a,b,c 8.11a,b,c e riepilogati nella tabella riassuntiva 8.2, forniscono una stima grezza dell eventualità che il fronte di cava sia intersecato da fratture aventi caratteristiche di giacitura e resistenza a taglio in grado di concorrere alla formazione di blocchi di roccia instabili per scivolamento planare o di cunei o per ribaltamento. Tabella 8.2: Stima della probabilità di incorrere in discontinuità atte a favorire locale rilascio di blocchi di roccia per: scivolamento planare; a cuneo; ribaltamento nei vari settori lungo il fronte di cava (IGG1 IGG6) e per differenti inclinazioni dei profili di scavo (Grd=Gradone, Fga=Fronte globale attuale, Fgr=Fronte globale con ipotesi di riprofilatura ) Fronti di cava Potenzialità cinematica: Prob. (%) Settore Profilo inclinaz. ( ) planare cuneo ribaltamento IGG1 Grd Fga Fgr IGG2 Grd Fga Fgr IGG3N-S Grd Fga Fgr IGG3E-W Grd Fga Fgr IGG4 Grd Fga Fgr IGG5 Grd Fga Fgr IGG6N-S Grd Fga Fgr IGG6E-W Grd Fga Fgr Tale possibilità, come già evidenziato dall osservazione sul sito che ha permesso di riconoscere numerose impronte residue al distacco di blocchi di piccola taglia (capitolo 5), è confermata dall analisi cinematica, svolta sui 24 gruppi di situazioni prospettate (3 differenti inclinazioni di parte per ogni settore), e si materializza in tutti i sei settori del fronte con frequenza molto elevata o elevata, particolarmente nel caso dei gradoni (Grd) che si presentano decisamente acclivi. In tutti i sei settori, l interazione fratture pareti di scavo appare più sfavorevole nella direzione di prevalente sviluppo del fronte (grosso modo N-S) piuttosto che sulle modeste porzioni di fronte dirette, grosso modo E-W, nei settori IGG3 e IGG6. Anche il differente grado di fratturazione, maggiormente intenso e disorganizzato nella zona dei calcari massicci (CM) rispetto a quanto osservabile nella formazione della Corniola a calcari fini (CF) e calciruditi (CR), può ulteriormente aggravare la tendenza al rilascio di blocchi come evidenziato dalle analisi condotte nei settori IGG5 e IGG6 posti nella porzione 122

175 S della cava, appunto scavata nel litotipo CM. Una riduzione di pendenza, conseguibile con la riprofilatura del fronte (Fgr) ed indicativamente assunta nel presente studio a 50, produce l indubbio miglioramento della condizione statica e della sicurezza nei confronti di possibili, ma verosimilmente di modesta entità, fenomeni di instabilità locale. Considerazioni analoghe sono suggerite in modo molto evidente anche dal nutritissimo insieme di analisi sviluppate con BT sui 24 gruppi di situazioni, già oggetto dell analisi cinematica appena esposta. E però necessario rilevare che le verifiche con la tecnica BT, attuate nel presente studio (Appendice A8, figure 8.12a,b,c,d 8.35, tabelle 8.3a z), operano sulle giaciture medie rappresentative dei sistemi di frattura e non già sulle giaciture delle singole discontinuità osservate in sito pertanto, a differenza di quanto ricavato con l analisi cinematica, tali verifiche non permettono di esprimere delle stime di frequenza del tipo riportato nella tabella 8.2. ma, a differenza dell analisi cinematica, definiscono in modo esaustivo tutte le tipologie di blocchi configurabili da una data struttura della massa rocciosa, definendo -per ogni tipo di blocco- la fattibilità cinematica (rimuovibilità) dalle pareti di scavo o l implicita stabilità. Inoltre, per ogni tipo di blocco rimuovibile, alla valutazione cinematica segue la verifica statica, espressa dal fattore di sicurezza FOS e dalla forza richiesta ESF per stabilizzare/instabilizzare il blocco (in accordo a FOS 1 o, rispettivamente, >1). Le tabelle 8.3a z seguenti, costruite sulla base delle figure 8.12a,b,c,d 8.35 e delle tabelle di dettaglio in Appendice A.8, contengono la sintesi dei risultati per i sei settori del fronte di cava ed indicano in ordine: il settore analizzato, le JP dei blocchi rimuovibili per azione gravitazionale con la stima del fattore di sicurezza FOS e della forza ESF atta a stabilizzare/instabilizzare il blocco, i relativi modi di potenziale instabilità riferiti alle discontinuità coinvolte nel cinematismo. 123

176 a) b) Figura 8.12a,b: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG1, del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 ), delle JP con i blocchi chiave KB: a) 11000, modo K3b/K6; b) 11100, modo K5/K6. 124

177 c) d) Figura 8.12c,d: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG1, del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 ), delle JP con i blocchi chiave KB: c) 11001, modo K3b/K5; d) 11101, modo K5. 125

178 Figura 8.13: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG1, del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 ), delle JP con il blocco chiave KB: 11000, modo K3b/K6 Figura 8.14: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG1, del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 126

179 Figura 8.15: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG2, del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 ), delle JP con il blocco chiave KB: , modo K4/K5 Figura 8.16: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG2, del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 127

180 Figura 8.17: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG2, del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 128

181 a) b) Figura 8.18a,b: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione N-S), delle JP con i blocchi chiave KB: a) , modo K3b/K5a; b) , modo K5a 129

182 c) d) Figura 8.18c,d: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione N-S), delle JP con i blocchi chiave KB: a) , modo K4a/K5a; b) , modo K3b/K4a. 130

183 Figura 8.19: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 e direzione N-S) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.20: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3 del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 e direzione N-S) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 131

184 Figura 8.21: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.22: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3 del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 132

185 Figura 8.23: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3 del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.24: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG4 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 ) e delle JP con il blocco chiave KB: , modo K4a. 133

186 Figura 8.25: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG4 del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.26: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG4 del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 134

187 Figura 8.27: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG5 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 ) e delle JP con il blocco chiave KB: , modo K6. Figura 8.28: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG5 del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 ) e delle JP con il blocco chiave KB: , modo K6. 135

188 Figura 8.29: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG5 del fronte rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 ) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 136

189 a) b) Figura 8.30 a,b: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione N-S) e delle JP con i blocchi chiave KB: a) , modo K6; b) , modo K3/K6. 137

190 Figura 8.30c: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione N-S) e delle JP con il blocco chiave KB: , modo K3/K4b. Figura 8.31a: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 e direzione N-S) e delle JP, con il blocchi chiave KB: a) , modo K6. 138

191 Figura 8.32: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 e direzione N-S) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.33: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del gradone con il piano superiore (inclinazioni 75 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 139

192 Figura 8.34: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del fronte globale attuale con il piano superiore (inclinazioni 60 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. Figura 8.35: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG6 del fronte globale rimodellato con il piano superiore (inclinazioni 50 e 35 e direzione E-W) e delle JP. Non si formano blocchi chiave KB. 140

193 Tabelle 8.3a z: elenco -per i sei settori e per le differenti inclinazioni dei fronte di cava- delle tipologie di blocchi (codici Jp) che possono originare instabilità (Fattore di sicurezza FOS 1 e forza di scivolamento in eccesso ESF 0) con modi di scivolamento planare K i o a cuneo K i /K j o che, pur cinematicamente ammissibili (rimuovibili) risultano stabili in accordo agli angoli di attrito assegnati alle discontinuità (FOS>1 e ESF<0). a) Settore IGG1 - gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Unstable K3b/K6 Removable Unstable K5/K6 Removable Stable With Friction Ss/K5 Removable Unstable K3b/K5 Removable Unstable K5 Removable b) Settore IGG1 - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction K3a/K3b Removable Unstable K3b/K6 Removable Stable With Friction Ss/K5 Removable c) Settore IGG1 - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction K3a/K3b Removable Stable With Friction Ss/K5 Removable d) Settore IGG2 - gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K5 Removable Unstable K4/K5 Removable e) Settore IGG2 - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K5 Removable f) Settore IGG2 - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K5 Removable 141

194 g) Settore IGG3 gradone, diretto N-S Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Unstable K3b/K5a Removable Unstable K5a Removable Unstable K4a/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable Unstable K3b/K4a Removable h) Settore IGG3 - fronte globale attuale, diretto N-S Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable i) Settore IGG3 - fronte globale rimodellato, diretto N-S Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable l) Settore IGG3 gradone, diretto E-W Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable m) Settore IGG3 - fronte globale attuale, diretto E-W Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable 142

195 n)settore IGG3 - fronte globale rimodellato, diretto E-W Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable o) Settore IGG4- gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K4a Removable Stable With Friction K4a/k8 Removable Stable With Friction Ss/k8 Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K3b/K4a Removable Unstable K4a Removable Stable With Friction K3a/K4a Removable p) Settore IGG4 - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K4a Removable Stable With Friction K4a/k8 Removable Stable With Friction Ss/k8 Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K3b/K4a Removable Stable With Friction K3a/K4a Removable q) Settore IGG4 - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K4a Removable Stable With Friction K4a/k8 Removable Stable With Friction Ss/k8 Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K3b/K4a Removable Stable With Friction K3a/K4a Removable 143

196 r) Settore IGG5 - gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K6 Removable Stable With Friction K5/K6 Removable Stable With Friction K4/K6 Removable Unstable K6 Removable Stable With Friction Ss/K2 Removable s) Settore IGG5 - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K6 Removable Stable With Friction K5/K6 Removable Stable With Friction K4/K6 Removable Unstable K6 Removable Stable With Friction Ss/K2 Removable t) Settore IGG5 - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss/K6 Removable Stable With Friction K5/K6 Removable Stable With Friction K4/K6 Removable Stable With Friction Ss/K2 Removable u) Settore IGG6N-S - gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K4a Removable Unstable k6 Removable Stable With Friction K2b/k6 Removable Unstable K3/k6 Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction K4a/k6 Removable Stable With Friction K4b/k6 Removable Unstable K3/K4b Removable Stable With Friction K2a/K2b Removable 144

197 v) Settore IGG6N-S - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K4a Removable Unstable k6 Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction K4a/k6 Removable Stable With Friction K4b/k6 Removable w) Settore IGG6N-S - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K4a Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction K4a/k6 Removable Stable With Friction K4b/k6 Removable x) Settore IGG6E-W - gradone Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction K4a/k6 Removable Stable With Friction K4b/k6 Removable Stable With Friction Ss/K2b Removable Stable With Friction Ss/k6 Removable Stable With Friction Ss/K2a Removable 145

198 y) Settore IGG6 E-W - fronte globale attuale Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction K4a/k6 Removable Stable With Friction K4b/k6 Removable Stable With Friction Ss/K2b Removable Stable With Friction Ss/k6 Removable Stable With Friction Ss/K2a Removable z) Settore IGG6 E-W - fronte globale rimodellato Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction Ss Removable Stable With Friction k5/k6 Removable Stable With Friction Ss/K4b Removable Stable With Friction Ss/k5 Removable Stable With Friction Ss/K2b Removable Stable With Friction Ss/k6 Removable Stable With Friction Ss/K2a Removable Come già evidenziato nell analisi cinematica, i risultati delle valutazioni con BT confermano che la direzione (grosso modo N-S) di prevalente sviluppo del fronte in tutti i settori appare più problematica per la stabilità locale rispetto alla direzione (grosso modo E- W) presente in brevi tratti di parete nei due settori IGG3 e IGG6. Ma il fattore che si riconferma essenziale per il consistente miglioramento della condizione statica del fronte, anche riguardo ai cinematismi di piccolo scala, è la riduzione di pendenza delle pareti. Infatti, con riferimento ai parametri di analisi scelti (tabella 8.1) e nell ipotesi di una riprofilatura del fronte globale alla pendenza di 50 le verifiche BT indicano condizioni di stabilità (FOS > 1) per tutti i tipi di blocchi cinematicamente ammissibili. In merito alle determinazioni di FOS è però necessario sottolineare che le indicazioni ora ottenute in tutte le analisi derivano dall assunzione di valori medi non solo, come già detto, per i parametri di giacitura ma anche per quelli di resistenza al taglio. Tali valori, derivanti dall analisi delle osservazioni geostrutturali in sito, dall interpretazione dei saggi meccanici a piccola scala sul materiale roccioso in sito e in laboratorio e da una coerente estrapolazione di tali valori alla scala del sito, se, da una parte, sono da ritenere giustamente rappresentativi della condizione geomeccanica media di ogni particolare settore di cava, sono d altro canto affetti da elevate variabilità. Ciò implica ad esempio che ad una situazione media caratterizzata da un FOS > 1 sia comunque da associare una eventualità non del tutto trascurabile di instabilità. Simile aspetto di dipendenza della distribuzione delle stime statiche da variabilità e frequenze dei parametri che le influenzano non è stato esplicitamente quantificato nell ambito delle verifiche BT condotte nell ambito di questo studio. 146

199 In sintesi, sia le analisi cinematiche che le valutazioni con la teoria dei blocchi, nonché le evidenze sul sito (capitolo 5) ed i risultati della qualificazione sulle condizioni statiche delle pareti, condotta nell ambito delle classificazioni (capitolo 7), confermano che la struttura della massa rocciosa è in grado di indurre una moderata tendenza al dissesto corticale sul fronte con direzione prevalente di sviluppo grosso modo N-S. Tale interazione, che si manifesta con la possibilità di locale innesco di modi di scivolamento su uno o due piani, e, in misura relativamente più contenuta, con tendenza ad instabilità per ribaltamento, se può essere ritenuta non preoccupante per la stabilità del fronte a grande scala può risultare problematica nei confronti della sicurezza contro la caduta di frammenti di roccia e piccoli blocchi nelle zone contigue al piede delle pareti, particolarmente in ragione della loro futura destinazione d uso. In tal senso, come anche dimostrato dai risultati delle numerose analisi condotte nel presente studio, una riduzione della pendenza media dei fronti sembra costituire il più efficace intervento di stabilizzazione, atto a ridurre drasticamente l alea di incorrere in episodi di instabilità di piccola entità ma, data l estensione e l altezza delle pareti, verosimilmente non localizzabili e bonificabili a priori. 8.3 Elaborazioni e risultati delle analisi statiche BT sul fronte di cava in corrispondenza dello sperone roccioso e dopo la bonifica del fronte mediante riprofilatura. L attività estrattiva sviluppata in cava sino al 1995 aveva originato su un ristretto tratto del fronte un esile sperone roccioso con altezza 85 90m che, al piede della sua porzione sommitale (alta 35m) realizzata con profilo subverticale, aveva mostrato evidenze di instabilità. Successivamente, al fine di conseguire condizioni di sicurezza per le ulteriori lavorazioni che si sviluppavano in cava, si era provveduto alla rimozione dello sperone stesso allineando il tratto di parete bonificato con la tendenza di sviluppo media dei fronti, ovvero grosso modo N-S. Gli elementi geometrici configuranti lo sperone ed il fronte dopo la riprofilatura, così come forniti dal committente, sono evidenziati dalla ripresa fotografica in figura 8.36 e dalle viste in pianta e sezione nelle figure 8.37 e Figura 8.36: Conformazione geometrica dello sperone roccioso presente in cava al

200 Figura 8.37: Pianta della cava nel tratto di fronte che conteneva lo sperone roccioso. Figura 8.38: Sezione del fronte di cava in corrispondenza dello sperone roccioso prima e dopo la sua rimozione, realizzata tramite un intervento di riprofilatura. 148

201 Nel seguito si riportano i risultati di una valutazione statica, ora eseguita tramite la BT, sullo sperone stesso e sul fronte dopo bonifica. Allo scopo, il settore IGG3 è stato localizzato, quale zona di omogeneità geomeccanica di interesse per lo sperone e, in tal senso, le caratteristiche dello stato di fratturazione pertinenti a questo settore (tabella 8.4) sono utilizzate per l analisi BT. Tabella 8.4: Parametri geometrici e meccanici delle discontinuità usati nelle valutazioni con la BT sullo sperone roccioso e sul fronte residuo dopo la bonifica. Staz. IGG 3 + S5 + S6 Famiglia incl. ( ) dir. imm. ( ) phi ( ) spaz. (m) j ( ) Ss ,8 30 K3a K3b K4a K4b K5a ,1 42 K5b ,6 42 Parete immergente N Fronte immergente W Parete immergente S Fronte dopo bonifica W I risultati dell elaborazione, in presenza dello sperone, sono riportati nelle proiezioni stereografiche estese delle figure 8.36a i e nella tabella 8.5a, quelli relativi al fronte dopo la bonifica, nelle figure 8.37a c e nella tabella 8.6a. 149

202 a) b) Figura 8.36 a,b: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, dello sperone con le pendenze di parete iniziali (pre-riprofilatura), del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con i blocchi chiave KB: a) , modo K4a/K5b; b) , modo K3b/K5a. 150

203 c) d) Figura 8.36 c,d: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, dello sperone con le pendenze di parete iniziali (pre-riprofilatura), del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con i blocchi chiave KB: c) , modo K3b/K5a; d) , modo K3a/K5a. 151

204 e) f) Figura 8.36 e,f: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, dello sperone con le pendenze di parete iniziali (pre-riprofilatura), del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con i blocchi chiave KB: e) , modo K5a; f) , modo K4a/K5a. 152

205 g) h) Figura 8.36 g,h: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, dello sperone con le pendenze di parete iniziali (pre-riprofilatura), del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con i blocchi chiave KB: g) , modo K3b/K4a; h) , modo K3a/K4a. 153

206 i) Figura 8.36 i: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, dello sperone con le pendenze di parete iniziali (pre-riprofilatura), del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con il blocco chiave KB: i) , modo K4a. 154

207 Tabella 8.5a: elenco delle tipologie di blocchi (codici Jp) in grado di originare instabilità (Fattore di sicurezza FOS 1 e forza stabilizzante ESF 0) con modi di scivolamento planare K i o a cuneo K i /K j o che, pur cinematicamente ammissibili (rimuovibili) risultano stabili in accordo agli angoli di attrito assegnati alle discontinuità (FOS>1 e ESF<0). a) Sperone con profilo iniziale subverticale - Settore IGG3 Block Jp Stability FOS ESF Sliding Mode Block Type Stable With Friction K5a/k5b Removable Stable With Friction Ss Removable Unstable K3b/k5b Removable Stable With Friction Ss/K3b Removable Stable With Friction Ss/K4a Removable Unstable K4a/k5b Removable Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Unstable K3b/K5a Removable Unstable K3a/K5a Removable Unstable K5a Removable Unstable K4a/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable Unstable K3b/K4a Removable Unstable K3a/K4a Removable Unstable K4a Removable 155

208 a) b) Figura 8.37 a,b: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, della parete dopo la rimozione dello sperone, del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con i blocchi chiave KB: a) , modo K3b/K5a; b) , modo K4a/K5a. 156

209 c) Figura 8.37 c: Proiezione equiangola estesa dei sistemi di discontinuità del settore IGG3, della parete dopo la rimozione dello sperone, del piano superiore (inclinazioni 89 e 35 ) e delle JP con il blocco chiave KB: c) , modo K3b/K4a. 157

210 Tabella 8.6a: elenco delle tipologie di blocchi (codici Jp) in grado di originare instabilità (Fattore di sicurezza FOS 1 e forza stabilizzante ESF 0) con modi di scivolamento planare K i o a cuneo K i /K j o che, pur cinematicamente ammissibili (rimuovibili) risultano stabili in accordo agli angoli di attrito assegnati alle discontinuità (FOS>1 e ESF<0). a) Sperone con geometria riprofilata ( =70 ) - Settore IGG3 Block Jp Stability FOS ESF Volume Sliding Mode Block Type Stable With Friction K4a/K4b Removable Stable With Friction Ss/K5a Removable Stable With Friction K4b/K5a Removable Stable With Friction K3a/K3b Removable Unstable K3b/K5a Removable Unstable K4a/K5a Removable Stable With Friction Ss/k5b Removable Unstable K3b/K4a Removable L esame visuale delle proiezioni (Figure 8.36a i) e la sintesi elencata in tabella 8.5a mostrano in modo chiaro che la configurazione estremamente convessa delle due pareti laterali origina uno ampio spazio libero atto a contenere un numero molto rilevante (18) di tipologie di blocchi cinematicamente ammissibili di cui (9) potenzialmente instabili. Allo stesso modo appare assai evidente il beneficio apportato dall operazione di riprofilatura della parete che, grazie alla rimozione dello sperone ha ricondotto l orientamento locale della parete alla direzione media prevalente ( N-S) dell intero fronte di cava. Infatti con la riduzione dello spazio libero a fronte della parete rimodellata spazio invadibile il numero complessivo delle tipologie di blocchi cinematicamente ammissibili si riduce ad 8 di cui 3 ancora potenzialmente instabili (Figure 8.37a c e Tabella 8.6a). Questo risultato è affine a quanto già ricavato per lo stesso settore IGG3N-S nelle precedenti valutazioni statiche (paragrafo 8.2) relativamente al gradone. Pertanto, come già osservato in precedenza per tutti i settori, un ulteriore riduzione di pendenza potrebbe confermarsi vantaggiosa per il definitivo miglioramento della condizione statica del fronte, anche nei confronti del pericolo connesso a modeste instabilità locali per rilascio blocchi. 158

211 9. Valutazioni qualitative del possibile comportamento deformativo delle pareti di cava, tramite modellazione numerica. Come indicato nei paragrafi precedenti, le osservazioni condotte sul sito hanno permesso di sviluppare un appropriato giudizio sulla condizione statica delle pareti di scavo, in accordo alla ripartizione del fronte di cava in settori omogenei, suggeriti dalla caratterizzazione geologico-strutturale e geomeccanica delle formazioni calcaree (CM e CF+CR), ivi presenti. La qualificazione al momento formulata prevedeva: 1) il criterio empirico della classificazione SMR (paragrafo 7); 2) il riconoscimento in sito dei possibili meccanismi di instabilità associabili al distacco di blocchi dalle pareti (paragrafo 5); 3) il riconoscimento delle tipologie di blocchi potenzialmente instabili ottenuto tramite l analisi cinematica e statica, elaborata con gli schemi grafici della teoria dei blocchi (paragrafo 8). I risultati forniti dalla classificazione SMR sintetizzavano l incidenza, più o meno marcata, della struttura e della condizione della massa rocciosa discontinua sui differenti settori di fronte. Indicazioni congruenti, con diretto riferimento ai potenziali cinematismi semplici, compatibili con i sistemi di discontinuità presenti in sito, erano altresì prodotte dalla teoria dei blocchi. I due procedimenti di valutazione -ben posti e largamente accettati nell ingegneria degli scavi a cielo aperto in roccia- non consentivano tuttavia una valutazione del comportamento statico della parete fondata su uno schema meccanico completo, in grado di tener conto di eventuali processi di deformazione del fronte alla grande scala o conseguenti alla disarticolazione ed al crollo di blocchi singoli dalla parete. Al fine di integrare il giudizio precedentemente formulato ed ottenere, se pure in forma puramente indicativa, una rappresentazione dello stato deformativo e tensionale della parete, si propongono nel seguito due schemi di analisi: uno di tipo continuo agli elementi finiti (FEM), l altro di tipo discontinuo agli elementi distinti (DEM). 9.1 Modellazione FEM della parete Scopo della modellazione numerica agli elementi finiti (FEM) è individuare una rappresentazione approssimata del regime deformativo e tensionale attivo nella parete della cava Ponte Alto, compatibile con le caratteristiche strutturali e meccaniche delle formazioni rocciose presenti in sitoe conseguente alle drastiche variazioni prodotte dall attività estrattiva sulla morfologia montuosa preesistente Procedimento di analisi Tra le varie possibilità di analisi offerte dal FEM, alcune saranno utilizzate nel seguito per la modellazione della parete di cava. In primo luogo, definita e discretizzata una sezione rappresentativa del fronte nelle due configurazioni precedente e successiva agli scavi ed attribuiti i parametri meccanici delle formazioni rocciose, schematizzate come mezzi continui equivalenti, l analisi FEM permette di calcolare, mediante due fasi consecutive di elaborazione, il campo degli spostamenti e degli sforzi conseguenti alle due differenti geometrie di pendio, offrendo una stima del grado di interferenza statica indotta dalle operazioni di coltivazione sulla parete residua. Successivamente, con un procedimento di prova ed errore, detto della Shear Strength Reduction (SR o di riduzione della resistenza di taglio, Dawson e Al., 1999), si valutano le caratteristiche meccaniche minime atte a favorire un dissesto profondo del fronte di cava, ovvero a delinearne il meccanismo di incipiente cedimento. 159

212 9.1.2 Definizione del modello FEM del fronte Con riferimento ad una schematizzazione bidimensionale (2D), si è assunta come geometria rappresentativa la sezione indicata nella porzione di mappa rappresentata nella figura 9.1. La scelta di sviluppare l analisi in tale zona è suggerita sia dalla relativa prossimità degli impianti di frantumazione alla parete, sia dalla elevata inclinazione del fronte, nonché dalla presenza congiunta delle due formazioni: il calcare massiccio CM nella zona del piede e le corniole (CF+CR) nel restante sviluppo altimetrico parete. La geometria reale e quella idealizzata, utilizzata nella costruzione del modello FEM, sono riportate a confronto nella figura 9.2. Sezione di analisi Figura 9.1: Porzione della planimetria del fronte di cava con l ubicazione della sezione di analisi. Figura 9.2: geometria reale e geometria idealizzata della parete lungo la sezione di analisi. 160

213 Il modello (figura 9.3a.b) riproduce in modo semplificato il profilo ipotetico del pendio naturale preesistente all insediamento dell attività estrattiva, l acclive parete residua originata dagli scavi ed il contatto tra la formazione del calcare massiccio CM e quella delle corniole CF+CR. La condizione di pendio naturale prevede caratteristiche meccaniche differenziate per le due formazioni ma omogenee al loro interno. Si assume invece che le operazioni di abbattimento massivo attuate in cava possano aver deteriorato la qualità geomeccanica delle porzioni più corticali della massa rocciosa. Esse, nel modello, sono rappresentate da due fasce contigue di materiale avente caratteristiche meccaniche scadenti rispetto a quelle della roccia indisturbata e sono attivate solo nella fase di analisi corrispondente allo scavo della parete. a) b) Figura 9.3: schema del pendio con la ripartizione tra CM nella parte bassa del fronte e CF+CR nella parte alta: a) situazione naturale pre-scavo; b) dopo la coltivazione, in evidenza le due fasce di materiale disturbato adiacenti alle superfici create dagli scavi. I parametri meccanici di deformabilità e resistenza necessari per le analisi FEM e differenziati tra massa rocciosa indisturbata e zone superficiali deteriorate sono riportati nella tabella 9.1. Tali parametri, derivanti dalla caratterizzazione geomeccanica dei materiali rocciosi e dagli indici di classificazione, in particolare il GSI (capitoli 6 e 7), sono specifici del criterio di resistenza generalizzato di Hoek-Brown (HB) e del criterio di Mohr-Coulomb (MC). Si osserva che la coesione c e l angolo d attrito di MC, sotto riportati, sono ottenuti dalla relazione esistente tra i due criteri e che i loro valori dipendono dal livello assunto per la sollecitazione 3 di confinamento. Tabella 9.1: parametri meccanici attribuiti alla massa rocciosa per la modellazione FEM, in accordo alle due differenti formazioni calcaree (CM e CF+CR) e al grado di disturbo D attribuito alle fasce parietali di roccia deteriorata. Litotipo m.r. g m K 0 s ci m i GSI D m b s a s t s c s cm s 3max f c f inst c inst E m n m (-) (MN/m 3 ) (-) (MPa) (-) (-) (-) (-) (-) (-) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) ( ) (MPa) ( ) (MPa) (MPa) (-) CF+CR indisturb. 0,027 0, ,73 0, ,502-0,790 22,83 48,88 2,00 59,4 2,89 52,6 4, ,40 CF+CR med. disturb. 0,027 0, ,5 2,40 0, ,502-0,539 15,10 38,46 2,00 57,0 2,12 49,9 3, ,30 CF+CR elev. disturb. 0,027 0, ,00 0, ,502-0,379 8,13 24,41 2,00 50,8 1,43 43,1 2, ,30 CM indisturb. 0,027 0, ,93 0, ,502-0,503 11,41 21,99 2,00 53,5 1,80 46,0 3, ,30 CM med. disturb. 0,027 0, ,5 1,89 0, ,502-0,343 7,55 17,22 2,00 50,6 1,36 42,8 2, ,30 CM elev. disturb. 0,027 0, ,78 0, ,502-0,241 4,06 10,90 2,00 43,6 0,94 35,6 1, ,30 La forza che si ritiene agisca nel pendio nella configurazione naturale (pre-scavo o fase di analisi 1) è data dal solo peso proprio, ad idealizzare uno stato di sforzo di origine puramente gravitazionale, con rapporto K tra le componenti orizzontale e verticale nella condizione di deformazione trasversale impedita. Lo scavo della parete (fase 2) corrisponde pertanto alla rimozione dello stato di sollecitazione su di essa agente nella condizione iniziale. Si osserva che l ipotesi di sollecitazione esclusivamente gravitativa può -in assenza di osservazioni sperimentali specifiche- essere sostenuta dal particolare assetto strutturale del sito, ubicato 161