FrigoLorenzo_1

RINFORZO E ADEGUAMENTO DI ARGINI FLUVIALI: UN CASO DI STUDIO

Sabatino Cuomo1, Lorenzo Frigo2, Marco Modesto Manzo1 1 Dipartimento di Ingegneria Civile Universit di Salerno, 2 Geosintex srl

[email protected], [email protected],

Sommario

La presente nota verte sullanalisi geotecnica di un argine fluviale, sede di un fenomeno di dissesto durante un recente evento di piena e successivamente rinforzato attraverso luso di materiali granulari e geosintetici di cui vengono valutati gli effetti benefici rispetto alle condizioni di stabilit dellargine.

1. Introduzione

Gli argini fluviali si caratterizzano spesso per la elevata variabilit della stratigrafia e delle propriet meccaniche dei terreni, per le condizioni di parziale saturazione nonch per le condizioni idrauliche al contorno fortemente variabili nello spazio e nel tempo, soprattutto durante un evento di piena. In particolare, la condizione di parziale saturazione dei terreni determina una diminuzione della permeabilit del terreno allaumentare della suzione, definita come differenza tra la pressione dellaria (ua) e la pressione dellacqua di porosit (uw). Ne consegue che, allinterno di un argine interamente sommerso (o quasi) per effetto di una piena, possano localmente svilupparsi elevati valori del gradiente idraulico e/o della pressione neutra, con un drastico peggioramento delle condizioni di stabilit dellargine nel tempo. A tal riguardo utile osservare che le potenziali superfici di scorrimento - cui corrisponde un coefficiente di sicurezza prossimo allunit - sono anchesse variabili nel tempo per profondit e geometria, e ne consegue che la determinazione dei volumi di terreno potenzialmente instabili richieda sempre una analisi geomeccnica particolarmente accurata. Nella presente comunicazione si propone lanalisi di un argine fluviale (Cuomo et al., 2014), sede di un fenomeno di dissesto occorso durante un recente evento di piena, che, successivamente, stato rinforzato attraverso luso di materiali granulari e geosintetici tali da consentire allargine di sopportare una piena analoga a quella risultata critica prima dellintervento di adeguamento e rinforzo.

2. Caso di studio

La nota riguarda un tratto di argine del fiume Tevere caratterizzato da una altezza di circa 10 m, con inclinazione del pendio pari a circa 30 e costituito da sabbie limose ovvero limi sabbiosi disposti in strati di spessore variabile tra 2 e 5 m. In figura 1a si riporta il profilo longitudinale del tratto di argine in oggetto che, per una lunghezza circa pari a 250 m, stato sede di fenomeni di dissesto in occasione della piena del 14 - 15 Novembre 2012. Prima del dissesto la stratigrafia dellargine risultava cos costituita, se descritto dallalto verso il basso: sabbia rimaneggiata con detrito (strato A), sabbia limosa (strato B), sabbia con limo (strato C), argilla con limo (strato D). In occasione della suddetta piena, nella zona di interesse il livello idrico del Tevere salito in circa 60 ore da un valore ordinario pari a 8.52 m s.l.m sino ad un livello massimo pari a 16.20 m s.l.m. (Modimar s.r.l., pers. comm.). Tale livello si mantenuto costante per circa 24 ore per poi ritornare al valore ordinario in sole 12 ore. Tale sequenza temporale risultata critica per largine che ha subito un fenomeno di instabilit con superficie di scorrimento, localizzata a circa 4 m di profondit e lunga 15 m, che ha interessato gli strati di terreno A e B (Fig. 1a).

Incontro Annuale dei Ricercatori di Geotecnica 2014 - IARG 2014 Chieti e Pescara, 14-15-16 luglio

Sabatino Cuomo, Lorenzo Frigo e Marco Modesto Manzo

A seguito del dissesto, largine stato risagomato nella sua porzione pi superficiale utilizzando materiali granulari (R in figura 1) e sei file di geogriglie con spaziatura verticale pari a 0.8 m e sono state anche installate 2 file di Filter Unit (FU) da 4 tonnellate (Kubota et al., 2007) che consistono in sacchi a doppia rete con maglie di apertura 25 mm, realizzati in materiale polimerico (Poliammide o Poliestere), riempiti con pietrisco, ciottoli o ghiaie aventi diametro compreso tra 50 e 200 mm, come schematicamente riportato in figura 1b. I FU poggiano su uno strato di calcestruzzo magro. Dopo lesecuzione dei lavori, precisamente nei giorni 1-2 febbraio 2014, si verificata una piena con livello massimo simile a quello registrato nel novembre 2012 e, in questa occasione, non si verificato alcun dissesto n si sono registrati rilevanti deformazioni dellargine o fenomeni di erosione superficiale. Nella presente nota si analizzer il ruolo delle condizioni di parziale saturazione rispetto ad una rapida modifica delle condizioni idrauliche al contorno, nonch il ruolo delle cartteristiche dei materiali utilizzati per la risagomatura e per il rifonzo dellargine. Tale analisi si baser sulle risultanze di una campagna di indagini condotta attraverso indagini convenzionali in sito e di laboratorio ed in particolare si far riferimento ai dati derivati da 5 sondaggi spinti ad una profondit di 24 - 30 m, alle propriet fisiche e ai parametri di resistenza dei terreni determinati in condizioni di totale saturazione.

Figura 1. Sezione dellargine: a) prima della piena del 14-15 Novembre 2012, b) dopo i lavori di rinforzo.

3. Modellazione geomeccanica

3.1 Metodi e analisi condotte La risposta dellargine in relazione alle condizioni idrauliche imposte al contorno da eventi di piena fluviale stata esaminata attraverso una analisi disaccoppiata delle pressioni neutre e delle condizioni di stabilit dellargine. Tale approccio considera che le variazioni delle pressioni neutre modificano il coefficiente di sicurezza del pendio mentre leffetto opposto viene trascurato, ipotesi questa accettabile per terreni non collassabili, che non sono suscettibili a liquefazione statica ovvero ad analoghi fenomeni di post-rottura (Cascini et al., 2013). Lanalisi delle pressioni neutre in regime transitorio ed in condizioni di totale/parziale saturazione stata condotta attraverso la risoluzione dellequazione di Richards (1931), Eq. 1:

thm

yhk

yxhk

x wwyx

J2 (1)

in cui h la quota piezometrica, kx e ky sono i coefficienti di permeabilit nelle due direzioni x e y, Jw il peso specifico dellacqua, t il tempo, mw2 il coefficiente di variazione del contenuto dacqua in volume (T) rispetto alla suzione. stato utilizzato un codice di calcolo commerciale agli elementi finiti SEEP/W (Geoslope, 2005), schematizzando largine attraverso una maglia non strutturata (Fig. 2) di elementi triangolari, 2328 per largine originario e 2017 per quello rinforzato, con dimensione media pari a 1 m e con zone di maggior affinamento (0.2 m) laddove necessario per peculiarit geometriche e/o stratigrafiche. Le condizioni al contorno assegnate al piano campagna corrispondono, per ciascun punto, ad una quota

+5.60

-0.20

A

C

D

+15.82

+8.52

+5.90

+16.20

0 5m 10m

B slip surface

+5.60

-0.20

Concrete

+15.82

+8.52

+5.90

+16.20

0 5m 10m

A

C

D

B

Filling material

Filter Unit (h=0.6m)30

b)a)



piezometrica pari al livello del fiume Tevere h(t) durante levento di piena, con la prescrizione di contorno impermabile nei punti in cui la quota raggiunta dal fiume fosse pi bassa della quota geometrica (z) dei punti stessi, cio h(t) < z. Il contorno laterale ed inferiore del dominio di calcolo sono stati assunti impermeabili. Come condizione iniziale stata imposta una condizione idrostatica delle pressioni neutre con falda corrispondente al livello medio del fiume. Al di sopra della linea piezometrica, in ragione della granulometria dei terreni presenti a quelle quote (A e B), stata considerata la presenza di una frangia capillare di 2 ovvero 4 m, al di sopra della quale stato assunto un profilo di suzione costante con valore pari, corrispondentemente, a 20 ovvero 40 kPa. Da queste ipotesi ne conseguita una porzione superficiale del pendio, di spessore compreso tra 3 e 5 m, inizialmente in condizioni di parziale saturazione. Utilizzando le suddette pressioni neutre si sono valutate le condizioni di stabilit dellargine con i metodi dellequilibrio limite di Morgenstern and Price (1965) e Janbu (1954), (Cuomo et., al 2013a,b).

Figura 2. Discretizzazione spaziale per lanalisi delle pressioni neutre: argine originario (a) e rinforzato (b).

3.2 Caratterizzzione meccanica dei materiali Per caratterizzare i terreni presenti rispetto alle variazioni delle pressioni neutre sono state derivate le curve caratteristiche: la curva di ritenzione che lega il contenuto dacqua in volume (T) alla suzione e la curva di permeabilit (k) anchessa funzione della suzione. Non disponendo di misure sperimentali dirette, si provveduto a ricavare le curve caratteristiche in modo indiretto facendo riferimento a risultati di prove convenzionali di laboratorio ed alle procedure proposte da Kovacs (1981) e Aubertin et al. (2003) che, partendo dalla curva granulometrica e dalla porosit del terreno in condizioni di totale saturazione, consentono di stimare la curva di ritenzione. Questultima unitamente al valore di permeablit in condizioni sature stata utilizzata per stimare la curva di permeabilit attraverso la procedura di Fredlund and Xing (1994). Le curve cos ottenute per i terreni A-B-C-D sono in Fig. 2. Per il materiale granulare (R) la curva di ritenzione stata selezionata dalla letteratua facendo riferimento a sabbie fini (Fig. 2) mentre la curva di permeabilit stata stimata tramite la procedura di

Figura 2. Curve di ritenzione (a) e curve di permeabilit (b) utilizzate per lanalisi delle pressioni neutre.

16.2 m a.s.l.

8.52 m a.s.l.

0 m a.s.l.

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

16.2 m a.s.l.

8.52 m a.s.l.

0 m a.s.l.

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

-100 -80 -60 -40 -20 0

Con

tenu

to d

'acqu

a vo

lum

etric

o (-

)

Pressione neutra (kPa)

A,B,CDR

a)1.0E-10

1.0E-08

1.0E-06

1.0E-04

1.0E-02

-100 -80 -60 -40 -20 0

Perm

eabi

lit

(m/s

)

Pressioni neutre (kPa)

A,BCDRFilter UnitCalcestruzzo

b)

b)a)



Fredlund and Xing (1994), assumendo un coefficiente di permeabilit satura pari a 110-3 m/s (Fig. 2). Le propriet fisico-meccaniche sono state desunte dalle indagini in sito e di laboratorio disponibili ed risultato che gli strati di terreno costituenti largine nella sua configurazione originale hanno peso dellunit di volume in condizioni di totale saturazione (Jsat) pari a 16 - 18 kN/m3, considerato per semplicit costante sia al di sopra che al di sotto della linea piezometrica, coesione efficace (c) pari a 3 - 45 kPa e angolo di attrito compreso tra 21 e 39, come dettagliato in Tab. 1. Per tenere conto delle condizioni di parziale saturazione si utilizzato il criterio di resistenza di Fredlund et al. (1978): bwaa tguutguc IMVW '' (2) con Ib che rappresenta lincremento della resistenza al taglio dovuta alla suzione e che stato assunto pari a 1/3 dellangolo di attrito nel caso dei terreni A and B, mentre stato considerato nullo per il materiale di riempimento (R), Tab. 1. I cosiddetti Filter Units (FU), sono stati caratterizzati con un peso dellunit di volume pari a 17.75 kN/m3 (FU Ecogreen 4T), angolo di attrito pari a 40, in ragione della presenza di ciottoli e ghiaia al loro interno, un angolo Ib pari a 20 e con un valore di coesione, garantito dalla presenza della doppia rete esterna in poliestere riciclato, che posibile stimare in circa 50 kPa secondo quanto riportato da Hausmann (1990). A tal rigurdo, si evidenzia che si tenuto conto del possibile danneggiamento in fase di installazione della rete riducendo la resistenza di un fattore pari a 1.2. Le reti del Filter Unit sono state caratterizzate con una resistenza a trazione pari a 28 kN/m, resistenza allo sfilamento dipendente dallo spessore di terreno di copertura e angolo di attrito pari a 0.9 volte quello dei terreni a contatto con le georeti e, infine, si trascurato il creep delle georeti in quanto la condizione di carico pi gravosa corrisponde alle fasi di installazione, Tab. 1.

Tabella 1. Propriet fisico-meccaniche dei materiali.

Jsat (N/m3) wn (%) Sr (%) N Tsat ksat (m/s) c' (kPa) ' () b () A 17 - - 0.470 0.470 510-6 3 26 8B 17 - - 0.470 0.470 510-6 3 26 8C 17 - - 0.470 0.470 110-5 3 26 -D 18 34.5 95.4 0.438 0.438 110-6 45 21 -Materiale di riempimento (R) 16 - - - 0.350 110-3 0 39 0 - 13Filter Unit (FU) 17.75 - - - 0.467 3.510-3 50 40 -Calcestruzzo magro 22 - - - 0.5 110-4 0 40 -

4. Risultati e discussione

La risposta dellargine rappresentata nella figura 3 che mostra, con linee tratteggiate e per intervalli di 6 ore, la configurazione geometrica della linea piezometrica durante levento di piena in esame. Risulta piuttosto evidente che linnalzamento del livello del fiume rapido in relazione alla permeabilit dei terreni originariamente presenti e ne consegue che la configurazione della linea piezometrica mantenuta orizzontale (o quasi) solo per le prime 12 ore, dopo di che si verifica un forte incurvamento della stessa. Tale risposta dellargine legata sia alla geometria/stratigrafia e sia alle condizioni di parziale saturazione che determinano un basso valore iniziale della permeabilit dei terreni. Complessivamente, durante la piena, negli strati pi superficiali dellargine si generano elevati vaori del gradiente idraulico ed elevate pressioni neutre. Anche la discesa del livello del fiume relativamente rapida e determina una differenza di quota tra il livello del fiume e la linea piezometrica in corrispondenza del fronte dellargine. Il fattore di sicurezza (FS) dellargine risulta pari a 1.347 ovvero 1.376, in dipendenza della altezza di risalita capillare considerata (2 o 4 m), e diminuisce sensibilmente durante la fase di ritiro della piena fino al raggiungimento delle condizioni di equiibrio limite dopo 85 ore (Fig. 4). utile osservare che



la condizione iniziale non gioca alcun ruolo sul tempo di attingimento dellinstabilit che, viceversa, legata allincremento di resistenza in condizioni di parziale saturazione (Ib). Considernado le propriet meccaniche di Tab. 1, si ottengono superfici di scorrimento profonde 4-5 m e con tempi di rottura pari a t=85-93 ore, che sono in accordo con le evidenze in sito (Fig. 4). Per largine rinforzato si simula una pi ridotta riduzione del coefficiente di sicurezza che non causa per dissesti, come effettivamente osservato in sito. La risposta dellargine, dunque, assai diversa poich la linea piezometrica, nel materiale di riempimento (R), si adegua piuttosto bene e subito al livello del fiume sia in fase di salita che di discesa (Fig. 3). Tali differenze rispetto alla configurazione originale possono attribuirsi alla risagomatura del pendio, alla parziale sostituzione dei terreni pi superficiali ed alla posa in opera dei Filter Unit che funzionano da dreno alla base dellargine. Al fine di confrontare le prestazioni dellargine in esame, nella sua configurazione originaria ed valle dellinterevento di rinforzo, si ripota in figura 5 landamento del coefficiente di sicurezza (FS) nel tempo. interessante osservare che lintervento di rinforzo modifica limitamente le condizioni di stabilit dellargine nelle condizioni idrostratiche corrispondenti al livello medio fiume. Di fatto, la posa in opera del materiale granulare e delle geogriglie controbilancia gli effetti negativi derivanti dalla parziale rimozione del piede del pendio operata nellambito della risagomatura. Significative sono, invece, le differenze che si riscontrano durante levento di piena, in quanto largine rinforzato non diventa sede di elevate pressioni neutre negli strati pi superficiali, i geosintetici garantiscono un

Figura 3. Evoluzione nel tempo della linea piezometrica per largine originario (a sinistra) e quello rinforzato

(a destra) per effetto delle condizioni al contorno registrate durante la piena del 14-15 Novembre 2012.

Figura 4. Superficie di scorrimento critica per largine (a) originario e (b) rinforzato (Cuomo et al., 2014).

t = 0 - 84 hours

16.2 m s.l.m.

8.52 m s.l.m.

0 m s.l.m.

0 48

54

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

16.2 m s.l.m.

8.52 m s.l.m.

t = 0 - 84 hours

0 m s.l.m.

0 48

54

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

t = 84 - 120 hours

16.2 m s.l.m.

8.52 m s.l.m.

0 m s.l.m.

90

96 120

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

16.2 m s.l.m.

8.52 m s.l.m.

t = 84 - 120 hours

0 m s.l.m.

90 96

120

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

Original Leevet=85 hours (FS=0.857)

16.2 m a.s.l.15.2 m a.s.l.

0 m a.s.l.

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25

14.4 m a.s.l.16.2 m a.s.l.

Reinforced Leevet=46 hours (FS=1.175)

0 m a.s.l.

x (m)0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

y (m

)

0

5

10

15

20

25 b)a)



Figura 5. Fattore di sicurezza dellargine in varie ipotesi di calcolo (Cuomo et al., 2014).

adeguato coefficiente di sicurezza su superfici di scorrimento poco profonde ed i Filter Unit ostacolano la formazione di superfici passanti per il piede del pendio. Ne consegue che le superfici di scorrimento critiche diventano non planari e pi profonde rispetto alla configurazione originaria (Fig. 4). Tra laltro, si evidenzia pure il ruolo importante che la permeabilit del materiale granulare riveste per le condizioni di stabilit dellargine (Fig. 5), a fronte di pi modeste modifiche che possono attribuirsi alla permeabilit dei Filter Unit.

Ringraziamenti

Gli autori ringraziano Modimar s.r.l., Gruppo Nori s.r.l., e Geosintex s.r.l. che, secondo i propri ruoli e responsabilit, hanno fornito i dati e le informazioni di progetto dellargine rinforzato in esame.

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0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0 20 40 60 80 100 120

FS (-

)

t (h)

Original levee, hcap=4mOriginal levee, hcap=2mReinforced levee, hcap=4m, fib=0 (fill mat)Reinforced levee, hcap=4m, fib=13 (fill mat)

flood - rising level constant constantdraw-down

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0 20 40 60 80 100 120

FS (-

)

t (h)

Adopted solution (Table 1)Different Filling Material (k=1e-4 m/s)Different Filter Unit (k=3.5e-4 m/s)

Reinforced levee

flood - rising level constant constantdraw-down

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