6.5 Fenomeno di piping in fondazione arginale
6.5.1 Modelli di Bligh e Lane
Analogamente alla sezione trasversale del fiume Frassine, non si conosce con esattezza il percorso di filtrazione nella fondazione arginale. Per una prima valutazione del problema si può ipotizzare che il percorso di filtrazione coincida con la base del rilevato arginale. Relativamente alla sezione tipo del fiume Brenta si assume quindi una lunghezza del percorso pari a 80 m.
Nelle formule di Bligh e Lane è presente il fattore di scorrimento Ccreep, che assume valori diversi a seconda dell’autore [Tab. 1.1]. Tali valori sono scelti sulla base del tipo di terreno e della granulometria degli strati vulnerabili a fenomeni di erosione interna. Nel caso oggetto di studio, lo strato di maggior rilevanza è costituito di sabbia media; è stato quindi scelto un fattore di Creep pari a 12 secondo il criterio di Bligh, e pari a 5 seguendo l’approccio proposto da Lane.
Dall’analisi effettuata secondo i due metodi, la verifica della sezione arginale non risulta soddisfatta oltre la quota idrica in alveo pari 10,70 m. In corrispondenza alla massima quota idrica stimata durante l’evento del 1966 si ottiene un valore del gradiente medio pari a 0,1, leggermente superiore al valore di tolleranza ricavabile dalle formule di Bligh. Il criterio di Bligh risulta quindi verificato per gli eventi di piena ordinari.
A risultati analoghi conduce anche lo studio effettuato secondo la teoria di Lane.
Tali risultati devono essere valutati tenendo in considerazione le semplificazioni introdotte da questi metodi, che considerano la tipologia del terreno di fondazione solo mediante un valore rappresentativo della granulometria del terreno.
I valori del gradiente critico medio ottenibili dalle formule sono piuttosto bassi e indicano il carattere cautelativo di questi approcci. Appare quindi ragionevole utilizzare tali metodi per una prima stima della vulnerabilità della sezione arginale al fenomeno di piping. Ulteriori considerazioni andranno poi effettuate caso per caso, per stabilire il grado di vulnerabilità accettabile per una data sezione arginale.
6.5.2 Modello di Sellmeijer
La sezione è stata poi valutata secondo il metodo studiato da Sellmeijer e ampiamente applicato nei Paesi Bassi. Per la trattazione teorica si rimanda al paragrafo 1.5, mentre l’applicazione del metodo ad una sezione tipo del fiume Frassine è illustrata al paragrafo 5.7.3.
In Tab. 6.7 sono forniti i valori dei parametri inseriti nelle equazioni (1.9) - (1.13).
Con questi dati, nel caso in analisi si ottiene un valore del dislivello critico agente sul rilevato arginale pari a ΔHc = 23,37 m. Applicando un coefficiente di sicurezza pari a 1,2 si ottiene ΔHc = 19,47 m. Tale valore critico è superiore al dislivello che si verifica in corrispondenza al livello di piena (ΔH=8,34 m), ed è maggiore anche del valore ΔH-0,3D = 7,95 m. La verifica con il metodo di
γ’p [kN/m3] 16 θ [°] 39 dsand [m] 7,20 d70 [μm] 450 D [m] 1,30 L [m] 80 K [m/s] 6,4·10-5 ν [m2/s] 1,33·10-6 η - 0,25 κ [m2] 2,22·10-13
Tab. 6.7: Valori dei parametri geotecnici introdotti nel modello di Sellmeijer
I valori dei parametri introdotti nella formula sono dei valori di progetto, che non possono descrivere la naturale variabilità e il grado di incertezza intrinseco ad un parametro geotecnico. Per questo motivo sono state condotte un’analisi di sensitività e una di tipo statistico.
Analisi di sensitività
Nell’analisi di sensitività sono stati fatti variare alcuni parametri geotecnici in un range di valori possibili, per valutare la loro influenza sui risultati forniti dal metodo di Sellmeijer. Nello specifico i parametri geotecnici considerati sono: un parametro che rappresenta la granulometria del materiale (d70), il coefficiente di permeabilità (K) e lo spessore dello strato vulnerabile al fenomeno di piping (dsand).
I risultati sono espressi nei seguenti grafici in termini di gradiente critico medio. Tale gradiente è ottenuto mediante l’applicazione della formula di Sellmeijer. Si può osservare che le variabilità del coefficiente di permeabilità e del d70 influenzano notevolmente i risultati. Tali parametri andrebbero quindi valutati con un maggiore grado di precisione.
Fig. 6.17: Analisi di sensitività. Variazione del d70
Fig. 6.18: Analisi di sensitività. Variazione del coefficiente di permeabilità K
Fig. 6.19: analisi di sensitività. Variazione dello spessore dello strato più vulnerabile al meccanismo di piping (dsand)
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0 20 40 60 80 100 ΔHcrit/L L [m] d70 =0,5 mm d70 = 0,45 mm d70 = 0,3 mm d70 = 0,2 mm 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0 50 100 ΔHcrit/L L [m] K =6,4*10^-4 m/s K=6,4*10^-5 m/s K = 6,4*10^-6 m/s 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0 20 40 60 80 100 ΔHcrit/L L [m] d(sand) = 5 m d(sand) = 7,2 m d(sand) = 10 m d(sand) = 15 m d(sand) = 20 m
Dal confronto con i criteri di Bligh e Lane si può osservare un valore più alto del gradiente critico medio fornito dal modello di Sellmeijer. Tale risultato conferma il minor grado di cautela attribuito a quest’ultimo metodo, che accetta la formazione di fontanazzi purché il fenomeno erosivo sia di modesta entità.
Fig. 6.20: Confronto fra i valori del gradiente critico medio ottenuti da Bligh, Lane e Sellmeijer
6.6 Analisi di affidabilità
Data l’incertezza che sussiste nella determinazione dei parametri geotecnici recenti studi suggeriscono di adottare un approccio di tipo statistico. Come nel caso del fiume Frassine (par. 5.8) i parametri inseriti nella formula di Sellmeijer sono stati definiti mediante curve di distribuzione di probabilità. Nella Tab. 6.8 sono indicati per ciascun parametro il valore medio, la deviazione standard e la tipologia di funzione di distribuzione di probabilità adottata.
L’analisi è stata condotta mediante simulazione Monte Carlo. Gli output forniti dal programma sono la funzione di distribuzione cumulativa del dislivello critico ΔHc e la funzione di resistenza limite .
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0 20 40 60 80 100 H/L L [m] Bligh Lane Sellmeijer
Descrizione Variabile Unità di misura Media μ Dev. St. σ P.D.F. Peso specifico immerso delle particelle di sabbia kN/m 3 16 0,05 Norm. Angolo di riposo
della sabbia θ deg 39 - Det.
Diametro di riferimento della
sabbia μm
450
(oss.) 0,1μ norm. Log-Spessore strato
di sabbia m (oss.) 7,20 0,1μ Norm.
Permeabilità strato di sabbia K m/s 6,4*10 -5 (oss.) 0,1μ Log-norm. Spessore strato poco
permeabile D m (oss.) 1,30 0,15μ norm. Log-Lunghezza del
percorso di erosione L m 80 0,11μ norm.
Log-Fattore di incertezza
del modello mp - 1 0,12 norm.
Log-Tab. 6.8: parametri geotecnici del terreno definiti in modo stocastico: valore medio, deviazione standard, tipo di distribuzione di probabilità. Dove possibile, sono stati utilizzati
valori forniti da indagini sperimentali (oss.).
La simulazione, condotta utilizzando i parametri forniti dalla Tab. 6.8 ed eseguendo 104 iterazioni, fornisce un valore della probabilità di superamento della funzione di resistenza limite pari a Pf = 4,9·10-3.
In Fig. 6.21 è illustrato l’andamento della probabilità di rottura durante la fase di crescita dell’evento di piena ipotizzato in Tab. 6.4. la probabilità di superamento della funzione di resistenza limite è bassa per modesti valori della quota idrica del corso d’acqua, ma cresce in prossimità di valori vicini alla quota di massima piena.
Fig. 6.21: Andamento della probabilità di rottura arginale per le quote idriche più elevate Ulteriori indagini sono auspicabili per definire con maggiore precisione i valori dei parametri geotecnici, in questo modo la probabilità di rottura potrebbe ridursi.