sessione 2.3 - Ogs

GNGTS 2009
sessione 2.3
Rischio sismico
Convenor: S. Grimaz e A. Masi

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
VARIABILITÀ DEL MOTO: CONFRONTO FRA STIME EMPIRICHE E TEORICHE
G. Ameri 1 , G. Cultrera 2 , A. Herrero 2 , F. Pacor 1
1 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Milano
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Roma
La predizione del moto del suolo, per un dato sito ed un dato evento, è un elemento chiave nell’analisi
di pericolosità sismica. Generalmente il moto sismico è stimato attraverso equazioni empiriche
(Ground Motion Prediction Equations) calibrate selezionando data set di dati strong-motion.
Questi modelli predicono i parametri strong-motion attraverso equazioni dipendenti da una serie di
variabili che, nei modelli più semplici, corrispondono a magnitudo, distanza e classe di sito. Anche
quando si utilizzano parametrizzazioni più complesse, ad esempio introducendo informazioni sullo
meccanismo di faglia o sullo spessore dei sedimenti e la Vs30 (ad esempio Abrahamson et al.,
2008), queste relazioni empiriche non sono in grado di descrivere l’intera complessità del fenomeno
e il data set di partenza viene descritto in termini di predizioni medie e relativa incertezza. La
misura di tale dispersione si valuta attraverso la varianza dei residui, che sarà composta da una componente
aleatoria (dovuta alla natura stocastica dei processi) e da una epistemica (associata alla
mancanza di conoscenze sui dati e sui modelli).
Il moto del suolo può essere predetto anche attraverso le simulazioni numeriche basate su
modelli sismologici teorici che, se da una parte sono in grado di rappresentare effetti complessi,
quali fenomeni di direttività dovuti alle dimensioni finite della sorgente, dall’altra necessitano la
definizione di molti parametri di descriventi la propagazione delle onde e la sorgente sismica che
spesso sono noti con un notevole grado di incertezza.
Al fine di valutare la variabilità del moto ottenuto dai modelli sismologici, in questo lavoro è
stata raccolta una casistica di studi di scenario (si veda Ameri et al., 2008; Emolo et al. 2008; Ansal
et al., 2008; Cultrera et al., 2009a; 2009b; Ameri et al., 2009), da cui vengono estratti alcune misure
d’intensità del moto (quali il picco di accelerazione, di velocità e le ordinate spettrali) e messi a
confronto con le predizioni empiriche.
La variabilità ottenuta dalle simulazioni risulta, in generale, dello stesso ordine se non superiore
a quella dei modelli empirici. L’origine della elevata variabilità delle simulazioni potrebbe essere
imputata all’utilizzo di modelli approssimati e ad una campionatura non realistica dello spazio
dei parametri del modello. Viceversa, sia i dati osservati durante eventi recenti che nuovi studi (ad
esempio, Strasser and Bommer, 2009) suggeriscono che la variabilità del moto osservato potrebbe
in realtà essere sensibilmente maggiore di quando compreso dalla varianza dei modelli empirici.
Bibliografia
Abrahamson N., Atkinson G., Boore D., Bozorgnia Y., Campbell K., Chiou B., Idriss I. M., Silva W. and Youngs R.; 2008:
Comparisons of the NGA Ground-Motion Relations. Earthquake Spectra, 24, 1, 45–66.
Ameri G., Pacor F., Cultrera G. and Franceschina G.; 2008: Deterministic Ground-Motion scenarios for engineering applications:
The case of Thessaloniki, Greece. Bull. Seism. Soc. of Am., 98, 3, 1289–1303.
Ameri G., Gallovi F., Pacor F. and Emolo A.; 2009: Uncertainties in strong ground-motion prediction with finite-fault synthetic
seismograms: an application to the 1984 M 5.7 Gubbio, central Italy, earthquake, Bulletin of Seismological Society of
America, 99, 3, 647–663.
Ansal A., Akinci A., Cultrera G., Erdik M., Pessina V., Tonuk G. and Ameri G.; 2008: Loss estimation in Istanbul based on
deterministic earthquake scenarios of the Marmara Sea region (Turkey). Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 29, 699-
709.
Cultrera G., Pacor F., Franceschina, G., Emolo A. and Cocco M.; 2009a: Directivity effects for moderate-magnitude earthquakes
(Mw 5.6–6.0) during the 2 1997 Umbria–Marche sequence, central Italy. Tectonophysics, in press.
doi:10.1016/j.tecto.2008.09.022
Cultrera G., Cirella A., Spagnuolo E., Herrero A.,Tinti E. and Pacor F.; 2009b: Variability of kinematic source parameters and its
implication on the choice of the design scenario. Bull. Seism. Soc. of Am., submitted February 2009.
Emolo A., Cultrera G., Franceschina G., Pacor F., Convertito V., Cocco M. and Zollo A.; 2008: Ground motion scenarios for the
1997 Colfiorito, Central Italy, earthquake. Annals of Geoph., 51, 2/3, 509-525.
Strasser F.O., and Bommer J.J.; 2009: Large-amplitude ground-motion recordings and their interpretations, Soil Dynamics and
Earthquake Engineering, 29, 1305–1329.
429

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
INDIVIDUATION OF VUNERABILITY PARAMETERS
BY PASSIVE TREMOR MEASUREMENTS
F. Barazza, S. Grimaz, P. Malisan
Dipartimento di Georisorse e Territorio, Università degli Studi di Udine
Observations on the effects of various earthquakes in the world have shown that the presence
of synchronization between the natural frequencies of the ground and the structure, and presence of
torsional modes can increase the damage during an earthquake. So, even buildings designed according
to the latest seismic standard may be called to respond in a more severe way if these effects
occur. To investigate this phenomena, the passive tremor measurements on the ground and on
buildings would be useful. Combined the measure with a FEM modeling information about the
material used to built the structure could be inferred.
Obviously, the simple passive tremor measurement not allowed high accuracy in the forecasting
of seismic behavior. In fact, due to non-linear effects, the behavior of a structure (or a soil) could
be different under an earthquake than a small tremor. The big displacement imposed by a seismic
action cause a reduction of the stiffness of the materials and then a correspond reduction of the natural
frequencies computed in an elastic hypothesis. Anyway if a synchronization ground-structure
in elastic phase exists, then, probably, this condition will persist in a plastic phase too. On contrary,
Fig. 1 - Plan of ground floor and first floor of the school of Corno di Rosazzo (UD), and positioning of the measurements
point.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - SSR on P1 and
P2 position.
if the natural frequencies of soil and structure are significantly different, then probably they remain
different also during the seismic action, and the presence of torsional modes for small tremor, probably
lead to the presence of the same modes during the seismic action too. So, the tremor measurement
may allows to identify which are the buildings that most likely could suffer more damage due
to the phenomena described above.
Soil tremor measurement. In order to obtain a first
estimation of the first natural frequency of the site the
Horizontal to Vertical Spectral Ratio technique (HVSR)
has been used. The method, widely used and cited, is
really simple to use and have not negligible logistic
advantage. On the other hand, the use of HVSR technique
for assessing the amplification factor, instead, does
not so straightforward, even if a clear peak is an index of
presence of a impedence contrast.
A case study: primary school in Corno di Rosazzo.
A primary school in the Municipality of Corno di Rosazzo
(UD, N-E of Italy) has been subject to a site investigation
(to individuate the material, the geometry and so
on) and a survey of passive tremor measurement. The
school is a masonry buildings with two levels. The first
Fig. 3 - HVSR for the ground tremor
slab is built by concrete and the second one (the roof) is built by wood. Further, the school is connected
by a tunnel to another building. Fig. 1 shows the plans of the school, the position of the connection
with the other structure and the position of the points of measurement P0, P1 and P2. In
order to detect the presence of torsional modes, P1 and P2 are placed close to the centre of the structure
and one close to the outside structure respectively, just under the roof.
Instead P0 has been placed to the ground in proximity of the structure.
The examination of the standard ratio (SSR) between the spectra, P1 on P0 and P2 on P0 (Fig.
2), give useful information about the natural frequencies and eigen-shapes of the school. Fig. 2
shows that the lower natural frequencies of the building in P1 and P2 are about 5 Hz and 7.5 Hz
respectively, and that both eigen-shapes are directed belong the y axes. Hence, since the amplitude
of the peaks are different, the two frequencies are associated to a torsional modes.
The examination of the HVSR computed on P0 (Fig. 3) show a presence of a peak at about 20
Hz. This frequency is far from the natural frequency of the school, so there is not problem of synchronization
between ground and structure.
A FEM model has been implemented (Figs. 4 and 5 and Tab. 1) in order to:
• to verify the macro-behavior of the structure;
• to obtain an indirect assessment of mechanical characteristics of the material through a calibration
aimed to define the coincidence between natural frequencies derived from measures and modeling.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 - Schematization of the simple FEM
model of the school of Corno di Rosazzo
(UD) and rappresentation of the first and
second eigen-shapes associated to the frequencies
5 Hz and 7.1 Hz respectively (computed
by FEM model).
Possibly, a FEM modeling can confirm or improve how obtained by tremor measurement and in
some case the comparison between the measured natural frequencies and the FEM one may give
information about the material. In this case the FEM model (Fig. 4) has confirmed both, the natural
frequencies and the principal eigen-shapes (Tab. 1 and Fig. 5). The natural frequencies obtained
via FEM model strongly depends from the loads and overall from the elastic characteristic of the
material. Therefore it is possible to find for which type of material the FEM eigen-frequencies tend
to the measured one. In the examined case the best result is obtained with simper stone posed with
a good organization (see Tab. 3 for the elastic and mechanics characteristics).
Tab. 1 - Natural frequencies and natural periods from FEM modeling.
Tab. 2. Mechanical and elastic characteristic of masonry used in the FEM model.
The measured natural frequency can be compared also with the values obtained by empirical
relationship (i.e. Tab. 3). The empirical relationships are really fast to apply but obviously can give
values that are significantly different from the real one, particularly for not regular buildings (see
also Mucciarelli Tuberi, 2007, Mucciarelli et al., 2007).
Tab. 3. Example of empirical relationship to compute the principal periods of some types of structures.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Tab. 4 - Comparison between the natural periods computed by empiric relationships and the measured one
Conclusions. The contemporaneous passive tremor measurement on a buildings and on to the
ground can lead to useful indication on vulnerability of the structure, and in particular permit to
define the following instrumental vulnerability indicators:
• structure-ground synchronization
• presence of torsional modes
• effects of boundary conditions
In particular, the second one can lead useful information about the zones of major criticality.
Finally, a combination between passive instrumental measurements and FEM modeling can give
useful information about proprerty of materials of the structure analyzed.
Acknowledgements. This work was develop in the ASSESS project, financed by the Civil Defense Department
of Friuli Venezia Giulia Region (Italy).
References
Faccioli, E. Cauzzi, C., 2006. Macroseismic intensities for seismic scenarios, estimated from instrumentally based correlations, 1st
European Conference on Earthquake Engineering and Seismology, 3-8 September, Geneva, Switzerland.
Arai H, Tokimatsu K. Evaluation of local site effects based on microtremor H/V spectra. In: Proceedings of the second international
symposium on the effects of surface geology on seismic motion, Yokohama, Japan; 1998.
D.M. 16 Genuary 1996: Norme tecniche per le costruzioni in zone sismiche.
Konno K, Ohmachi T. Ground-motion characteristics estimated from spectral ratio between horizontal and vertical components of
microtremor. Bull Seismol Soc Am 1998;88:228–41.
Lachet C, Bard PY. Numerical and theoretical investigations on the possibilities and limitation of Nakamura’s technique. J Phys
Earth 1994;42(9):377–97.
Muciarelli M., Tiberi P., 2007. Scenari di pericolosità sismica della fascia costiera marchigiana. La micro zonazione sismica di
Senigallia. Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia. Protezione Civile Regione Marche.
Mucciarelli M. et al. Increasing Seismic Safety by Combining Engineering Technologies and Seismological Data. Springer. 2007
Nakamura Y. A method for dynamic characteristic estimation of subsurface using microtremor on the ground surface. Q Rep Railw
Tech Res Inst 1989;30(1):25–33.
Nakamura Y. Clear identification of fundamental idea of Nakamura’s technique and its application. In: Proceedings of the 12th
world conference of earthquake engineering; 2000.
NATO Project, Assessment of Seismic Site Amplification and Seismic Building Vulnerability in the FYR Macedonia, Croatia and
Slovenia. http://nato.gfz.hr/
D.M. 14 Genuary 2008: Norme tecniche per le costruzioni.
THE L’AQUILA 2009 EARTHQUAKE: AN APPLICATION
OF THE EUROPEAN MACROSEISMIC SCALE TO THE DAMAGE SURVEY
M.S. Barbano 1 , R. Azzaro 2 , R. Camassi 3 , I. Cecic 4 , S. D’Amico 2 , A. Mostaccio 2 , L. Scarfì 2 ,
A. Tertulliani 5 , T. Tuvè 2
1 Dipartimento di Scienze Geologiche, Università di Catania, Italy
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Catania, Italy
3 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Bologna, Italy
4 Agencija RS za Okolje, Ljubljana, Slovenia
5 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Roma, Italy
In April 2009 the Abruzzo region in Central Italy was hit by a strong earthquake (Ml 5.8, Mw
6.3) with epicentre near the town of L’Aquila. In the following days some members of the QUEST
team, the expert working group for macroseismic surveys, began a detailed inspection of the most
damaged areas with the aim to apply the European Macroseismic Scale (EMS, Grünthal, 1998) for
estimating the intensities. A field form, tested during many other campaigns, was used as a common
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 – Field form used during survey with percentage of damage observed in Onna.
base for collecting data (Fig. 1). At the end of the survey, that lasted for two months, about 100
localities were visited. In the investigation, attention has been devoted to establish building typology,
grade of damage and percentage of damaged buildings, that is all the basic information for evaluating
diagnostics of the EMS. A preliminary analysis of collected data has shown that the application
of the EMS allows to better discriminate the effects mainly for higher intensity values. On the
other hand, for intensity representing the damage threshold, the MCS scale tends to saturate, skipping
from grade V to VI. One of the reasons is that EMS takes into account the building vulnerability,
so that damage effects can be partitioned into different classes. The examples of Onna, Coppito
and L’Aquila are hereinafter briefly discussed, and EMS intensities compared with estimations
obtained by using MCS scales. Onna was almost completely destroyed (Fig. 1). The MCS scale
reports at grade IX, destruction and heavy damage in about half of buildings, while at grade X the
destruction of about 3/4 of the buildings. The intensity evaluated by Galli and Camassi (2009) is
IX-X MCS. In the EMS perspective, Onna is a village with 477 buildings, of which ca. 300 have
vulnerability class A, 150 class B and 30 are C/D types (Fig. 2).
The collected data do not match all the diagnostics expected for a given degree (Fig. 1). In the
field we observed 20% of buildings with vulnerability class B suffering damage of grade 5 while
buildings with vulnerability classes C and D are scarcely involved (10%), that is they suffer less
damage than expected at intensity IX. However, the overall percentage of damage fits the best with
intensity IX, discarding the occasional extreme cases. At Coppito the MCS intensity is VI-VII (Galli
and Camassi, 2009) since damage was moderate and not diffuse. By using the EMS approach, we
observed two buildings with vulnerability class A suffering damage of grade 4 (some collapse of
roofs), and many buildings with damage of grade 3. Buildings with vulnerability class B had damage
of grade 2, a few of grade 3 (partial collapse of chimneys and fall of tiles). A building of type
C with a big antenna onto the roof, suffered the partial collapse (Fig. 3). Few buildings with vulner-
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 – Onna, different building vulnerability classes: a) type A; b) type C; c) type D building. The type A house is
destroyed, the type C is slight damaged, the type D is undamaged.
ability class C or D showed damage of 2 grade. The overall observed effects are consistent with
intensity VII EMS. The case of L’Aquila is quite complex to analyse. The town has been ‘divided’
in different but homogeneous sectors for two reasons: i) different geotechnical conditions in contiguous
quarters and ii) different building typologies occurring in the historical centre - mainly
ancient buildings of vulnerability class A and B - with respect to the new districts (edifices with prevailingly
vulnerability classes C and D). As a consequence, the level of damage was quite different
Fig. 3 - Coppito. Different
damage in buildings
of vulnerability class C.
435

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 - a) Cansantessa
and b) Pettino. Different
damage of grade 3
in buildings of vulnerability
class C and D.
throughout the town. In the NW sector of the city, the new quarters of Cansantessa and Pettino (Fig.
4), the buildings of vulnerability class C and D suffered damage of grade 2 and 3. Just one among
the few buildings of class A - it is located along the main street - the roof collapsed. Estimated EMS
intensity is VII-VIII. In the southeastern suburbs of L’Aquila, Torretta and Gignano suffered less
damage on the whole (Fig. 5). Few buildings of vulnerability class C and D suffered damage of
grade 2. Few buildings of vulnerability class B suffered damage of grade 3. Estimated EMS intensity
is VII. Regarding the historical centre of l’Aquila, many buildings of vulnerability class A suffered
damage of grade 4, some damage of grade 5. Many buildings of vulnerability class B suffered
damage of grade 3, few damage of grade 4. The very few constructions of classes C and D were
Fig. 5 -. a) Gignano;
b) Torretta. Different
damage of grade 2 in
buildings of vulnerability
class C and D
and damage of grade
3 in one building of
type B.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
slightly damaged. We observed only a few partial collapses in the Casa dello studente, in other two
C buildings located near it and in buildings in via Campo di Fossa. We estimated the intensity VIII-
IX EMS, because much of the observed damage is of intensity VIII but some diagnostics are of
intensity IX. The lack of buildings with classes C and D does not allow to discriminate. This preliminary
evaluation for L’Aquila downtown, has been confirmed after the detailed analysis performed
by Tertulliani et al. (2009).
Acknowledgements. We are grateful to the other QUEST members who contributed with useful information.
References
Galli P., Camassi R. (eds.); 2009: Rapporto sugli effetti del terremoto aquilano del 6 aprile 2009, Rapporto congiunto DPC-INGV,
12 pp. Sito internet: http://portale.ingv.it/primo-piano/archivio-primo-piano/notizie-2009/terremoto-6-aprile/copy_of_lasequenza-sismica-dell-aquilano-aprile-2009/
Grünthal G. (ed.); 1998: European Macroseismic Scale 1998 (EMS-98). European Seismological Commission, subcommission on
Engineering Seismology, working Group Macroseismic Scales. Conseil de l’Europe, Cahiers du Centre Européen de
Géodynamique et de Séismologie, 15, Luxembourg, 99 pp.
Tertulliani A., Arcoraci L., Berardi M., Bernardini F., Camassi R., Castellano C., Del Mese S., Ercolani E., Graziani L., Leschiutta
I., Rossi A., Vecchi M. (2009) An application of EMS98 in a medium-sized city: the case of L’Aquila (Central Italy) after the
April 6, 2009 Mw 6.3 earthquake, submitted to Bull. Earthq. Eng.
VULNERABILITÀ DEL COSTRUITO ORDINARIO A DIVERSE SCALE TERRITORIALI:
IL CASO ABRUZZO
A. Bernardini 1 , S. Lagomarsino 2 , A. Mannella 3 , A. Martinelli 3 , L. Milano 3 , S. Parodi 2
1 DCT, Università degli Studi di Padova
2 DICAT, Università degli Studi di Genova
3 CNR-ITC, l’Aquila
In Italia le analisi di vulnerabilità del costruito, sono state storicamente sviluppate a partire da
inventari più o meno accurati descrittivi delle caratteristiche degli edifici, spesso definite in situazioni
di emergenza post-sismica al fine di registrare e classificare il danneggiamento fisico, anche
al fine di quantificare il danno economico e le risorse necessarie per la ricostruzione. Ad esempio
si possono citare le schede di rilievo dei singoli edifici prodotte dal GNDT (Gruppo Nazionale Difesa
Terremoti), e articolate in una scheda tipologica e di rilievo del danno (denominata di primo livello)
e schede specifiche (denominate di secondo livello) differenziate per tipologia strutturale (muratura
e c.a.), contenenti informazioni di maggior dettaglio, con parametri rilevati o stimati sia di tipo
qualitativo che quantitativo (parametri geometrici o meccanici). Ne sono scaturite metodologie differenziate
basate da un lato sul riconoscimento tipologico e sulla definizione di matrici di probabilità
di danno che riassumono l’evidenza statistica raccolta con le schede di rilievo (in particolare
applicate al rilievo dei danni dei terremoti del Friuli (1976) e dell’Irpinia (1980)), dall’altro sulla
definizione di indici di vulnerabilità dei singoli edifici definiti empiricamente anche sulla base di
valutazioni approssimate della loro resistenza sismica. La diversità delle definizioni di danno e delle
metodologie per prevederlo, hanno reso molto problematico il confronto dei risultati raggiunti ed
insoluta la stima della loro affidabilità, soprattutto quando le applicazioni hanno riguardato non edifici
isolati, ma complessi gruppi di edifici interagenti. Un certo progresso si è avuto negli anni ’90,
quando è stata pubblicata la scala macrosimica europea EMS98 (Grunthal 1998), prima come bozza
nel 1993 e in versione definitiva nel 1998. In Italia questo progresso si è concretato con la messa
a punto della scheda di rilevamento del danno AeDES , impiegata per la prima volta per il rilievo
degli edifici danneggiati nella regione Marche a seguito del terremoto del 1997 e definitivamente
pubblicata nel 2000. Esplicitamente il “Gruppo di lavoro” promosso dallo stesso GNDT e dal
Servizio Sismico Nazionale (SSN), licenziando la scheda AeDES, auspicava lo sviluppo di una nuova
generazione di schede multi-livello e di collegate metodologie tra loro coerenti, perché basate su
una definizione unificata dei gradi di danno (quelli definiti dalla EMS98), e con una lettura della
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
vulnerabilità progressivamente più dettagliata. L’intento era quindi la creazione di una struttura ad
albero delle informazioni descrittive dell’edificio ai diversi livelli, integralmente ripercorribile dal
livello superiore a quello inferiore più basso. La coerenza a livello metodologico dovrebbe comportare
l’esplicitazione dell’incertezza (dell’intervallo dei valori attesi del danno e delle perdite collegate)
dei risultati raggiunti e della sua riduzione, per inclusione, passando dal livello inferiore a
quello superiore.
Il presente lavoro descrive un complesso di ricerche metodologiche e di applicazioni puntuali
che si collocano nell’ambito di quello stesso obiettivo. Assumendo in forma convenzionale le definizioni
di grado di danno e di classe di vulnerabilità date dalla EMS98, viene proposto uno specifico
approccio per l’analisi di vulnerabilità sismica del costruito, denominato “macrosismico”, strutturato
per essere applicabile a basi di dati con diverso livello di dettaglio. Il metodo proposto per
analisi di vulnerabilità a livello territoriale (livello 1) è sostanzialmente basato sulle informazioni
dedotte dai dati ISTAT 2001 (che per la prima volta in Italia sono stati raccolti con una effettiva
scheda di fabbricato, comprensiva di tutte le unità, residenziali e non residenziali, contenute in un
edificio fisico), peraltro integrate da informazioni aggiuntive che consentono una loro più realistica
interpretazione in un territorio ben delimitato. A livello 1 l’oggetto dell’analisi di vulnerabilità
resta comunque il costruito delle singole sezioni censuarie. L’applicazione è stata svolta prendendo
in considerazione l’intera regione Abruzzo, peraltro in un periodo di tempo al terremoto che ha successivamente
colpito l’area dell’Aquila.
I risultati confermano l’alta vulnerabilità del costruito nell’area colpita. Per la valutazione della
vulnerabilità caratterizzato da un maggiore livello di dettaglio (livello 2) si fa riferimento alle informazioni
deducibili dalla scheda AeDES e ad una scheda di rilevamento speditivo degli edifici predisposta
dall’Unità di Ricerca CNR-ITC-L’Aquila. A livello 2 l’oggetto dell’analisi di vulnerabilità
è il singolo edificio. La disponibilità dei dati di rilevo già raccolti con la “scheda speditiva”, ha
suggerito l’opportunità di una specifica applicazione, anche per sottolineare come l’approccio
macrosismico sia potenzialmente applicabile ad una descrizione anche più dettagliata dell’edilizia,
a livello urbano (ad esempio il livello di un omogeneo centro storico).
Le considerazioni finali riguardano confronti fra i risultati ottenuti a Livello 1 e 2 nello stesso
ambito territoriale (il comune di Sulmona).
Ringraziamenti. Il lavoro descritto è stato svolto nell’ambito della Linea 10 del Progetto di Ricerca triennale
della Rete dei Laboratori Universitari di Ingegneria Sismica. Si ringrazia il prof. Domenico Liberatore per il
coordinamento ed il costante incoraggiamento.
Bibliografia
AA.VV., 2001. Censimento relativo alle emergenze a carattere monumentale ed ambientale nei Comuni ricadenti in tutto o in parte
all’interno di Parchi naturali nazionali e regionale. Dipartimento della Protezione Civile, Gruppo Nazionale per la Difesa dai
Terremoti, Ministero del Lavoro, Roma.
AA.VV., 2002. Manuale per la compilazione della scheda di 1° livello di rilevamento danno, pronto intervento e agibilità per edifici
ordinari nell’emergenza post-sismica (AeDES). Dipartimento della Protezione Civile, Roma.
Benedetti D., Petrini V., 1984. Sulla vulnerabilità sismica di edifici in muratura, proposta di un metodo. L’industria delle
Costruzioni, 18, 66-78.
Bernardini, A., 2004. Classi macrosismiche di vulnerabilità degli edifici in area veneto-friulana. XI Convegno ANIDIS
“L’ingegneria sismica in Italia”, Genova.
Bernardini, A., 1995. Valutazioni di frequenze attese di eventi da misure sfuocate di vulnerabilità sismica. VII Convegno ANIDIS
“L’ingegneria sismica in Italia”. Siena: Collegio degli Ingegneri della Toscana.
Bernardini, A., Giovinazzi, S., Lagomarsino, S., Parodi, S., 2007. Matrici di probabilità di danno implicite nella scala EMS98. XII
Convegno ANIDIS “L’ingegneria sismica in Italia”, Pisa.
Bernardini, A., Giovinazzi, S., Lagomarsino, S., Parodi, S., 2007. Vulnerabilità e previsione di danno a scala territoriale secondo
una metodologia macrosismica coerente con la scala EMS98. XII Convegno ANIDIS “L’ingegneria sismica in Italia”, Pisa.
Bernardini A., S. Giovinazzi, S. Lagomarsino e S. Parodi. The vulnerability assessment of current buildings by a macroseismic
approach derived from the EMS-98 scale. 3° Congreso Nacional de Ingenieria Sismica, Girona (Espagna), 2007.
Braga, F., Dolce, M., and Liberatore, M., 1980. A statistical study on damaged buildings and ensuing review of MSK-76 scale, in
Southern Italy November 23, 1980 Earthquake. 1982, Ed. Scientifiche Associate: Roma.
438

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Cherubini A., Di Pasquale G., Dolce M., Martinelli A., 2000. Vulnerability assessment from quick survey data in the historic centre
of Catania. In: Faccioli F., Pessina V., editors. The Catania Project: earthquake damage scenarios for high risk area in the
Mediterranean, CNR - Gruppo Nazionale per la Difesa dai Terremoti, Roma, p. 213-225.
Cifani G., Corazza L., Martinelli A., 2006. Progetto S.I.S.M.A. - System Integrated for Security Management Activities. Consiglio
Nazionale delle Ricerche - Istituto per le Tecnologie della Costruzione. INTERREG III B – CADSES – Asse 4 Misura 2 –
Rapporto di ricerca.
Giovinazzi, S., Lagomarsino, S., 2001. Una metodologia per l’analisi di vulnerabilità sismica del costruito. Atti 10° Convegno
Nazionale ANIDIS: L’ingegneria Sismica in Italia, Potenza, Italia.
Giovinazzi, S. and Lagomarsino, S., 2004. A Macroseismic Model for the vulnerability assessment of buildings. 13th World
Conference on Earthquake Engineering. Vancouver, Canada.
Grunthal, G., 1998. European Macroseismic Scale 1998. Cahiers du Centre Européen de
Lagomarsino, S. and Giovinazzi, S., 2006. Macroseismic and Mechanical Models for the Vulnerability assessment of current
buildings. Bulletin of Earthquake Engineering, Special Issue “Risk-Ue Project”, Vol. 4, Number 4, November.
Martinelli A., 2001. Mitigazione del rischio sismico dei centri storici e degli edifici di culto dell’area del Matese nella Regione
Molise. Vulnerabilità degli edifici e scenari di danno nei centri storici. Regione Molise - Gruppo Nazionale per la Difesa dai
Terremoti, L’Aquila, p. 70-119.
Martinelli A., Cifani G., Cialone G., Corazza L., Petracca A., Petrucci G., 2008. Building vulnerability assessment and damage
scenarios in Celano (Italy) using a quick survey data-based methodology. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Elsevier
Ltd, n. 28, p.875-889.
Parodi S., Milano L., Martinelli A., Mannella A., Lagomarsino S. and Bernardini A. Vulnerability and Damage assessment of
current buildings in Italy: an application to Sulmona Town. The 14th World Conference on Earthquake Engineering, Beijing
(China) 2008.
Spence, R., 1999. Intensity, damage and loss in earthquake. in A. Bernardini (ed), Seismic damage to masonry buildings, Balkema,
Rotterdam, p. 27-40.
IL TERREMOTO DI L’AQUILA DEL 2009:
ANALISI DELLE REGISTRAZIONI ACCELEROMETRICHE E CONFRONTO
CON LE AZIONI SISMICHE PREVISTE NELLE NTC 2008
L. Chiauzzi, A. Masi, R. Ditommaso, M. Mucciarelli, M. Vona
DiSGG, Università degli Studi della Basilicata, Potenza
L’evento sismico che il 6 aprile scorso ha colpito la regione Abruzzo è stato il più forte terremoto
verificatosi in Italia per il quale si possa disporre di registrazioni da stazioni accelerometriche
situate in prossimità della sorgente sismica. Per tale ragione appare interessante effettuare alcune
analisi delle registrazioni accelerometriche e confrontarle con quanto previsto nelle norme NTC
2008.
Analisi delle registrazioni accelerometriche. Le registrazioni dell’evento principale della
sequenza sismica aquilana sono disponibili sulla banca dati ITACA per quattro stazioni della Rete
Accelerometrica Nazionale (RAN), già presenti nell’area interessata al verificarsi del mainshock del
6 aprile. In Tab. 1 sono riportati i valori massimi di accelerazione (PGA), velocità (PGV) e spostamento
(PGD) al suolo, nonché di intensità di Housner (I H, valutata come l’area sottesa nello spettro
in pseudovelocità con smorzamento 5%, nell’intervallo di periodi 0.2-2 s) per le diverse registrazioni
e per le diverse componenti del moto. Il massimo valore di PGA (0.66 g) è stato registrato per la
componente Est-Ovest (E-W) della stazione AQV. Per questa stazione anche l’accelerazione sulla
componente verticale (V) assume il valore più elevato tra le registrazioni disponibili (0.52 g). Valori
più bassi, ma comunque rilevanti, sono stati registrati dalle altre tre stazioni. Per le componenti
orizzontali il valore di PGA non scende sotto il 33% di g (componente E-W di AQK). Per la componente
verticale il limite inferiore è di 0.24g, registrato dalla stazione AQG. Anche in termini di
velocità massima la stazione AQV mostra il valore più elevato (42.83 cm/s) per la componente N-
S. Per la componente verticale il valore massimo di velocità (19.80 cm/s) è relativo alla stazione
AQK. In termini di spostamento la stazione AQK, dove sono stati registrati i valori più bassi di
PGA, presenta i massimi valori sia per la componente orizzontale (PGD=12.50 cm, direzione N-S)
che per quella verticale (PGD=4.04 cm). In termini di intensità di Housner il massimo valore I H =110
439

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Tab. 1 - Valori di PGA, PGV, PGD ed IH per ciascuna componente delle quattro registrazioni disponibili in area epicentrale,
ubicazione di ciascuna stazione, indicazione della categoria del suolo di fondazione (Ameri et al., 2009) e
relativa distanza dall’epicentro.
cm è relativo alla componente E-W della stazione AQV, coerentemente con quanto già rilevato per
il parametro PGA. Valori più bassi, ma comunque significativi, sono stati registrati dalle altre tre
stazioni. In particolare, per le componenti N-S e E-W di AQK il valore di I H è prossimo a quello
massimo (rispettivamente 109 cm e 107 cm), in controtendenza rispetto al parametro PGA che aveva
mostrato i valori minimi alla stazione AQK, ma coerentemente con i valori ottenuti per il parametro
PGD. Per le componenti orizzontali il valore più piccolo di I H (66 cm) è relativo alla componente
N-S di AQA. Per la componente verticale il valore più elevato di I H (55 cm) è relativo alla stazione
AQK (come ottenuto per il PGD, mentre per la PGA il massimo era stato rilevato alla stazione
AQV), quello minimo (25 cm) alla stazione AQA. In Fig. 1 vengono riportati, per le quattro stazioni
RAN, gli andamenti del modulo dell’accelerazione registrata nel tempo per le 3 componenti.
Questa rappresentazione evidenzia delle differenze significative nel moto registrato alle diverse stazioni
e per le tre componenti. Le Fig. 1.a, 1.b ed 1.d mostrano che l’accelerazione misurata nel pia-
Fig. 1 - Confronto tra i valori assoluti delle componenti del moto (accelerazioni) ordinate in modo decrescente in
funzione del tempo (AQA: (a), AQG: (b), AQK: (c), AQV: (d)).
440

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
no verticale (Z) risulta sempre inferiore a quella orizzontale (N-S e W-E). Al contrario, la Fig. 1.c
mostra l’unico caso in cui il modulo dell’accelerazione verticale si sovrappone, per quasi tutta la
durata della finestra temporale, ai valori assoluti registrati per le componenti orizzontali. Le anomalie
mostrate da tale registrazione emergono anche dal confronto con quanto previsto dalle NTC
2008, oltre che rispetto alle altre registrazioni disponibili in area epicentrale. La registrazione alla
stazione AQV (Fig. 1.d) evidenzia significativi effetti direzionali, come si può rilevare osservando
che le componenti orizzontali hanno ampiezza diversa su tutta la durata della finestra temporale.
Confronto con le norme NTC 2008. L’analisi delle registrazioni con spettro di risposta, ed il
successivo confronto con i valori previsti dalle NTC 2008 considerando i periodi di ritorno T R di
475 e 2475 anni, mostrano delle differenze variabili sia in funzione del parametro spettrale adottato
che degli intervalli di periodo di vibrazione nei quali si effettua il confronto. In termini di accelerazione
spettrale S a , i valori massimi previsti dalle NTC 2008 per T R = 475 anni sottostimano quelli
derivanti dalle registrazioni in tutte le stazioni RAN considerate. In alcuni casi (stazioni AQA ed
AQV) anche lo spettro di norma a 2475 anni viene superato da quello ottenuto per le rispettive registrazioni
accelerometriche. In particolare, le azioni di norma sottostimano quelle registrate per valori
del periodo di vibrazione in genere inferiori ad 1 secondo, mentre, per valori superiori, le azioni
previste dalla norma, anche per T R = 475 anni, sovrastimano ampiamente quelle registrate. In termini
di velocità spettrale S v , l’azione di norma valutata a 2475 è generalmente superiore a quella
registrata, mentre l’azione prevista a 475 anni viene superata ma in un intervallo di periodi di vibrazione
traslato su valori più alti arrivando fino a circa 2.5 secondi per la stazione AQK. Interessante
è notare come gli stessi confronti, effettuati in termine di spostamento spettrale S d , restituiscano
valori registrati inferiori a quelli previsti dalle NTC 2008, praticamente sempre per T R = 2475 anni,
e in molti casi anche per T R = 475 anni. In Fig. 2 viene riportato il confronto in pseudoaccelerazione
spettrale S a (T,ξ =5%) tra gli spettri elastici calcolati usando come input le registrazioni accelerometriche
e quelli previsti dalle NTC 2008.
In Fig. 3 viene presentato il confronto, in PGA ed intensità di Housner, tra i valori previsti dalle
NTC 2008 e quelli registrati dalle stazioni RAN. Il confronto in termini di Housner mostra che,
Fig. 2 - Confronto tra gli spettri in pseudoaccelerazione Sa(T, ξ =5%) dell’evento principale del 6 aprile 2009 e gli
spettri in accelerazione, con periodo di ritorno di 475 e 2475 anni, previsti dalle NTC 2008.
441

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 3 - Confronto tra i valori delle registrazioni e quelli ottenuti dalle NTC 2008 in termini di PGA e di Intensità
di Housner per i periodi di ritorno di 475 e 2475 anni.
per Tr=475 anni, pur sottostimando in alcuni casi l’azione registrata, le differenze tra norma e registrazioni
sono molto limitate e non della stessa entità di quelle riscontrate utilizzando la PGA come
parametro di confronto. Inoltre, per Tr=2475 anni, i valori di norma sono sempre maggiori di quelli
registrati, contrariamente a quanto accade per la PGA nelle stazioni AQG e AQV.
Considerazioni finali. L’analisi della sismicità storica al sito di L’Aquila mostra, dall’anno
Fig. 4 – Relazione Intensità
di Housner (in logaritmo
naturale) verso intensità
macrosismica in scala
EMS-98.
1315, dieci eventi con intensità macrosismica maggiore o uguale al VII grado MCS, di cui 3 con
intensità superiore a VIII MCS. L’analisi dei tempi medi di ritorno restituisce valori prossimi a 100
e 200 anni, rispettivamente per eventi con intensità macrosismica I MCS ≥VII e I MCS ≥VIII. Pertanto,
terremoti come quello dello scorso 6 aprile (intensità VIII-IX MCS a L’Aquila) hanno tempi medi
di ritorno dell’ordine dei 200-300 anni. Quindi, il confronto con il periodo di ritorno di 475 anni
appare statisticamente più realistico rispetto a quello con 2475 anni. Ne risulta che, anche in termini
di periodo di ritorno dedotti da dati storici, l’intensità di Housner riesce meglio a descrive la severità
degli eventi sismici rispetto alla PGA. A conferma di quanto detto, in Fig. 4 viene riportata la
relazione tra intensità macrosismica EMS-98 e intensità di Housner, definita in (Chiauzzi et al.,
2009). Da questa relazione è possibile ricavare come, per l’intensità macrosismica stimata per la città
di L’Aquila (VIII-IX MCS all’incirca pari ad una intensità VIII EMS), il corrispondente valore
di intensità di Housner è pari a circa 1.00 m, dunque molto vicino a quello massimo effettivamente
registrato dalle stazioni accelerometriche (Fig. 3: stazione AQV, componente E-W).
442

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Le considerazioni fatte fino a questo punto confermano le intensità molto elevate che hanno
caratterizzato l’evento sismico, anche in riferimento ai valori attesi di normativa, ma ne collocano
l’entità in un ambito più contenuto rispetto ai periodi di ritorno cui l’evento va riferito, come emerge
esaminando le azioni in termini di intensità di Housner.
Bibliografia
Ameri G., Augliera P., Bindi D., D’Alema E., Ladina C., Lovati S., Luzi L., Marzorati S., Massa M., Pacor F. and Puglia R., 2009.
Strong-motion parameters of the Mw=6.3 Abruzzo (Central Italy) earthquake (ver.2 updated 21 May 2009). INGV Milano-
Pavia, Italy (www.mi.ingv.it).
Chiauzzi L., Masi A., Mucciarelli M., Vona M., 2009. Earthquake damage scenarios for Potenza (Italy) urban area based on hazard,
site effect and vulnerability probabilistic models. Bulletin of Seismological Society of America (submitted).
Masi A., Chiauzzi L., 2009. Preliminary analyses on the mainshock of the Aquilano earthquake occurred on April 06 2009:
MODELLAZIONE NUMERICA DELLO SCUOTIMENTO SISMICO
NEL SITO DI TREMESTIERI (MESSINA, SICILIA NORD-ORIENTALE)
M. D’Amico, C. Saccà, F. Pizzolo, A. Bottari
Osservatorio Sismologico, DIC, Università degli Studi di Messina
Al fine di valutare il livello di scuotimento atteso per forti terremoti nell’area dello Stretto di
Messina, sono state effettuate simulazioni di strong motion mediante l’approccio stocastico, implementato
nel codice di calcolo EXIM, basato sui concetti di faglia estesa e frequenza d’angolo dipendente
dal tempo (Motazedian & Atkinson, 2005). L’area di rottura è suddivisa in sottofaglie, ciascuna
delle quali è coinvolta nel processo di rottura (Beresnev and Atkinson, 1998a,b; 1999). Il moto
del suolo al sito di interesse è dato dalla somma dei contributi di ciascuna sottosorgente. Sono state
considerate sette differenti modellazioni dell’area di rottura ottenute sulla base della revisione del
campo macrosismico del più forte terremoto (28 Dicembre 1908) registrato nell’area in studio
(D’Amico et al., 2008). Tale evento, caratterizzato da magnitudo superiore a 7.0 (Working Group
CPTI, 2004), può essere considerato come rappresentativo del livello di hazard sismico nell’area
dello Stretto. Le superfici di rottura, ubicate in corrispondenza della sponda calabra, hanno le
seguenti caratteristiche: lunghezza 40 km, larghezza compresa tra 16.6 e 25.6 km, strike NE-SW,
dip 60°NW, top del piano di faglia variabile tra 5 e 17.8 km, magnitudo momento tra 6.9 e 7.1. Il
punto di nucleazione è stato assegnato alla sottofaglia posta nell’estremo sudoccidentale della
superficie di rottura (Michelini et al., 2005).
Per ogni simulazione si sono considerati un fattore di qualità Q=79f 0.8 (Godano et al., 1992) ed
un fattore k=0.04 s. Data la stretta vicinanza con la sorgente sismogenetica, è stato adottato un
modello di diffusione geometrica di tipo 1/r. I valori medi di densità crostale e di velocità Vs sono
rispettivamente 2.9 g/cm 3 e 3.7 km/s. Infine, è stata assunta una distribuzione random di slip. Per
una griglia di 1490 punti (15.458°E 38.330°N / 15.900°E 38.040°N) con spacing di 0.005°, sono
stati determinati le storie temporali e gli spettri di risposta (PSA) al bedrock ed in superficie, considerando
gli effetti di amplificazione di sito dovuti alle diverse condizioni litostratigrafiche locali
(Boore and Joyner, 1997), tenendo anche conto della non linearità dovuta a forti livelli di scuotimento
(Atkinson and Beresnev, 2002). Fra i modelli sorgente testati, quello che aderisce in modo
più soddisfacente alla distribuzione delle intensità macrosismiche osservate per il terremoto del 28
dicembre 1908 (Bottai et al., 1986) è caratterizzato da una superficie di rottura di circa 900 km 2 e
top a 5 km. Nel sito di Tremestieri, classificabile mediante stime di Vs30 come suolo di tipo C
(Eurocode, 2008), sono state effettuate ulteriori simulazioni tenendo conto dei fattori di amplificazione
locale ottenuti anche mediante tecnica HVSR (Pizzolo et al., 2009; D’Amico et al., 2009). Gli
accelerogrammi determinati in superficie mediante tali metodologie sono confrontati con quelli
ottenuti attraverso rigorose simulazioni numeriche del comportamento dinamico della geologia
superficiale, dalla formazione rocciosa di base fino alla superficie. La propagazione delle onde
443

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
sismiche è simulata utilizzando un algoritmo agli elementi finiti, sulla base delle caratteristiche geometriche
della stratigrafia, della topografia e delle caratteristiche meccaniche elasto-plastiche degli
strati attraversati. Il modello del sito d’interesse è sollecitato dall’accelerogramma ottenuto al
bedrock attraverso l’approccio stocastico. La simulazione dell’effettivo fenomeno fisico su un
modello rigoroso può riprodurre tutte le cause alla base dell’amplificazione locale (Safak, 2001) e,
pertanto, fornisce informazioni preziose sulle caratteristiche del moto atteso al suolo, che possono
essere fortemente modificate ed amplificate rispetto a quelle del moto al bedrock.
Il confronto tra questi risultati, e quelli ottenuti mediante un approccio stocastico meno rigoroso,
consente di valutare l’incertezza sull’utilizzo di tecniche speditive per la valutazione del livello
di scuotimento del suolo. La definizione dei parametri sorgente dei terremoti potenzialmente
distruttivi, finalizzata alla valutazione del moto atteso al suolo, rappresenta, inoltre, uno strumento
fondamentale a supporto delle strategie di mitigazione del rischio sismico.
Bibliografia
Atkinson G.M., Beresnev A.; 2002: Ground motion at Memphis and St. Louis from M 7.5-8.0 earthquakes in the New Madrid
seismic zone. Bull. Seism. Soc. Am., 92, 1015-1024.
Beresnev I., Atkinson G.; 1998a. FINSIM: a FORTRAN program for simulating stochastic acceleration time histories from finite
faults. Seism. Res. Lett., 69, 22-32.
Beresnev I., Atkinson G.;1998b: Stochastic finite-fault modeling of ground motion from the 1994 Northridge, California
earthquake. I. Validation on rock sites. Bull. Seism. Soc. Am., 88, 1392-1401.
Beresnev I., Atkinson G.; 1999: Generic finite-fault model for ground motion prediction in eastern North America. Bull. Soc.
Seism. Am., 89, 608-625.
Boore D. M., Joyner W. B.;1997: Site amplification for generic rock sites. Bull. Seism. Soc. Am., 87, 327-341.
Bottari A., Carapezza E., Carapezza M., Carveni P., Cefali F., Lo Giudice E., Pandolfo C.; 1986: The 1908 Messina Straits
earthquake in the regional geostructural framework. J. Geodynamics, 5, 275-302.
CEN; 2003: EUROCODE 8: Design of structures for eartquake resistance – Part 1: General rules, seismic acquisitions and rules
for buildings. Final Draft, prEN 1998-1.
D’Amico M., Bottari A., Carveni P.; 2008: Implicazioni sismotettoniche dalla modellazione dei parametri macrosismici delle
sorgenti dei terremoti del 28 Dicembre 1908 e del 16 Gennaio 1975. In: 27° Convegno Nazionale GNGTS. Trieste, Italy, 6-8
Ottobre, p. 138.
D’Amico M., Pizzolo F., Cutrì S., Saccà C., Bottari A.; 2009: Site seismic response in the Messina Straits area for the structural
design of wide structures. Geoitalia 2009, VII Forum Italiano di Scienze della Terra, Rimini, 9-11 Settembre.
Godano A., Bottari a., Cocina O., Del Pezzo E., Marino A.;1992: Depth dependence of seismic attenuation in the Messina Strait
area. Tectonophysics, 206, 137-146.
Michelini A., Lomax A., Nardi A., Rossi A., Palombo B., Bono A.; 2005: A modern re-examination of the locations of the 1905
Calabria and the 1908 Messina Straits earthquakes. In: European Geosciences Union, 2005 General Assembly Abstracts.
Motazedian D., Atkinson G.M.; 2005: Stochastic Finite-Fault based on a dynamic corner frequency. Bull. Seism. Soc. Am., 95,
995-1010.
Pizzolo F., D’Amico M., Cutrì S., Bottari A.; 2009: Preliminary Results of the Local Seismic Response Analyses for the Structural
Design of the Tremestieri Port, NE Sicily. 15th European Meeting of Environmental and Engineering Geophysics. Dublin,
Ireland 7-9th September.
Safak, E.; 2001: Local site effects and dynamic soil behaviour. Soil Dynam. and Earthquake Engrg., 21, 453-458.
Working group CPTI 2004. Catalogo Parametrico dei Terremoti Italiani, versione del 2004 (CPTI04). INGV, Bologna.
http://emidius.mi.ingv.it/CPTI/.
RETE ACCELEROMETRICA NAZIONALE: CARATTERIZZAZIONE DINAMICA
DELLE CABINE E LORO INFLUENZA SULLE REGISTRAZIONI ACCELEROMETRICHE
R. Ditommaso, M. Mucciarelli
DiSGG, Università degli Studi della Basilicata, Potenza
Le ‘time-history’ registrate dalle stazioni poste all’interno o in prossimità di edifici potrebbero
non essere rappresentative del vero free-field: queste potrebbero essere contaminate dalla presenza
delle strutture [Ditommaso et al., 2009a e 2009b]. Tali effetti sono noti da anni per le strutture di
grandi dimensioni, ma poche attenzioni sono state dedicate alle strutture con dimensioni modeste.
444

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 - (a) Cabina PTZ; (b)
HVSR rotazionali dei terremoti
registrati a PTZ; (c)
Valutazione delle frequenze di
vibrazioni della cabina
mediante le sue funzioni di
trasferimento – Fonte delle
immagini (Ditommaso et al.,
2009a).
La maggior parte delle stazioni accelerometriche della Rete Accelerometrica Nazionale (RAN) sono
ubicate, generalmente, all’interno di cabine di proprietà dell’ENEL. Queste possono essere classificate
in tre principali tipologie: cabine in muratura, in cemento armato e prefabbricate in c.a. . In
generale, possono avere da uno a due piani. Sono state realizzate in epoche diverse, quindi con norme
e dettagli costruttivi diversi, ma sono accomunate dall’avere dimensioni relativamente piccole.
Generalmente il volume è inferiore a quello di un piccolo edificio ad uso abitativo. Recentemente
sono stati condotti studi sull’influenza della risposta dinamica delle cabine sulle registrazioni accelerometriche
utilizzando gli HVSR rotazionali (Horintal to Vertical Spectral Ratio).
I risultati [Ditommaso et al., 2009a] dimostrano che la presenza delle cabine potrebbe essere un
problema, rivelando una forte contaminazione delle registrazioni da parte della risposta dinamica
della struttura. La cabina in questione non è una cabina ENEL, ma appartiene alla stessa tipologia
ed ha dimensioni confrontabili. Quest’ultima, ubicata a Potenza, ospita la stazione accelerometrica
‘PTZ’ della rete RAN. Dalla Fig. 1.b si vede come nel grafico degli HVSR rotazionali ci sia un picco
marcato a circa 12 Hz, in corrispondenza di un angolo di rotazione, rispetto al nord, pari a circa
55° e corrispondente ad una delle direzioni principali della cabina. Dalla Fig. 1.c è evidente che il
picco a 12 Hz coincide con il primo modo di vibrazione della cabina.
A partire da questi risultati, al fine di comprendere l’influenza delle strutture di piccole dimensioni
sulle registrazioni accelerometriche, dopo il terremoto di L’Aquila (6 aprile 2009), è stata eseguita
la caratterizzazione dinamica di alcune delle cabine che ospitano le stazioni accelerometriche
della rete RAN. È stata caratterizzata anche la frequenza principale di vibrazione dei pilastrini, infissi
nel terreno, sui quali sono fissate le stazioni accelerometriche. Tutte le cabine selezionate sono
ubicate in prossimità dell’epicentro del terremoto. In particolare le indagini hanno riguardato cabine
prefabbricate in c.a. e cabine in muratura. La struttura delle prime è composta da pilastri e pannelli
in cemento armato, i pannelli hanno funzione portante e di tamponatura ed in essi sono ricavate
le aperture per la porta di accesso e per il passaggio dei cavi conduttori. La copertura è realizzata
mediante un elemento monolitico a piastra quadrata poggiata su un cordolo perimetrale; la fondazione
è realizzata mediante una platea quadrata molto rigida, di area pari a 25 m 2 e spessore pari
445

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - (a) esempio di cabina in muratura, (b) esempio di cabina prefabbricata in c.a.
a 0.7 m. Le cabine in muratura sono realizzate in mattoni pieni che formano pareti con spessore pari
a 0.15 m. Il collegamento a terra viene realizzato mediante un cordolo in muratura con impronta di
area pari a circa 1.7 m 2 . Le dimensioni geometriche di questo tipo di cabina non sono standard, ma
variano sia quelle in pianta che quelle in elevazione [ISMES 1]. Entrambe le tipologie (facendo riferimento
alle cabine ispezionate) presentano un foro circolare praticato sulla piastra di fondazione
all’interno del quale è alloggiato un pilastrino a sezione circolare infisso parzialmente nel terreno
per almeno 1 m. Il diametro del pilastrino è minore del diametro del foro praticato nella fondazione,
questo consente al pilastrino di non avere una diretta interazione con la fondazione della cabi-
Fig. 3: Funzioni di trasferimento relative alla Cabina di Scafa.
446

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
na, dunque, evitando problemi di martellamento. La stazione accelerometrica è ubicata, in tutti i
casi, sulla sommità libera del pilastrino. La caratterizzazione dinamica è stata fatta con l’ausilio del
rumore ambientale misurato con un tromometro digitale tridirezionale (Tromino, Micromed) utilizzando
una frequenza di campionamento costante pari a 256 Hz. Di volta in volta, ove possibile,
sono state fatte misure di rumore in campo libero, alla base e sulla testa delle cabine, sulla testa del
pilastrino e al piano intermedio delle cabine in muratura. Le cabine caratterizzate sono ubicate nei
seguenti Comuni: Scafa, San Demetrio né Vestini, Bussi, Cittaducale. A titolo di esempio, si riporta
in Fig. 3 il grafico delle funzioni di trasferimento utilizzate per stimare le caratteristiche dinamiche
della cabina, e del relativo pilastrino, ubicata nel Comune di Scafa. La cabina appartiene alla
tipologia delle cabine prefabbricate in cemento armato. Questa risulta abbastanza isolata e si può
ritenere che durante l’intera campagna di misure non ci siano state variazioni significative del livello
di rumore. Le funzioni trasferimento sono state valutate rapportando gli spettri calcolati dalle
registrazioni effettuate in testa, alla cabina e al pilastrino, con gli spettri valutati dal segnale registrato
alla base e usato come riferimento. Per la valutazione degli spettri è stata utilizzata una finestra
mobile avente una lunghezza temporale pari a 10 sec ed un fattore di smoothing pari al 5%. In
questo caso le frequenze stimate sono: 10.5 Hz per la cabina e 70 Hz per il pilastrino.
In Tab. 1 sono stati sintetizzati i valori delle frequenze fondamentali di vibrazione stimati per le
cabine e per i pilastrini.
Tab. 1 - Frequenze fondamentali di vibrazione delle cabine e dei pilastrini.
I valori ricavati sperimentalmente per le diverse tipologie di cabine e per i diversi pilastrini differiscono
da quelli proposti nei rapporti ISMES 1 e ISMES 2. Tuttavia gli autori dei rapporti
ammettono la possibilità che i valori delle frequenze principali di vibrazione, sia per le cabine che
per i pilastrini, possano variare in funzione delle condizioni al contorno.
A completamento di questo studio, dopo aver caratterizzato dal punto di vista dinamico le cabine,
verranno analizzate le registrazioni delle stazioni accelerometriche ospitate all’interno delle
cabine sopraelencate. Tali analisi mireranno all’individuazione di eventuali fenomeni di interazione
dinamica struttura-terreno-pilastrino che potrebbero aver compromesso la corretta registrazione
del moto in campo libero. Inoltre, alla luce dei risultati ottenuti per la stazione PTZ, sono in corso
studi che mirano alla messa a punto di algoritmi per la correzione del segnale ‘contaminato’ al fine
di ‘depurarlo’ dalla risposta dinamica della struttura.
Ringraziamenti. Questo studio è stato finanziato dal Dipartimento Nazionale di Protezione Civile attraverso la
Convenzione DPC-INGV 2007-2009 (Progetto S4).
Bibliografia
Ditommaso R., Mucciarelli M., Gallipoli M.R., Ponzo F.C. (2009a) Effect of a single vibrating building on free-field ground
motion: numerical and experimental evidences. Bull Earthq Eng. DOI:10.1007/s10518-009-9134-5
Ditommaso R., Parolai S., Mucciarelli M., Eggert S., Sobiesiak M., Zschau J. (2009b) Monitoring the response and the backradiated
energy of a building subjected to ambient vibration and impulsive action: the Falkenhof Tower (Potsdam Germany).
Bull Earthq Eng, DOI: 10.1007/s10518-009-9151-4.
ISMES 1. Doc. RAT-DMM 4155: Analisi del comportamento dinamico delle cabine di trasformazione: Rapporto illustrativo.
ISMES s.p.a.
ISMES 2. Doc. RAT-DMM 4093: Analisi del comportamento dinamico dei piastrini di sostegno degli accelerografi: Rapporto
illustrativo. ISMES s.p.a.
447

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
RIVISITANDO GLI SPETTRI DI PROGETTO DELLE NTC08
DOPO IL TERREMOTO DELL’AQUILA
H. Crowley 1 , M. Stucchi 2 , C. Meletti 2 , G.M. Calvi 1 , F. Pacor 2
1 European Centre for Training and Research in Earthquake Engineering (EUCENTRE), Pavia
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia (INGV), sezione di Milano-Pavia
Il terremoto del 6 aprile 2009 è sicuramente uno degli eventi per il quale si è avuto il maggior
numero di registrazioni; questo ha fatto sì che sono diventate possibili molte analisi, anche molto
particolareggiate, e tra queste il confronto tra gli spettri di risposta registrati e quelli previsti dalle
recenti Norme Tecniche per le Costruzioni (rilasciate nel 2008 e in vigore in via definitiva dal 1°
luglio 2009, NTC08). Questo tipo di confronto è stato sicuramente suggerito dal fatto che in alcune
stazioni in area epicentrale si siano superati i valori di PGA previsti dalla mappa di riferimento
della pericolosità sismica (MPS04, Gruppo di Lavoro MPS, 2004) per il periodo di ritorno di 475
anni. Viene quindi affrontato dapprima il problema se le registrazioni di un unico terremoto possono
essere utilizzate per validare il modello di riferimento e se le eventuali differenze possano pertanto
considerarsi significative. Viene poi analizzato il ruolo di alcuni elementi di input della valutazione
della pericolosità sismica, in particolar modo le relazioni di attenuazione utilizzate, generalmente
considerate poco affidabili per brevi distanze dalla faglia. Viene infine valutata la procedura
adottata nella predisposizione di NTC08, che sembra aver privilegiato un migliore adattamento agli
spettri a pericolosità uniforme rilasciati da INGV (http://esse1.mi.ingv.it) rispetto a considerazioni
di cautela contenute sia negli stessi dati di pericolosità sismica che nella prassi corrente in molti paesi.
La serie di confronti tra registrazioni accelerometriche e spettri di progetto previsti dalle NTC08
che è stata condotta suggerisce diverse chiavi di lettura che verranno presentate e discusse.
Bibliografia
Gruppo di Lavoro MPS; 2004: Redazione della mappa di pericolosità sismica prevista dall’Ordinanza PCM del 20 marzo 2003
n.3274 All. 1. Rapporto conclusivo per il Dipartimento della Protezione Civile, INGV, Milano-Roma, aprile 2004, 65 pp. + 5
allegati, http://zonesismiche.mi.ingv.it/.
STRATEGIA PER LA STIMA DELLA SICUREZZA SISMICA
DEGLI EDIFICI SCOLASTICI IN MURATURA
N. Gattesco, R. Franceschinis, F. Zorzini
Dipartimento di Progettazione Architettonica e Urbana, Università di Trieste
In Italia, molti degli edifici presenti nelle zone classificate di media e alta sismicità, che ospitano
attività di tipo strategico o rilevante nei confronti della pubblica incolumità, non sono stati progettati
con criteri antisismici per cui, spesso, risulta necessario procedere con interventi di rinforzo.
Essendo elevato il numero di edifici da sottoporre alla valutazione e ad eventuale intervento di adeguamento,
ed essendo limitate le risorse economiche che si rendono disponibili al momento, è
necessario stabilire una scala di priorità in modo di procedere agli interventi iniziando dagli edifici
con maggiori carenze in termini di resistenza all’eccitazione sismica. Il presente lavoro è stato sviluppato
nell’ambito di un progetto per l’analisi degli scenari sismici riguardanti gli edifici scolastici
della Regione Friuli Venezia Giulia (progetto ASSESS). Tale progetto prevede lo studio della
situazione del patrimonio dell’edilizia scolastica regionale, costituito da circa 1000 scuole, al fine
di compilare una scala di priorità di intervento per la mitigazione del rischio sismico. Oltre alla vulnerabilità
intrinseca della struttura, la sicurezza dell’edificio può essere fortemente condizionata da
altri fenomeni innescati dal terremoto quali la liquefazione del suolo di fondazione, l’attivazione di
frane da versanti in prossimità e la pericolosità indotta da opere rilevanti critiche (dighe, serbatoi,
impianti industriali di sostanze tossiche o esplosive, ecc.) che si trovano ad una distanza inferiore
alla distanza di sicurezza. Questi fenomeni devono essere tenuti in debita considerazione nella defi-
448

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
nizione del grado di vulnerabilità generale dell’edificio. Dai dati raccolti attraverso l’Anagrafe dell’Edilizia
Scolastica (Ministero dell’Istruzione, dell’Università e della Ricerca), è risultato che circa
la metà delle scuole presenti nella Regione Friuli Venezia Giulia ha struttura portante in muratura.
Sono state, quindi, elaborate delle specifiche procedure per quantificare in maniera semplificata
la resistenza sismica di tali tipologie di edifici.
Le metodologie disponibili per la valutazione della vulnerabilità degli edifici e la redazione di
una scala di priorità di intervento sono varie e sono basate su principi diversi. Le raccomandazioni
FEMA 154 (2002) e le schede GNDT (2007) per il rilevamento della vulnerabilità sismica degli edifici,
propongono delle schede per il rilievo di carenze da compilare durante rapidi sopralluoghi visivi.
Mediante l’assegnazione di punteggi e indici di vulnerabilità si giunge alla definizione di una
graduatoria. Le procedure di questo tipo sono di rapida applicazione, ma non permettono una quantificazione
della resistenza dell’edificio. In letteratura sono proposti metodi che quantificano la resistenza
sismica degli edifici in muratura e in c.a. basandosi su approcci semplificati per la stima dell’accelerazione
resistente (e.g. Restrepo Velez e Magenes 2004, Dolce e Moroni 2007). Anche la
Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri per la valutazione e la riduzione del rischio sismico
del patrimonio culturale con riferimento alle norme tecniche per le costruzioni (DPCM
12.10.2007), fornisce importanti indicazioni riguardo ai modelli meccanici semplificati al fine di
definire un’accelerazione resistente allo stato limite ultimo per gli edifici da analizzare. In questi
lavori, però, risulta ancora troppo onerosa la parte dell’analisi e quindi di difficile applicazione su
larga scala. Infatti, vista la numerosità degli edifici da esaminare, è troppo impegnativo eseguire per
ciascuno un’analisi completa, perciò è stato necessario impostare un’opportuna strategia di valutazione,
al fine di ottimizzare i tempi ed i costi delle operazioni. Per ridurre il campione di edifici da
analizzare sono state proposte procedure basate su tre livelli di approfondimento successivo, che
considerano un livello di dettaglio crescente e campioni di studio sempre meno numerosi (Dolce et
al. 2004, Calvi et al. 2007). L’esclusione di determinati edifici dal livello di studio successivo avviene
attraverso la scelta di una soglia limite in termini di differenza tra l’accelerazione che l’edificio
è in grado di resistere e l’accelerazione al suolo attribuita dalla normativa (deficit di PGA).
La strategia sviluppata in questo lavoro è organizzata in tre fasi operative e mira ad ottenere per
tutti gli edifici il medesimo grado di accuratezza della valutazione. Infine, la graduatoria ottenuta al
termine delle tre fasi deve essere corretta in funzione della presenza o meno per l’edificio di situazioni
di rischio indotto da cause esterne.
La prima fase operativa, alla quale vengono sottoposti tutti gli edifici, consiste in uno studio
documentale riguardante l’analisi dei dati raccolti dall’Anagrafe dell’Edilizia Scolastica, arricchiti
e supportati dall’indagine di archivio dei progetti depositati presso i Servizi Tecnici Regionali, il
Genio Civile e la Prefettura. Questa analisi consente di individuare le date di costruzione, le norme
tecniche utilizzate nella progettazione, le tipologie costruttive adottate e le fasi di eventuali interventi
di ampliamento e di ristrutturazione che hanno interessato ciascun edificio. In questo modo si
possono separare i fabbricati progettati per resistere all’azione sismica, o adeguati sismicamente nel
corso degli anni, da quelli che invece non sono stati progettati seguendo criteri antisismici (Fig. 1).
Dalla data di costruzione dell’edificio o di eventuali ampliamenti e ristrutturazioni e dall’ubicazione
dello stesso, è possibile associare un’accelerazione resistente in base alle norme sismiche
vigenti all’epoca della costruzione stessa e da questa una stima grossolana del deficit di PGA. Gli
edifici che sono stati progettati in zone non classificate sismiche all’epoca della costruzione devono
essere soggetti a visite di sopralluogo.
Nella seconda fase, infatti, questi sono sottoposti a un sopralluogo visivo (rapid visual sceening)
al fine di poter quantificare anche per essi, attraverso una metodologia semplificata, un’accelerazione
resistente (Fig. 1). La programmazione delle visite di sopralluogo viene fatta dando la precedenza
a quegli edifici ai quali la prima stima grossolana del deficit di PGA ha attribuito un valore più
elevato. Le visite ispettive consistono in un sopralluogo dell’edificio in esame al fine di identificare
la geometria della struttura, i dettagli costruttivi ed i materiali utilizzati. È, infatti, necessario sta-
449

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 – Schema della procedura di valutazione
della scala di priorità di intervento.
bilire quali sono le dimensioni dei pannelli
murari, la tessitura e la tipologia
della muratura, la tecnologia costruttiva
dei solai e delle coperture ed evidenziare
l’eventuale presenza di carenze strutturali.
I dati raccolti durante la visita
ispettiva vengono elaborati con una procedura
numerica sviluppata per ricavare
il taglio resistente dell’edificio in argomento
e definire quindi l’accelerazione
resistente globale dell’edificio, da confrontare
con quella richiesta dalla normativa
(PGA deficit). Questa procedura
consente di compilare una graduatoria
che tiene conto sia del comportamento
complessivo dell’edificio, considerando
l’effettiva distribuzione delle masse e
degli elementi resistenti, sia di evidenziare
l’eventuale presenza di criticità
locali, che possono condurre alla formazione
di cinematismi. La procedura di
analisi del comportamento globale tratta
separatamente le strutture in muratura
con solaio rigido e le strutture in
muratura con solaio deformabile. È noto
che, quando i solai possono essere considerati rigidi (e.g. Gattesco et al. 2009), essi ripartiscono il
taglio di piano fra i maschi murari proporzionalmente alla rigidezza di questi. Quando la condizione
di rigidezza del solaio viene a mancare la ripartizione delle azioni taglianti tra i maschi avviene
in funzione delle loro aree di influenza. Le due metodologie messe a punto per valutare l’accelerazione
resistente dell’edificio rispetto al collasso globale tengono conto di questa differenza nella
ripartizione delle azioni.
La procedura di analisi del comportamento locale è necessaria in quanto gli edifici in muratura,
costruiti in zone che all’epoca della loro edificazione non erano classificate sismiche, possono presentare
criticità locali, dovute al mancato collegamento delle pareti con i solai o delle pareti tra loro
ortogonali oppure alla presenza di strutture spingenti, con il possibile collasso di porzioni del fabbricato.
Lo studio del comportamento locale inizia con la compilazione di una scheda semplificata
da eseguire in sito durante la visita di sopralluogo. In questa scheda sono indicate le carenze strutturali
che possono favorire la formazione di un cinematismo ed i presidi che possono ostacolare l’attivazione
del cinematismo stesso; l’intersezione tra carenze e presidi presenti evidenzia se ci sono
possibilità di attivazione dei meccanismi. Mediante opportuni abachi è possibile stimare rapidamente
in sito la capacità resistente di alcuni meccanismi. Questi abachi, attraverso le dimensioni di base,
altezza e spessore di una parete, consentono di quantificare il valore dell’accelerazione al piede dell’edificio
che causa il collasso dell’elemento locale. Per gli altri meccanismi e in caso di incertezza
della soluzione grafica, si passa alla fase successiva dove, mediante una semplice procedura nume-
450

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
rica si ottiene una quantificazione del valore dell’accelerazione al piede necessaria per l’attivazione
del meccanismo in argomento. La terza fase, di approfondimento, si sviluppa su un numero ridotto
di edifici. Si vanno, infatti, ad individuare alcuni edifici campione, rappresentativi delle tipologie
costruttive presenti sul territorio, da sottoporre ad analisi più approfondite. Attraverso indagini
locali più approfondite, anche di tipo strumentale, è possibile individuare dei parametri correttivi
atti a migliorare i valori di PGA valutati mediante le analisi semplificate della seconda fase (Fig. 1).
In conclusione è stata proposta una procedura per la valutazione della vulnerabilità sismica degli
edifici scolastici in grado di fornire una quantificazione della resistenza degli edifici stessi espressa
in termini di accelerazione al piede e da questa il deficit di PGA. L’attendibilità della scala di
priorità che si ottiene dall’applicazione della procedura, è strettamente legata alla qualità delle informazioni
e all’aderenza dei modelli utilizzati alla realtà. Per questo motivo, sono stati costruiti degli
strumenti di supporto alla visita (tabelle, abachi) che aiutano l’ispettore a comprendere già in sede
di sopralluogo il comportamento della struttura quando soggetta ad eccitazione sismica, in modo
che egli possa raccogliere tutti i dati necessari per eseguire un’analisi esauriente.
La procedura proposta è utilizzata nella redazione di una graduatoria di rischio sismico riguardante
tutte le scuole della Regione Friuli Venezia Giulia.
Ringraziamenti. Questo lavoro è stato realizzato con il contributo finanziario della Regione Friuli Venezia
Giulia, nell’ambito del Progetto ASSESS 2008-2011: “Analisi degli scenari sismici relativi agli edifici strategici
scolastici finalizzata alla definizione delle priorità di intervento per la riduzione del rischio sismico”.
Bibliografia
Calvi G.M., Pinho R., Goretti A., Crowley H., Colombi M., Grant D.N., Bomber J.J., 2007: Metodologia per definire le priorità e
le tempistiche necessarie all’intervento sismico nelle scuole in Italia. ANIDIS 2007, XII Convegno: L’Ingegneria sismica in
Italia, 10-14 giugno; Pisa.
Dolce M., Masi A., Moroni C., Liberatore D., Laterza M., Ponzo F., Cacosso A., D’Alessandro G., Faggella M., Gigliotti R., Perillo
G., Samela L., Santarsiero G., Spera G., Suanno P.,Vona M., 2004. Valutazione della vulnerabilità sismica di edifici scolastici
della Provincia di Potenza. ANIDIS 2004, XI Convegno: L’Ingegneria sismica in Italia, Genova 25-29 gennaio 2004.
Dolce M., Moroni C., 2007. Le procedure VC e VM per la valutazione della vulnerabilità e del rischio sismico degli edifici
pubblici. Congresso Anidis 2007, 10-14 giugno; Pisa, IT.
DPCM 12.10.2007. Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri per la valutazione e la riduzione del rischio sismico del
patrimonio culturale con riferimento alle norme tecniche per le costruzioni. G.U. n. 24 del 29 gennaio 2008.
FEMA 154, 2002. Rapid Visual Screening of Buildings for Potential Seismic Hazards: A Handbook. Federal Emergency
Management Agency, 2002. Marzo 2002.
Gattesco N., Benussi F., Macorini L., 2009. Tecniche di irrigidimento in piano di solai lignei caratterizzate da elevata reversibilità.
ANIDIS 2009, XIII Convegno: L’Ingegneria sismica in Italia, 28 giugno/2 luglio; Bologna.
GNDT, 2007. Manuale per il rilevamento della vulnerabilità sismica degli edifici - Istruzioni per la compilazione della scheda di
2° livello. 2007.
Restrepo Velez L.F., Magenes G., 2003, Simplified procedure for the seismic risk assessment of unreinforced masonry buildings.
Proc. of the 13° World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, Canada, 2004.
LA MESSA IN SICUREZZA POST-SISMA DEGLI EDIFICI. SOLUZIONI E STRUMENTI
MESSI A PUNTO IN OCCASIONE DEL TERREMOTO DE L’AQUILA
S. Grimaz
Dipartimento di Georisorse e Territorio – Università degli Studi di Udine
Il Terremoto dell’Aquila ha rappresentato un significativo tavolo di prova per l’intero sistema di
protezione civile, evidenziando sia i punti di forza sia i settori nei quali ci sono ancora spazi di
miglioramento. Il fatto che il terremoto abbia colpito un capoluogo di regione, provocandone
l’intero sfollamento con la definizione di una zona rossa accessibile al solo personale di soccorso,
ha determinato una situazione senza precedenti. Un’intera città e il suo hinterland sono stati messi
in ginocchio anche sotto il profilo dell’accessibilità. Molto elevato infatti è stato il numero di edifici
che, pur non avendo subito danni significativi, sono stati dichiarati inagibili perché non
raggiungibili in condizioni di sicurezza o perché su di essi incombevano altri edifici pericolanti o
451

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
altre situazioni di rischio. La complessità dello scenario creatosi, unitamente all’urgenza e alla
tipologia degli interventi di messa in sicurezza per il ripristino della viabilità e la salvaguardia del
patrimonio edilizio e monumentale, ha portato al coinvolgimento primario del Corpo nazionale dei
Vigili del Fuoco. Presso la Direzione regionale VVF dell’Abruzzo, con sede a L’Aquila, è stato
quindi istituito un apposito Nucleo per il Coordinamento delle Opere Provvisionali (NCP) al quale
è stato affidato il compito di garantire l’uniformità nella realizzazione delle opere provvisionali
effettuate dai Vigili del Fuoco e monitorarne lo stato di avanzamento, in sinergia con gli Enti del
sistema di Protezione Civile nazionale preposti alla gestione dell’emergenza. In particolare, al NCP
sono state affidate le seguenti funzioni:
- elaborazione di procedure tecnico-organizzative per la gestione degli interventi nello specifico
contesto operativo emergenziale, sviluppando intese e collaborazioni con gli organismi esterni ai
Vigili del Fuoco (DICOMAC, COM, Sovrintendenza ai beni architettonici e culturali, Università,
Comunità scientifica, Enti locali, etc.);
- elaborazione di standard progettuali e soluzioni tipo per le opere provvisionali;
- consulenza tecnica, informazione e formazione del personale per l’effettuazione di lavori di particolare
complessità;
- monitoraggio degli interventi riguardanti la realizzazione di opere provvisionali attraverso l’acquisizione
e gestione dei relativi dati.
L’autore della presente memoria è stato chiamato a far parte del Nucleo con compiti di coordinamento
scientifico nell’elaborazione degli standard progettuali e di supporto nel raccordo operativo
tra Vigili del fuoco e rappresentati scientifici della Funzione Tutela dei Beni Architettonici e
Culturali. Nel seguito si illustrano brevemente gli strumenti e le soluzioni organizzative che si sono
messe a punto nell’ambito di tale mandato. Per quanto riguarda l’elaborazione di standard progettuali,
risultato delle attività è stata la predisposizione di un Vademecum di Schede Tecniche sulle
Opere Provvisionali (Vademecum STOP) riportante le soluzioni progettuali più ricorrenti per la
messa in sicurezza dei manufatti danneggiati, quali puntelli di ritegno e di sostegno, tirantature, cerchiature,
etc., compresi i relativi particolari costruttivi (connessioni tra gli elementi, vincoli, nodi,
Fig.1 - Vademecum STOP (estratto versione 2.2).
452

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
etc.). Obiettivo delle schede è quello di rendere agevole e pratico il dimensionamento, sul campo,
delle opere da parte delle squadre dei Vigili del Fuoco già dalle prime fasi dell’emergenza postsismica.
Le soluzioni progettuali proposte sono state individuate tenendo conto dei mezzi e delle
tecniche in uso nel Corpo Nazionale, della tipologia di materiale disponibile, delle problematiche
connesse con le operazioni costruttive, quali sicurezza degli operatori, semplicità e tempistica di
realizzazione. Le schede, concepite come uno strumento di supporto alle decisioni, sono state suddivise
in diverse sezioni ove vengono riportati, sinteticamente, gli aspetti essenziali che orientano
la scelta progettuale:
- tipologia di struttura danneggiata e meccanismo di collasso in atto, per contrastare il quale l’opera
si rende necessaria;
- indicazioni generali e schemi per il dimensionamento degli elementi principali e secondari;
- evidenziazione delle criticità da gestire, con indicazioni esecutive e particolari costruttivi;
- istruzioni per l’uso della scheda.
Schemi ed abachi sono la sintesi di considerazioni che combinano aspetti teorico-scientifici con
le conoscenze derivanti dall’elevata professionalità ed esperienza dei Vigili del Fuoco, acquisita sia
nell’attuale che nelle passate calamità. Attraverso un approccio del tipo “work in progress”, basato
su un continuo feed-back tra progettazione e controllo realizzativo, sono stati assemblati i vari contributi
forniti dai tecnici del Nucleo e degli operatori, tra i quali quello degli specialisti VVF-SAF
(soccorso Speleo Alpino Fluviale).
Le schede STOP hanno riscosso un notevole gradimento da parte del personale direttivo e operativo
VVF, soprattutto perché si sono dimostrate essere un agevole strumento per eseguire le opere
provvisionali in emergenza superando l’onere, spesso insormontabile, della progettazione tradizionale
attraverso laboriosi calcoli. La possibilità di velocizzare il computo a piè d’opera del materiale
necessario alla realizzazione ha reso altresì più efficace e standardizzabile il reperimento del
materiale, rendendo più rapido il processo di messa in sicurezza. La definizione di particolari
costruttivi e la standardizzazione delle soluzioni ha consentito di eliminare anche alcune difficoltà
connesse sia alla realizzabilità delle opere che al passaggio di consegne negli avvicendamenti tra
squadre operative e responsabili tecnici. Nella fase di messa a punto delle schede sono state realizzate
anche opere prototipali, sfruttate poi anche sul piano della formazione e addestramento interno.
Un esempio è l’opera di puntellamento della Chiesa di Sant Eusanio Martire a Sant Eusanio Forconese
(AQ) (Fig. 2).
Oltre alla elaborazione di standard è stata curata, di concerto con i responsabili scientifici del
MiBAC, la realizzazione di interventi complessi o particolari in alcuni dei quali è stato sperimentato
l’impiego di nuove tecnologie (ad esempio l’uso di fibre di carbonio) in operazioni urgenti e in
Fig. 2 – Puntellatura di ritengo della chiesa di S. Eusanio Martire a Sant Eusanio Forconese (AQ) - soluzione tipo
R3 Vademecum STOP. a) Fase di sollevamento con l’autogru dell’opera costruita a terra in zona di sicurezza. b)
Opera completata.
453

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 3 – Intervento di messa in sicurezza della cella campanaria del campanile della Chiesa di San Felice Martire a
Poggio Picenze (AQ) mediante l’utilizzo di fibre di carbonio. a) Precarietà d’equilibrio generata dal danno alla torre
campanaria con possibilità di crollo incipiente sulla chiesa. b) Applicazione delle fibre di carbonio con impiego
di tecniche in quota da parte del personale VVF-SAF. c) Opera di messa in sicurezza della cella campanaria completata.
condizioni operative particolarmente difficili sotto il profilo della sicurezza degli operatori. Un
esempio in tal senso è stata la messa in sicurezza della cella campanaria del campanile della Chiesa
di San Felice Martire a Poggio Picenze (AQ) (Fig. 3).
Sul fronte organizzativo, presso l’NCP, è stato costituito un tavolo di raccordo operativo tra i
rappresentanti del MiBAC e gli operatori VVF, le cui riunioni si svolgevano a cadenza giornaliera.
Tale tavolo ha permesso di definire congiuntamente correzioni e varianti che venivano validate in
tempo reale dai soggetti coinvolti permettendo così una significativa velocizzazione nel passaggio
tra la definizione della soluzione/modifica progettuale e la sua effettiva realizzazione. L’esperienza
fatta consente di trarre alcune considerazioni utili in una prospettiva di miglioramento. Si è infatti
constatato che la definizione di strumenti operativi e gestionali, quali il Nucleo di coordinamento
delle opere provvisionali, il vademecum STOP e le riunioni operative inter-forze, si è dimostrata
vincente. Sul piano operativo tali strumenti, affiancati alle procedure istituzionali, hanno infatti facilitato
e velocizzato le attività di raccordo tra soggetti, favorendo l’attivazione di sinergie. Al contrario,
nelle prime fasi, quando le procedure istituzionali predisposte non erano affiancate da tali strumenti
operativi, si sono più volte prodotti dei colli di bottiglia e intoppi incompatibili con le esigenze
e le tempistiche che caratterizzano un’operazione urgente in emergenza. L’esperienza fatta evidenzia
dunque come la definizione di strumenti di supporto alle decisioni sia sul fronte gestionale
che operativo può migliorare l’efficacia del sistema di risposta di protezione civile producendo
sinergie estremamente positive tra le Istituzioni coinvolte. Gli stessi strumenti di standardizzazione
454

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
(soluzioni tipo) possono anche essere, in prospettiva, un utile elemento da sfruttare per facilitare e
velocizzare il raccordo tra la fase di valutazione del danno, nella quale si individuano anche le
potenziali esigenze di opere provvisionali, e la successiva fase di realizzazione.
Ringraziamenti. Il lavoro è stato svolto nell’ambito delle attività del Corpo Nazionale dei Vigili del Fuoco nell’emergenza
sismica del terremoto dell’Abruzzo dal Nucleo di coordinamento delle opere provvisionali insediato
presso la Direzione regionale VVF dell’Abruzzo, dove l’autore ha curato il coordinamento scientifico del
gruppo di lavoro per la redazione delle schede STOP. Si ringraziano gli Ingg. S. Basti, D. Ambrosini L.
Munaro, M. Cavriani, E. Mannino, M. Bellizzi, M. Caciolai, L.Ponticelli, C. Bolognese, A. Maiolo, A.
D’Odorico del Corpo Nazionale dei Vigili del Fuoco con in quali si è efficacemente e proficuamente collaborato
e i colleghi dell’Università di Udine Ingg. F. Barazza, P. Malisan e A. Moretti per il contributo fornito nella
realizzazione del Vademecum.
Bibliografia
Cavriani M., Grimaz S. (Coord.), Mannino E., Munaro L.; 2009: Schede tecniche di opere provvisionali (STOP) per la messa in
sicurezza post-sisma. www.vigilfuoco.it
IMPLEMENTAZIONE DI SUPPORTI ALLE DECISIONI NELLA MESSA IN SICUREZZA
POST-SISMA DEL PATRIMONIO CULTURALE
S. Grimaz, A. Moretti
Dipartimento di Georisorse e Territorio, Università degli Studi di Udine
Gli ultimi due eventi sismici significativi che hanno colpito l’Italia, ovvero il terremoto dell’Umbria-Marche
del 1997 e quello dell’Abruzzo del 2009, hanno rappresentato dei momenti chiave
per la gestione del patrimonio culturale in emergenza. Nel 1997, per la prima volta, è stata utilizzata
una scheda per la valutazione del danno alle chiese (che costituiscono la gran parte del patrimonio
architettonico storico) fungendo da vera e propria guida del rilevatore per il riconoscimento
e l’analisi dei meccanismi di danno provocati dal sisma negli edifici colpiti. La scheda rappresentava
un importante punto di sintesi degli studi di vulnerabilità sismica a posteriori per le chiese, sviluppati
negli anni immediatamente precedenti al sisma in particolare in Friuli. L’impostazione alla
base della valutazione del danno, che presuppone un’analisi di tipo cinematico delle varie parti della
chiesa (i “macroelementi”) era però conosciuta solo da un ristretto gruppo di esperti che avevano
svolto degli studi sull’argomento.
D’altro canto il metodo si era dimostrato intuitivo ed estremamente efficace specialmente in
condizioni d’emergenza, tanto che in occasione del terremoto Umbria-Marche è stato possibile,
anche in considerazione del gran numero di beni architettonici presenti sul territorio colpito, affidare
il rilevamento del danno alle chiese a tecnici di diversa formazione e competenza. Per questa
ragione il rilevamento dei danni ha avuto innanzitutto il significato di una grande operazione di formazione
sul campo dei rilevatori. Lo strumento predisposto era costituito da una scheda tradizionale
che, oltre a raccogliere i dati identificativi del bene architettonico, procedeva nell’analisi ordinata
dei vari macroelementi costituenti la chiesa, guidando il rilevatore nell’osservazione sul campo.
L’abaco con la schematizzazione dei meccanismi di danno tipici, allegato alla scheda consentiva
anche a rilevatori non particolarmente esperti di riconoscere per comparazione i fenomeni di danno
e di darne una valutazione di gravità secondo criteri normalizzati. L’utilizzo della scheda come strumento
di supporto alle decisioni si è rivelato estremamente proficuo; le valutazioni del danno sono
state effettuate con criteri omogenei e i decisori hanno potuto disporre di rapporti tecnici immediatamente
comprensibili e comparabili nelle fasi successive del processo di ricostruzione post-sisma,
come è avvenuto con nella Regione Marche dove è stato redatto il Piano di Ripristino, Recupero e
Restauro del patrimonio danneggiato che ha ordinato le priorità di intervento su 2.385 monumenti
a partire, in primis, dai dati del rilevamento di danno normalizzati.
La scheda è stata testata e migliorata in tempi successivi e utilizzata in ogni evento dopo quel-
455

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1- Estratto della scheda attualmente utilizzata per il rilevamento del danno alle chiese messa a punto nel 2006
dal Dipartimento della Protezione Civile e dal Ministero per i Beni e le Attività Culturali (Modello A – DC).
lo dell’Umbria-Marche, fino a diventare lo strumento ufficiale del Dipartimento della Protezione
Civile e del Ministero per i Beni e le Attività Culturali per il rilievo del danno alle chiese (scheda
A-DC) e ai palazzi (scheda B-DP). Nell’attuale versione della scheda a 28 meccanismi è prevista
una sezione per l’individuazione e la descrizione sintetica delle misure di pronto intervento che il
rilevatore, all’atto del sopralluogo, ritiene necessari per la messa in sicurezza del monumento. Le
indicazioni di carattere tecnico su tali misure di salvaguardia sono però estremamente sintetiche e
non consentono di fornire delle indicazioni esecutive per la loro realizzazione. La progettazione prima
e la realizzazione poi delle opere di messa in sicurezza sono quindi delle operazioni che vengono
decise di caso in caso, con criteri di dimensionamento e di esecuzione diversificati. Nel terremo-
Fig. 2 - Sezione A20 della scheda “chiese” che riporta i provvedimenti di pronto intervento suggeriti dal rilevatore;
non sono previste delle indicazioni di carattere tipologico. La fase dell’analisi del danno è disgiunta dalla fase di
esecutiva del progetto di messa in sicurezza.
456

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 3 - Estratto del Vademecum delle schede STOP elaborato dal Corpo Nazionale dei Vigili del fuoco (gruppo di
lavoro istituito nell’ambito del Nucleo di Coordinamento delle Opere Provvisionali del CNVFF coordinato da
S.Grimaz). La struttura delle schede consente di definire un raccordo immediato con i meccanismi di collasso individuati
con la scheda “chiese” (confronta Fig. 2).
to dell’Abruzzo, a differenza di quanto accaduto con gli altri terremoti anche recenti (Piemonte,
Molise, Garda), la realizzazione delle opere provvisionali è stata affidata in modo sistematico al
Corpo Nazionale dei Vigili del Fuoco, che si è dotato di una apposita struttura tecnica di coordinamento
ed indirizzo degli interventi. Questa struttura ha normalizzato le procedure di intervento, elaborato
degli standard progettuali e una efficace documentazione tecnica di carattere operativo per
la realizzazione delle opere provvisionali (schede STOP). L’operazione si è basata sullo stesso pre-
Fig. 4 - Proposta di integrazione della scheda “chiese” con la definizione di un rimando alle configurazioni delle
Schede STOP del Corpo Nazionale dei Vigili del Fuoco nelle quali sono date indicazioni di fattibilità e di carattere
esecutivo utili in sede di scelta del tipo specifico di provvedimento, di dimensionamento e di stima rapida del materiale
necessario per la sua realizzazione.
457

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
supposto con il quale è stato affrontato il rilevamento dei danni in Umbria-Marche, ovvero quello
costruire degli strumenti di supporto alle decisioni per i tecnici non necessariamente esperti chiamati
ad operare con rapidità in un contesto post-sismico. L’analogia fra le due operazioni non risiede
solamente nei presupposti e nella filosofia (il supporto alle decisioni), ma ha anche un notevole
grado di congruenza tecnica. Infatti le schede STOP individuano un percorso logico che parte dalle
esigenze di intervento per arrivare fino ai dettagli esecutivi; le esigenze di intervento sono a loro
volta chiaramente messe in evidenza nell’analisi per macroelementi della scheda. Si propone quindi
una integrazione delle due procedure che consenta di eliminare il gap esistente fra il momento di
analisi del danno e quello di realizzazione del pronto intervento (Fig. 4). I vantaggi di questa integrazione
sono diversi. Innanzitutto la valutazione congiunta fra tecnici (Tutela dei beni architettonici
e Vigili del fuoco) consente di comporre in un’unica soluzione anche gli aspetti connessi alla
fattibilità in emergenza delle opere provvisionali. Inoltre con un esito di sopralluogo che produca
anche il progetto dei provvedimenti di pronto intervento secondo schemi pre-codificati si possono
ridurre i tempi per la messa in sicurezza degli edifici. Nello specifico per realizzare tale integrazione
si propone per la schede “chiese” e “palazzi” una sezione “interfaccia” con le soluzioni tipo previste
nel Vademecum delle schede STOP del CNVVF, nella quale sia possibile descrivere la tipologia
e localizzare le opere provvisionali definite in forma interdisciplinare direttamente in sede di
sopralluogo.
Bibliografia
Doglioni F., Petrini V., Moretti A.; 1994: Le chiese e i terremoto. Dalla vulnerabilità constatata nel terremoto del Friuli al
miglioramento antisismico nel restauro. Verso una politica di prevenzione. Lint Editoriale Associati, 320 pp.
Cavriani M., Grimaz S. (Coord.), Mannino E., Munaro L.; 2009: Schede tecniche di opere provvisionali (STOP) per la messa in
sicurezza post-sisma. www.vigilfuoco.it
VALUTAZIONE DI VULNERABILITÀ DELLA CHIESA DI SAN MARTINO AD ARTEGNA
(UD) E CONFRONTO CON I DANNI PROVOCATI DAL SISMA DEL 1976
A. Gubana, F. De Monte
Dipartimento di Ingegneria Civile ed Architettura, Università di Udine
La Chiesa di San Martino ad Artegna (UD) rappresenta, per la sua storia peculiare, un valido
riferimento su cui verificare le procedure di valutazione della vulnerabilità e di analisi della risposta
sismica. L’edificio, riedificato dopo il terremoto del 1511, era stato riaperto al pubblico appena
pochi giorni prima del terremoto del 1976, alla conclusione di lavori di restauro curati dalla Soprintendenza.
La ricerca d’archivio ha consentito di individuare molteplici documenti, tra cui il progetto
dei lavori a suo tempo effettuati e numerose immagini della Chiesa appena prima e dopo le scosse
del 6 maggio e successivamente a quelle del 15 settembre. I danni rilevati erano anche stati schedati
ed analizzati in Doglioni et al. (1994). Le ricerche condotte sulla vulnerabilità degli edifici storici
a seguito di più recenti eventi sismici (i.e. Giuffrè (1988), Lagomarsino (1998 e 1999)) hanno
messo in evidenza la necessità di un diverso approccio nell’analisi della risposta sismica di questi
edifici, ed in particolare degli edifici di culto. La fabbrica è stata quindi analizzata individuando i
macroelementi, i meccanismi di collasso e valutando i moltiplicatori di carico dei cinematismi,
mentre in parallelo sono state eseguite un’analisi non lineare di tipo push-over, un’analisi dinamica
modale ed una statica lineare (De Monte (2007)).
I risultati delle verifiche hanno confermato che i macroelementi, costituenti la chiesa di San
Martino, non erano in grado di sopportare le azioni orizzontali in occasione del sisma del 1976 ed
i risultati teorici sono in buon accordo con le evidenze documentali Infatti i meccanismi evidenziati
dall’analisi limite, ovvero quelli con il moltiplicatore di collasso minore, hanno trovato una puntuale
corrispondenza nel quadro dei danni rilevati.
L’analisi globale dell’edificio con il metodo push over è risultata cautelativa in una delle due
458

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 – Chiesa di San Martino ad Artegna (UD)
dopo i restauri.
direzioni, mettendo quindi in luce la
necessità di una più precisa valutazione
della richiesta di spostamento locale e/o
dell’utilizzo di un diverso valore del fattore
di smorzamento negli spettri di risposta
in spostamento per queste tipologie di
edifici. Infine alcune indicazioni utili da
utilizzare a corredo possono venire dai
risultati delle analisi statica lineare e
dinamica modale, principalmente come
supporto per l’individuazione della possibile
posizione d’innesco delle linee di
fessurazione.
Fig. 2 – Chiesa di San Martino ad Artegna (UD) dopo il terremoto del 1976 (Archivio fotografico di Udine della
Soprintendenza per i BAPPSAE del FVG).
Bibliografia
De Monte F.; 2007. Analisi non lineari e meccanismi di collasso per gli edifici monumentali: esempio di studio della Chiesa di San
Martino ad Artegna. Tesi di Laurea, Relatore: A.Gubana, Università di Udine.
Doglioni F., Moretti A., Petrini V.; 1994. Le Chiese e il terremoto, Edizioni LINT, Trieste.
Giuffrè A.;1988. Monumenti e terremoti, Multigrafica Editrice, Roma.
Lagomarsino S.;1998. A new methodology for the post-earthquake investigation of ancient churces; Proc. of the XI European
Conference on Earthquake Engineering, Paris.
Lagomarsino S.; 1999. Damage survey of ancient churces: the Umbria-Marche experience, Proc. of the International Workshop on
Measures of seismic damage to masonry buildings, Monselice.
459

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
SEISMIC SITE EFFECTS FOR A PRELIMINARY EVALUATION
OF SEISMIC RISK OF SCHOOL BUILDINGS: A FIRST APPLICATION
ON GEMONA DEL FRIULI AND TARCENTO CASE STUDIES
P. Malisan, S. Grimaz, F. Barazza
Dipartimento Georisorse e Territorio, Università degli Studi di Udine
In Friuli Venezia Giulia (North-Eastern Italy) the ASSESS project (financed by the Regional
Civil Protection and developed by the Istituto Nazionale di Oceanografia e Geofisica Sperimentale,
the University of Trieste and the University of Udine) studies the seismic scenarios of strategically
school buildings. Due to the large amount of buildings that should be investigated (1022) the work
develops in several steps with different widening.
The purpose of the first step is to set a ranking among all the buildings (prioritization), in order
to define the subsequent ranking analyses. The ranking is based on values of risk evaluated simply
by computing the potential damage of a building, and sorting the results first in descending order of
potential damage, and secondly by considering the number of students presents in each building.
The data used are obtained from the “Anagrafe degli edifici scolastici” database (from now on,
called “Anagrafe” database, i.e. a register of school buildings), available for almost all the school
buildings of the Region. In this paper the authors present the results on potential damage obtained
using the macroseismic method proposed by Lagomarsino and Giovinazzi (2006). This method has
been adapted to the available data (i.e. the ones of the “Anagrafe” database). Shortly, the Lagormarsino
and Giovinazzi method consists in assigning to each building a vulnerability base score
depending from its typology; afterwards some modifiers are computed by looking at all the features
(available into the database) able to affect the seismic behavior. The method and the ranges derive
from the EMS-98 macroseismic scale (Grünthal, 1998), and are defined starting from statistical
considerations. For further information on the application and the results of the method, see Malisan
et al. (2009).
In this work the authors will highlight the importance of the evaluation of the action (seismic
input) in the final definition of the potential damage. The function that defines the potential damage
is defined in Lagomarsino and Giovinazzi (2006) article, and characterizes the potential
(expected) damage through the EMS-98 damage grades.
First of all, the vulnerability index for each school building has been computed, as described
above. The evaluation of the potential damage has been done by using the values of peak ground
acceleration both starting from the values of the seismic zones both from the “punctual” values of
PGA defined by Gruppo di Lavoro (2004) for the
whole Nation.
In the Friuli Venezia Giulia Region exists also a
map of the NEHRP zones (ASSESS, 2009). The data
of this map have been used to improve the evaluation
of the potential damage in the first level of the project.
The results are plot in Fig. 1, where in most of the
cases the value of potential damage calculated from the
value of PGA of the zone is higher than the one calculated
with the punctual PGA, but there are some cases
particularly significant in which the value of a g punctual
is higher than the other (i.e. the ones in zone 4 and
some buildings in the 3 rd zone). In the figure, the dots
Fig. 1 – Comparison among potential damage calculated from
the value of PGA of the zone and the one calculated with the
punctual PGA.
460

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 – Classification of geo-morphotypes [from Grimaz, 2009].
represent the values computed without considering the NEHRP class, while the empty squares the
ones with NEHRP classification. In the figure to a point can correspond to more than one building.
According to Eurocode 8 (1998), Grimaz (2009) defined several geo-morphotypes, presented in
Fig. 2. These geo-morphotypes have been geo-located in two sites of Friuli Venezia Giulia: Gemona
del Friuli (UD) and Tarcento (UD) (Fig. 3). After the earthquake on 6 May 1976 in Friuli about
85000 damage inspection sheets were compiled by specific technician groups. These sheets have
been collected and entered in a geo-located database (Di Cecca and Grimaz, 2008).The analyses of
these data lead to conclusions regarding average values and variability range of ground motion
Fig. 3 – Geo-morphotypes present in Gemona del Friuli (a) and Tarcento (b) and average values and variability range
of ground motion parameters estimated for the different geo-morphotypes of Gemona and Tarcento (c and d)
[from Grimaz, 2009].
461

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 – Comparison of potential
damage computed with geo-morphotypes
and the one without.
parameters in some of the geo-morphotypes individuated (Fig. 3c and 3d). The first evaluation of
the geo-morphotypes in Gemona del Friuli and Tarcento allows the authors to compare the results
obtained for the school buildings by using:
- the action (PGA) in correspondence to the bedrock;
- the action obtained by considering also the NEHRP class of the soil;
- average relative amplification factors (ARAF) of each geo-morphotype (Fig. 4).
Looking at Fig. 4 it is possible to observe that the potential damage always increases when geomorphotypes
are considered (if the value of PGA is fixed). If then we compare the positions of the
buildings in the ranking list (created just for the two areas) we see that for most of the buildings the
ranking position will change (for example the building that would be the 16 th position without geomorphotypes
is 4 th in the ranking with geo-morphotypes). The data analyzed give us a certain variability
on the results and certainly the intrinsic variability of the ARAF takes the authors to use it
just as an indicator of potential critic zone that requires further analyses (i.e. microzonation).
Works in progress will lead the authors to define the geo-morphotypes for all the Region and to
improve therefore the knowledge of the values of ARAF and on their variability. This mean values
should be considered just as a
raw indication for the possible
increase of the action in correspondence
to a certain scenario.
Certainly they indicate the
necessity of further (and deeper)
analysis of the whole scenario in
which the building is set (comprehending
also the analysis of
Fig. 5 – Comparison among the ranking
list obtained with geo-morphotypes
and the two lists without them
(with ag defined from seismic zones
and with ag defined punctually).
462

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
the building). In any case, the potential effects of geo-morphologic scenarios could be taking into
account in the risk assessment in order to consider the different priority of investigation.
Acknowledgements. This work develops in the ASSESS project, financed by the Civil Defense Department of
Friuli Venezia Giulia Region (Italy)
References
Di Cecca M., Grimaz S.; 2008, accepted: The new Friuli earthquake Damage database (Fr.E.D.). Boll. Geof. Teor. Appl.
Eurocode 8; 1998 – EN 1998: Design of structures for earthquake resistance.
Gruppo di Lavoro, 2004: Redazione della mappa di pericolosità sismica prevista dall’ordinanza PCM del 20 marzo 2003. All. 1.
Rapporto conclusivo per il Dipartimento di Protezione Civile. INGV, Milano-Roma, aprile 2004, 65 pp + 5 appendici.
Grimaz S., 2009, accepted: Seismic site effects estimation from Probit analysis of the data of the 1976 Friuli earthquake (NE Italy).
Boll. Geof. Teor. Appl.
Grimaz S., Malisan P., Barazza F., Del Pin E.; 2009: Potenziale influenza degli effetti di sito nelle stime di rischio sismico a livello
territoriale. XIII convegno ANIDIS, Bologna.
Grünthal G.; 1998. “European Macroseismic scale 1998”. Chaiers du Centre Europèèn de Géodynamique et de Séismologie,
Volume 15, Luxembourg. 15
Lagomarsino S., Giovinazzi, S.; 2006: Macroseismic and mechanical models for the vulnerability and damage assessment of
current buildings. Bull. Earthquake Eng., 4, 415-443.
Malisan P., Grimaz S., Barazza F.; 2009: Prime valutazioni sul rischio sismico delle scuole del Friuli Venezia Giulia a partire dai
dati dell’Anagrafe degli edifici scolastici. XIII convegno ANIDIS, Bologna.
ASSESS, 2009: Relazione congiunta attività fase I. Istituto Nazionale di Oceanografia e Geofisica Sperimentale, Università di
Trieste, Università di Udine.
LE AZIONI SISMICHE PREVISTE NELLE NTC 2008:
ANALISI E CONFRONTI CON PRECEDENTI NORME SISMICHE
V. Manfredi, A. Masi
Dipartimento di Strutture, Geotecnica, Geologia applicata, Università degli studi della Basilicata, Potenza
Introduzione. La classificazione sismica di un territorio, dunque la definizione delle azioni con
cui devono essere progettate le costruzioni, è uno strumento fondamentale per la mitigazione del
rischio sismico. In Italia la prima classificazione fu proposta dopo il disastroso terremoto di Reggio
Calabria e Messina nel 1908. Successivamente, purtroppo sempre e solo a seguito di eventi verificatisi
nei decenni successivi, si arrivò fino al 1980 ad individuare a rischio quasi il 25% del territorio
nazionale. Negli ultimi decenni, in particolare dopo i terremoti del 1980 in Campania-Basilicata
e del 2002 in Molise, gli studi di pericolosità sismica effettuati hanno portato a classificare quasi
il 70% del territorio nazionale, ed inoltre con la OPCM 3274 del 2003, anche alle aree precedentemente
non classificate è stato attribuito un valore, seppur minimo, del parametro di pericolosità
adottato per la progettazione. Negli anni la classificazione sismica italiana è stata effettuata individuando
diversi intervalli di valori di intensità attesi e attribuendo all’intero territorio dei diversi
comuni il valore di intensità dell’estremo superiore dell’intervallo di appartenenza stimato. Chiaramente
tale procedura comporta in genere una sovrastima delle azioni sismiche assunte convenzionalmente
rispetto ai valori desunti localmente dagli studi di pericolosità. Ciò vale sia per il progetto
delle nuove costruzioni che per la valutazione e l’eventuale adeguamento di quelle esistenti prive
di protezione sismica. Se per le nuove costruzioni questa sovrastima non determina significativi
extra-costi, per le costruzioni esistenti ciò può comportare il ricorso a interventi di rafforzamento
sensibilmente più onerosi. Tali interventi, in particolare per le costruzioni ricadenti in aree con livelli
di pericolosità reali medio-bassi potrebbero essere molto limitati o addirittura evitati contando sul
surplus di capacità resistente di cui le strutture sono a volte dotate rispetto ai carichi gravitazionali
e che può essere reso disponibile nei confronti delle azioni sismiche (Masi et al., 2008). Attualmente
sono stati introdotti nelle recenti Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC2008, D.M.
14.01.2008) i risultati di nuovi studi sulla pericolosità (INGV 2004) che permettono la definizione
delle azioni sismiche con riferimento ad una scala continua di valori di scuotimento funzione delle
463

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
coordinate geografiche del sito. Nel presente lavoro vengono discusse le rilevanti differenze tra le
azioni sismiche di progetto basate sulla pericolosità sismica di base considerata nelle NTC 2008 e
quelle considerate in precedenti norme sismiche, in particolare la classificazione riportata nell’OPCM3274.
A tale scopo sono riportati alcuni confronti in termini di accelerazione di picco al
suolo (PGA) relativi all’intero territorio italiano e, con maggiore dettaglio, a quello della regione
Basilicata.
La classificazione sismica del territorio Italiano secondo la OPCM 3274 e NTC2008. Con
l’emanazione dell’OPCM3274 nel 2003 fu introdotta la classificazione del territorio in quattro Zone
Sismiche (ZS1, ZS2, ZS3, ZS4) ciascuna caratterizzate da un valore di PGA su suolo rigido e riferito
ad una probabilità di superamento del 10% in 50 anni (ovvero evento con periodo di ritorno di
475 anni) rispettivamente pari a 0.35g, 0.25g, 0.15g, 0.05g. Attualmente il D.M. 14 gennaio 2008
(Norme tecniche per le Costruzioni, NTC2008), utilizzando i risultati dello studio sulla pericolosità
sismica italiana elaborati dall’INGV (Gruppo di Lavoro MPS, 2004), fornisce una distribuzione
continua nello spazio dei
valori della sismicità nel
territorio superando, così, i
Fig. 1 - Classificazione sismica del territorio italiano secondo la
OPCM3274/2003
confini amministrativi
come limiti di definizione
dei differenti livelli di
sismicità previsti nella
classificazione precedente.
Nelle Fig. 1 e 2 sono riportati,
rispettivamente, la
mappa dei livelli di sismicità
attesi secondo la classificazione
introdotta con
l’OPCM3274 e secondo la
NTC2008 riferiti al valore
dell’accelerazione orizzontale
di picco su suolo rigido
che ha una probabilità
di superamento del 10% in
50 anni. Dalla immagini è
evidente che i maggiori
livelli di sismicità in Italia,
con limitate differenze tra
la classificazione OPCM e
quella NTC2008, sono
attesi lungo la dorsale
appenninica e nel Friuli. Va
però rilevato che, secondo
la mappa NTC2008, non
sono previsti, per eventi
con periodo di ritorno di 475 anni, valori di accelerazione superiori a 0.30g. Si riconosce, inoltre,
che nell’area centro-meridionale della Sicilia la zona con sismicità medio-bassa (valori tra 0.05g e
0.15g) è maggiormente estesa rispetto a quella definita dalla classificazione OPCM3274. Al contrario,
in alcune aree del Piemonte e della Valle d’Aosta, in particolare in prossimità del confine tra le
due regioni, sono attualmente previsti più elevati valori di pericolosità sismica.
Confronto tra le azioni sismiche OPCM3274 e NTC2008. Al fine di valutare in termini globali
per il territorio nazionale le variazioni delle azioni sismiche tra la OPCM3274 e le NTC2008,
464

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
nella Fig. 3 sono state riportate le
distribuzioni, in percentuale, dei
comuni (OPCM) e dei punti della
griglia di riferimento (NTC) aventi
valori di PGA (periodo di ritorno
475 anni, suolo rigido) ricadenti
negli intervalli 0-0.05g, 0.05g-
0.15g, 0.15g-0.25g, 0.25g-0.35g.
I dati in Fig. 3 evidenziano che
le NTC 2008 collocano la gran parte
del territorio nazionale in zona
sismica a bassa intensità (0.05-
0.15g) con una percentuale maggiore
del 50%, mentre nelle altre tre ZS
prevalgono le percentuali relative
alla OPCM. In particolare in ZS1 la
OPCM colloca il 9% (716 su 8101)
dei comuni, con una percentuale
all’incirca doppia rispetto alle NTC
che si fermano a circa il 5%. Inoltre,
secondo la classificazione
riportata nella OPCM, il numero di
comuni italiani ricadenti in zona a
più bassa sismicità (ZS4, PGA =
0.05g) sono circa il 42% (3427
comuni su 8101 totali). Per meglio
visualizzare le differenze, in Fig. 4
è mostrato il confronto in termini di
PGA previsto in ognuna delle città capoluogo di provincia (si noti che i valori di PGA riportati per
la NTC2008 sono riferiti al sito di costruzione della sede Comunale).
Il diagramma mostra che i valori di PGA di molte città classificate in ZS4 secondo la
OPCM3274 hanno, alla luce degli aggiornamenti introdotti con la NTC2008, un valore stimato ben
maggiore di 0.05g. Esse sono, ad esempio, le città di Cuneo, Sondrio ed Aosta. Con riferimento alle
altre zone sismiche risulta, invece, che i valori attribuiti secondo le NTC2008 sono generalmente
inferiori a quelli della precedente classificazione, in particolare per la ZS2. Ad esempio la città di
Roma, precedentemente classificata in zona 3 (PGA = 0.15g), presenta un valore di PGA minore del
29% secondo la NTC2008 (PGA =
0.107g), mentre il valore stimato per
Napoli subisce una riduzione del
33%. Solo alcune città, tra le quali
L’Aquila, presentano valori di PGA
maggiori nelle NTC rispetto alla
classificazione OPCM3274. Un analogo
confronto è illustrato in Fig. 5
con riferimento ai 131 comuni della
regione Basilicata. In questo caso,
salvo pochissime eccezioni e con
scostamenti modesti, i valori di PGA
previsti nelle NTC2008 sono inferiori,
a volte in modo sensibile, rispetto
Fig. 2 - Mappa di pericolosità secondo la NTC2008
Fig. 3 - Distribuzione percentuale dei punti della griglia di riferimento
(NTC2008) e dei comuni (OPCM3274) nelle quattro
fasce di valori di PGA corrispondenti alle ZS della OPCM 3274
465

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 - Confronto tra i
valori di PGA previsti
nelle NTC2008 e nella
OPCM3274 per le città
capoluogo di provincia
italiane.
a quelli della OPCM3274. In particolare, il capoluogo di regione, Potenza, subisce una riduzione
del 74% passando dal valore corrispondente alla zona 1 (PGA = 0.35g) a PGA = 0.202g. La riduzione
dei valori della azioni sismiche di progetto previste dalle NTC risulta particolarmente importante
in riferimento all’adeguamento del patrimonio edilizio esistente realizzato prima del 1980,
ossia della classificazione sismica che ha interessato la gran parte del territorio regionale. In particolare,
prima del 1980, dei 131 comuni lucani soltanto 6 risultavano classificati e, quindi, gran parte
del patrimonio edilizio esistente, sia pubblico che privato, risulta non protetto dal sisma. In particolare,
dei circa 3000 edifici pubblici presenti sul territorio regionale circa 2000 risultano non protetti
ed ingenti somme sono richieste per il loro adeguamento. Pertanto, con una più accurata definizione
delle azioni sismiche e la conseguente riduzione del deficit di protezione sismica, si otterrà
una significativa riduzione della entità e dei tempi per la messa in sicurezza del patrimonio edilizio
esistente.
Fig. 5 - Confronto tra i
valori di PGA previsti
nelle NTC2008 e nella
OPCM3274 per i 131
comuni della regione
Basilicata.
Le semplici analisi effettuate nel presente lavoro mostrano che, generalmente, la nuova mappa
di pericolosità considerata dalle NTC2008 restituisce valori inferiori di PGA rispetto a quelli previsti
nella classificazione per zone della OPCM 3274, in particolare per le località a più alta sismicità
attesa. Al contrario, alcune città ricadenti in zone classificate a più bassa sismicità (ZS4) secondo
le NTC risultano avere valori maggiori di PGA. La classificazione sismica introdotta con le NTC
consente, inoltre, una definizione continua, e non più discreta, nello spazio dei valori della perico-
466

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
losità sismica. Pertanto le azioni sismiche previste dalle NTC dovrebbero condurre sia ad una riduzione
che alla ottimizzazione dei costi per le nuove costruzioni. Ciò vale ancor più per le strutture
esistenti, nelle quali una stima più mirata della reale pericolosità sismica di base del sito di costruzione,
potrebbe risultare determinante ai fini degli esiti delle verifiche di sicurezza e, in caso di esito
negativo, richiedere interventi meno onerosi in termini di costi economici e sociali.
Bibliografia
Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri n.3274, 2003. Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione
sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica.
Decreto Ministeriale del 14.1.2008. Nuove Norme Tecniche per le Costruzioni.
Masi A., Vona M., Manfredi V., 2008. Analisi parametriche su strutture esistenti in c.a. finalizzate alla valutazione della coerenza
dei risultati ottenuti con diversi metodi di analisi, Convegno ReLUIS – linea 2, Valutazione e riduzione della vulnerabilità
sismica di edifici esistenti in c.a., Roma.
Gruppo di Lavoro MPS (2004). Redazione della mappa di pericolosità sismica prevista dall’Ordinanza PCM 3274 del 20 marzo
2003. Rapporto Conclusivo per il Dipartimento della Protezione Civile, INGV, Milano-Roma, aprile 2004, 65 pp. + 5
appendici.
LA PREVENZIONE DEL RISCHIO SISMICO NEGLI STRUMENTI
DI PIANIFICAZIONE TERRITORIALE E URBANISTICA
A. Manicardi 1 , M. Romani 2
1 Provincia di Modena, Servizio Pianificazione Urbanistica e Sistema Informativo Territoriale,
2 Regione Emilia-Romagna Direzione Generale Programmazione Territoriale e Negoziata, Intese. Relazioni Europee e
Relazioni Internazionali
Legislazione e pianificazione in ambito regionale. Scopo dell’intervento è presentare il quadro
dell’attuale normativa regionale relativa alla riduzione del rischio sismico ed il suo recepimento
ed applicazione negli strumenti di pianificazione territoriale ed urbanistica delle Province e dei
Comuni. La Regione Emilia-Romagna ha provveduto al recepimento dell’Ordinanza del Presidente
del Consiglio dei Ministri (OPCM) 20 marzo 2003, n. 3274, divenuta efficace con l’entrata in
vigore del D.M. 14 settembre 2005, ed ha nel contempo avviato il riordino delle norme in materia
di rischio sismico. Il recepimento del provvedimento nazionale, avvenuto con deliberazione di
Giunta Regionale n. 1677/2005, ha comportato la sostanziale modifica della precedente situazione,
in quanto:
• a seguito dell’Ordinanza i comuni emiliano romagnoli inseriti nella zona a media sismicità (ora
denominata “zona 2”) sono saliti da 89 a 105; 214 comuni sono stati inseriti nella zona a bassa
sismicità (ora denominata “zona 3”) e 22 nella zona a bassissima sismicità (ora denominata “zona
4”);
• ha determinato, dal 23 ottobre 2005, un deciso salto qualitativo nella progettazione edilizia nel territorio
regionale, chiamata all’osservanza alternativamente o della NTC approvata con il medesimo
decreto o della NTC del 1996.
Parallelamente sono stati attivati gruppi di lavoro a livello regionale al fine di definire direttive
ed indirizzi in merito alla compatibilità degli strumenti urbanistici con le condizioni di pericolosità
del territorio. Le attività dei gruppi di lavoro hanno preso le mosse dalla valutazione ed implementazione
dei provvedimenti già esistenti nel corpo normativo regionale, hanno considerato esperienze
in essere e favorito sperimentazioni a livello provinciale.
La legislazione regionale vigente in materia di governo del territorio (LR 20/2000 “Disciplina
generale sulla tutela e l’uso del territorio”) e in materia di edilizia (LR 31/2002 “Disciplina generale
dell’edilizia”) già riconoscevano alla pianificazione territoriale ed urbanistica il ruolo fondamentale
di concorrere alla riduzione e alla prevenzione del rischio sismico orientando i processi di trasformazione
del territorio secondo criteri di prevenzione e mitigazione del rischio sismico. In parallelo
a questi orientamenti si alzava la soglia d’attenzione degli enti intermedi di pianificazione: la
Provincia di Modena, ad esempio, la cui pianificazione territoriale (PTCP) era stata formata e
467

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
approvata alla fine degli anni Novanta del secolo scorso, già conteneva attenzioni alla riduzione del
rischio sismico in coerenza con le diposizioni nazionali al tempo vigenti. Inoltre, con la LR
31/2002, le Province emiliano romagnole assumevano anche l’esercizio le funzioni di verifica della
pianificazione attuativa comunale in materia sismica, funzioni rese efficaci ed esercitate dall’entrata
in vigore del D.M. 14 settembre 2005.
Nel 2007, con l’atto n .112/2007 “Indirizzi per gli studi di microzonazione sismica in Emilia-
Romagna”, l’Assemblea legislativa regionale ha definito gli indirizzi per la redazione di studi di
microzonazione sismica concretizzando l’obbligo della definizione dell’azione sismica negli strumenti
di pianificazione urbanistica comunale. Nel dispositivo viene altresì assegnato alle Province
la redazione di un quadro conoscitivo del territorio orientato alla definizione di macroareali aventi
differenti effetti di sito attesi in caso di sisma. Allo strumento di pianificazione a scala provinciale
- che nel caso specifico della Provincia di Modena è stato corredato anche da opportuna disciplina
applicativa e transitoria - deve seguire idoneo approfondimento a livello comunale, poi verificato
dalle Province nel rituale percorso di approvazione della strumentazione urbanistica, sia pianificatoria
che operativo- attuativa, formata dai dei Comuni.
Nel 2008 l’Assemblea legislativa ha quindi approvato la LR 19/2008 “Norme per la riduzione
del rischio sismico” sostituendo le disposizioni espresse nella LR n. 35 del 1984 e nel Regolamento
n. 33 del 1986, provvedendo così all’ormai necessario riordino delle funzioni regionali e locali
afferenti la materia sismica; in tal modo sono stati ulteriormente rafforzati i compiti degli strumenti
di pianificazione territoriale ed urbanistica nella prevenzione del rischio sismico ed il loro ruolo
nell’orientare i processi di trasformazione del territorio verso aree caratterizzate da minore pericolosità
sismica.
Nel 2009 infine, la legge regionale n. 6 “Governo e riqualificazione solidale del territorio”,
anche sulla scorta delle concrete esperienze provinciali, ha perfezionato alcuni articoli della LR
19/2008 precisando ulteriormente i contenuti inderogabili per la valutazione dei piani urbanistici
comunali in riferimento alle analisi di risposta sismica locale.
Adeguamento degli strumenti di pianificazione territoriale e urbanistica - I Piani Provinciali di
Coordinamento Territoriale (PTCP) rappresentano notoriamente gli strumenti di governo del territorio
con cui le Province esercitano il compito assegnato loro dalla Regione in relazione al governo
dei processi di trasformazione di area vasta e di indirizzo e coordinamento della pianificazione
comunale. Con i PTCP le Province definiscono anche le caratteristiche di vulnerabilità, criticità e
potenzialità delle singole parti del territorio e le conseguenti tutele, nonché i bilanci delle risorse territoriali,
i criteri e le soglie del loro uso, stabilendo le condizioni e i limiti di sostenibilità territoriale
e ambientale delle previsioni urbanistiche comunali che comportano rilevanti effetti che esulano
dai confini amministrativi di ciascun ente. Analizzando gli strumenti di pianificazione territoriale
delle Province, emerge che gli studi per la definizione della pericolosità sismica come richiesto dalla
DAL 112/2008, sono stati redatti da 5 province su 9: ne discende la condivisa consapevolezza
della necessità di aggiornare e adeguare quanto prima gli strumenti di pianificazione territoriale di
livello intermedio. Dall’esperienza quadriennale basata su un’analitica verifica della strumentazione
urbanistica comunale portata avanti dalla Provincia di Modena nel territorio di competenza (oltre
300 strumenti esaminati) emerge la necessità di una maggior attenzione nella redazione della documentazione
tecnica finalizzata alla riduzione del rischio sismico, con prevalente riferimento a:
• strumenti urbanistici comunali sia operativi (POC) che attuativi (PUA) riguardanti previsioni di
rilevante interesse pubblico, opere di importanza strategica e/o destinate ad elevata fruizione pubblica;
• indagini volte determinare aspetti singolari, ma significativi dei rapporti geologici (es. categoria
dei terreni di fondazione, condizioni di suscettibilità di effetti locali e coefficienti di amplificazione
dei terreni);
• assenza di approfondimenti di III° livello delle aree interessate dalle trasformazioni urbanistiche,
nei casi richiesti dalla normativa;
• informazioni e/o indagini geognostiche carenti o non adeguatamente documentate.
468

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Bibliografia
Antonella Manicardi, Luca Martelli; 2007: Prevenzione del rischio sismico: rappresentazione della pericolosità nei Ptcp.
Urbanistica, 132, 95-101.
Piano Territoriale di Coordinamento della Provincia di Modena 2009, Normativa; Quadro conoscitivo; Tav.2 - Carta delle aree
potenzialmente soggette a effetti locali per eventi sismici; Tav.3 Carta dei depositi del sottosuolo che influenzano il moto
simico in superficie; Carte di piano 2.2 - Rischio sismico: carta delle aree suscettibili di effetti locali.
L’AMPLIFICAZIONE SISMICA NEGLI “INDIRIZZI PER GLI STUDI
DI MICROZONAZIONE SISMICA IN EMILIA-ROMAGNA PER LA PIANIFICAZIONE
TERRITORIALE E URBANISTICA”
A. Marcellini 1 , L. Martelli 2 , A. Tento 1 , R. Daminelli 1
1 IDPA- CNR, Milano
2 Servizio Geologico, Sismico e dei Suoli, Regione Emilia-Romagna, Bologna
La Regione Emilia-Romagna con la delibera n.112 del 2 maggio 2007 ha introdotto gli “Indirizzi
per gli studi di microzonazione sismica in Emilia-Romagna per la pianificazione territoriale e
urbanistica” con i seguenti obiettivi principali:
1. Introdurre criteri uniformi per la protezione dal rischio sismico che tengano conto delle caratteristiche
geologiche locali
2. Fornire una guida ai professionisti per la realizzazione di indagini di microzonazione sismica
Gli indirizzi, redatti da un gruppo di lavoro composto da esperti dall’Università di Firenze, dal
CNR-IDPA e da funzionari e amministratori della Regione Emilia-Romagna, prevedono tre livelli
di approfondimento in relazione alle tipologie di applicazione. In sintesi, gli indirizzi forniscono il
moto di riferimento, in termini di accelerogrammi, per ogni comune e definiscono i seguenti tre
livelli di analisi. Si basa su dati geologici e geotecnici disponibili e costituisce essenzialmente uno
strumento per la pianificazione a livello provinciale (esempio P.T.C.P.). È rivolto alla pianificazione
a livello comunale e richiede una conoscenza geologica di maggior dettaglio del territorio. In
particolare sono richieste informazione su Vs e profondità substrato ai fini della valutazione delle
amplificazione sismiche. Si tratta di microzonazioni di dettaglio che richiedono una approfondita
conoscenza geologica e geofisica del territorio, l’impiego di adeguati modelli di calcolo della risposta
sismica e la valutazione di potenziali comportamenti non lineari dei terreni (in particolare possibili
fenomeni di liquefazione).
Nel presente lavoro si analizzano gli aspetti riguardanti i fenomeni di amplificazione sismica
relativi alla microzonazione del II livello. Essi sono stati suddivisi in a) amplificazioni dovute a
effetti litologici (variazione della Vs negli strati superficiali, profondità bedrock, ecc) e b) effetti
topografici.
a) Le linee guida forniscono ai professionisti incaricati di redigere le microzonazioni apposite
tabelle per la valutazione dei coefficienti di amplificazione sismica in termini PGA, intensità spettrale
calcolata tra 0.1 s e 0.5 s, intensità spettrale calcolata tra 0.5 s e 1.0 s, in entrambi i casi con
smorzamento 5%. I valori di amplificazione dipendono da:
- valori di Vs e profondità bedrock per l’ambiente appenninico;
- valore di Vs30 per la rimanente parte del territorio regionale (essenzialmente ambiente di pianura).
La Tab. 1 riguarda l’appennino e il margine appenninico-padano con substrato marino caratterizzato
da Vs ≥ 800 m/s.
Nella Tab. 1, Vs è la velocità media dei depositi fino al substrato, di profondità H, ed è ottenuta
con prove geofisiche. Per esempio: con depositi di profondità 17 metri e una Vs media di 270 m/s
si ottiene una amplificazione dell’intensità spettrale di 2.0.
469

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Tab. 1 – Fattore di amplificazione dell’Intensità Spettrale (0.1 s < To < 0.5 s).
b) Nelle linee guida, i coefficienti di amplificazione topografica, che sono derivati dalle norme
sismiche francesi della A.F.P.S., sono calcolati con una relazione dipendente dalla pendenza e dal
gradiente della pendenza del profilo topografico e sono limitati fra 1 e 1.4. Tuttavia la valutazione
degli effetti topografici presenta tuttora notevoli difficoltà anche a causa della influenza dell’aleatorietà
di alcuni parametri (come ad esempio l’angolo di incidenza) che rendono problematica la
generalizzazione del fenomeno. Queste difficoltà sono state evidenziate nello studio pilota sugli
effetti topografici condotto nel comune di Torriana (Rimini). Nella Fig. 1 sono mostrati la sezione
geologica passante per Torriana, il fattore di amplificazione calcolato mediante la formula prevista
dalle linee guida (pannello A) e il fattore di amplificazione dell’intensità spettrale, per 0.1s < To <
0.5s, (pannello B), ottenuto con una modellazione bidimensionale del profilo topografico. Si nota
una concordanza qualitativa tra i valori previsti dalle linee guida e quelli calcolati utilizzando la
modellazione. La sezione della Fig. 1 evidenzia anche i siti in cui sono state installate per alcuni
Fig. 1 – Fattore di amplificazione della topografia di Torriana (Rimini). Pannello A : linee guida. Pannello B: intensità
spettrale (0.1 s < To < 0.5 s) ottenuto con la modellazione.
470

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 – Rapporto spettrale stazione
“rocca” / stazione “campo”. Pannello
A : registrazioni sismometriche. Pannello
B: modellazione.
mesi due stazioni sismologiche (“campo” e “rocca”) che hanno permesso la registrazioni di numerosi
eventi sismici e di esplosioni prodotte in cave. La Fig. 2 confronta i rapporti spettrali delle due
stazioni di registrazione (pannello A) con i rapporti spettrali calcolati modellando la risposta topografica
per due diverse velocità delle onde S (pannello B). Come più volte evidenziato in letteratura,
non si riscontra una soddisfacente concordanza.
EFFETTI DI SITO DOVUTI ALLA VARIABILITÀ DELL’AZIONE SISMICA:
UNA SIMULAZIONE SULL’EVENTO DI PARKFIELD (CALIFORNIA) DEL 2004
M. Mucciarelli, C. Rubolino, M. Vona
DiSGG, Università della Basilicata, Potenza
Lungo la sezione della faglia di San Andreas, nella regione di Parkfield in California centrale, a
partire dagli anni ’80, fu avviata una sperimentazione finalizzata alla previsione dei terremoti. Sebbene
tale esperimento non ebbe un grande successo, in quanto il terremoto avvenne in ritardo rispetto
alle previsioni e per giunta senza nessun segnale precursore, vi è oggi a disposizione una grande
quantità di registrazioni, in prossimità della regione di faglia, mai avuta per un evento sismico. In
particolare, il 28 settembre 2004 un terremoto di magnitudo pari a 6.0 colpì la faglia di San Andreas
nella regione di Parkfield in California centrale, in un’area scarsamente popolata. Tale evento
rappresenta un classico esempio di variabilità del moto intra-evento. Le misurazioni del moto otte-
471

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
nute dall’evento del 2004 sono estremamente variabili (Ruth A. et al 2004, Shakal A. et al, 2004),
con notevoli differenze registrate a pochi chilometri di distanza. I picchi di accelerazioni vicino alle
regioni di faglia vanno da 0.13g a più di 1.8g, una delle più alte accelerazioni registrate finora addirittura
superiore alla capacità di registrazione dello strumento (California Integrated Seismic Network
http://www.cisn.org). Le più grandi accelerazioni si sono verificate in prossimità della zona
nord-ovest della presunta zona di rottura. Questi moti sono coerenti con la direzione di rottura della
faglia, dall’ipocentro vicino Gold Hill verso il nord-ovest. Tuttavia, accelerazioni fino a 0.8g sono
state osservate anche nella direzione opposta, a sud nella Valle di Cholame, coerentemente con la
rottura bilaterale, rottura a sud-ovest dell’ipocentro. Molte stazioni, vicine alla rottura di faglia, hanno
registrato di contro un’intensità relativamente debole.
L’evento di Parkfield rappresenta dunque un occasione unica per poter valutare gli effetti della
variabilità del moto, nell’ambito di un unico evento, sul danneggiamento degli edifici. Essendo la
zona interessata dall’evento praticamente priva di edifici il danneggiamento registrato è stato
sostanzialmente nullo. Per tale ragione, allo scopo sono stati costruiti degli scenari di danno fisico
agli edifici considerando come input sismico le registrazioni di Parkfield del 2004 e facendo riferimento
a tipiche tipologie edilizie, di origine europea, in cemento armato, costruite negli anni ’70 in
assenza di norme anti sismiche (Masi et al, 2009b). In termini di comportamento sismico globale,
le tipologie edilizie individuate sono caratterizzate da uno sviluppo prevalente in una direzione, dalla
presenza di solai orditi in una sola direzione, dalla simmetria morfologica e dalla assenza di telai
con travi nella direzione trasversale, salvo per i telai di estremità.
Al fine di limitare l’impegno computazionale sono state considerate soltanto le principali caratteristiche
tipologiche quali altezza, dimensione in pianta, presenza e distribuzione delle tamponature,
rigidezza dei telai trasversali esterni. In dettaglio, sono stati analizzati modelli a due, quattro e
otto piani con telai trasversali esterni aventi tamponature collaboranti (Infilled Frame, IF), non collaboranti
(Bare Frame, BF) o con disposte a piano porticato (Pilotis Frame; PF). Tutte le tipologie
(Fig. 1) sono state progettate secondo una consolidata procedura di progettazione simulata al fine
di definire i dettagli costruttivi in modo coerente con le normative e metodologie progettuali e
costruttive dell’epoca.
La valutazione della capacità resistente delle tipologie è stata valutata mediante analisi dinamiche
non lineari condotte con il codice di calcolo agli elementi finiti IDARC 2D e adoperando come
input sismico gli accelerogrammi naturali registrati. Sebbene i parametri sismici risultino ben correlati
tra di loro, come indicatore della pericolosità sismica si è scelto di utilizzare l’intensità di
Housner, che è risultata meglio correlata al danno subito dagli edifici, rispetto ad altri parametri
quali ad esempio il PGA come già dimostrato in precedenti studi (Masi et al, 2009a). La risposta
sismica delle strutture è stata valutata attraverso il parametro di risposta Drift/h che meglio si correla,
rispetto ad altri, al parametro sismico scelto. In base al drift raggiunto, per ogni accelerogramma
applicato, è stato assegnato un livello di danno in base alle definizioni contenute nella scala
macrosismica europea, EMS 98, che definisce 5 livelli crescenti di danno che vanno dal danno 1
(danno non strutturale lieve) al danno 5 (collasso totale) più il danno nullo 0 (Masi et al, 2009b).
I risultati mostrano, per questo terremoto, un livello di danno minore per le strutture tamponate,
mentre livelli di danno più alti si hanno per le tipologie senza tamponature e con piano porticato.
Si ha una tendenza del danno ad aumentare con l’altezza per gli edifici tamponati mentre il contrario
si verifica per le tipologie con tamponatura assente e con piano porticato. La tipologia con
livelli di danno più basso è quella con telai esterni completamente e ben tamponati, mentre livelli
di danno confrontabili spettano alle tipologie con piano porticato e privi di tamponatura. Per quanto
riguarda le altezze, in linea generale si nota una leggera prevalenza dei livelli di danno grave per
gli edifici di 2 piani, con una diminuzione all’aumentare del numero di piani. In particolare, questo
comportamento si riscontra per le tipologie prive di tamponatura o con piano porticato. Infatti, per
la tipologia con tamponatura si ha un aumento del danno grave passando da 2 a 4 piani ed una diminuzione
passando da 4 a 8 piani. In generale, passando da strutture con travi emergenti a quelle con
472

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1. Tipologie analizzate.
travi a spessore si manifesta un aumento del livello di danno specie per le strutture non tamponate.
Nelle tipologie tamponate l’effetto della rigidezza dei traversi per i telai non è rilevante, in quanto
prevale l’effetto irrigidente della muratura che tende a colmare le differenze esistenti. Inoltre, l’aumento
del numero di telai interni (privi di travi) tende in generale ad incrementare i livelli di danno.
La tipologia strutturale che in assoluto presenta la percentuale maggiore di livelli di danno 4 e
5 è la tipologia priva di tamponatura, con 2 piani e con travi a spessore. Di contro, la tipologia con
livelli di danno più basso è la tipologia con telai esterni completamente tamponati, con 2 piani e
473

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
pianta piccola, con sia travi emergenti che con travi a spessore. Infine, è stata valutata la distribuzione
spaziale del danneggiamento nella regione interessata dal sisma del 2004. Il danno grave sembra
concentrarsi principalmente alle estremità della faglia, a causa di una maggiore ampiezza dei
moti in queste zone, coerenti con il meccanismo di rottura bilaterale che ha interessato la faglia di
tipo trascorrente. Molto interessante, inoltre, è quanto si verifica a causa della notevole variabilità
del moto. In alcuni casi si ha il crollo di quasi tutte le tipologie mentre a poca distanza si ha al massimo
un danno moderato. L’ampia variabilità del moto, che per questo evento sismico è dovuta oltre
che alla propagazione di rottura anche ad amplificazioni di sito e ad effetti topografici, incide notevolmente
sulla distribuzione spaziale del danno ottenuta dagli scenari di danno.
In conclusione, il lavoro brevemente riportato ha riprodotto, seppure in modo parziale, gli effetti
su di una ideale città europea (costituita da soli edifici in c.a.), localizzata nei pressi di una faglia
attiva, colpita da un evento sismico avente caratteristiche estremamente variabili nel raggio di pochi
chilometri ed, addirittura, di pochi metri. L’effetto sul danneggiamento, valutato numericamente, è
stato, con molta evidenza, altrettanto variabile dimostrando come alcune procedure semplificate in
uso oggi per lo studio del rischio sismico su scala urbana o sub regionale, che si riconducono alla
valutazione di un solo parametro (PGA o valore di intensità macrosismica), possono condurre a stime
e distribuzioni non realistiche del danno. Inoltre, ancora una volta si è dimostrato come il parametro
che meglio sembra rappresentare il danneggiamento agli edifici sia l’intensità di Housner.
Bibliografia
Masi, A., Mucciarelli M., Vona M., 2009a. Selection of natural and synthetic accelerograms for seismic vulnerability studies on RC
frames, Journal of Structural Engineering, Special Issue S-08-00262, submitted.
Masi A., Vona M., Digrisolo A., 2009b. Costruzione di curve di fragilità di alcune tipologie strutturali rappresentative di edifici
esistenti in c.a. mediante analisi dinamiche non lineari, ANIDIS 2007 XIII Convegno Nazionale l’Ingegneria Sismica in Italia,
Bologna, 29 giugno – 2 luglio 2009.
Ruth A. Harris and J Ramòn Arrowsmith, 2006, Introdution to the Special Issue on the 2004 Parkfield Earthquake and the Parkfield
Earthquake and the Parkfield Earthquake Predicton Experiment, Bulletin of the Seismological Society of America, Vol. 96,
No. 4B, pp S1-S10.
Shakal A.,Haddadi H., Graizer V., Lin K., Huang M., 2006, Some Key Features of the Strong-Motion Date from the M 6.0
Parkfield, California, Earthquake of 28 September 2004, Bulletin of the Seismological Society of America, Vol. 96, No. 4B,
pp S90-S118.
QUANTE CAUSE PER IL CROLLO DI UN EDIFICIO
UN ESEMPIO DA SAN GREGORIO (AQ)
M. Mucciarelli 1 , M. Bianca 1 , R. Ditommaso 1 , M.R. Gallipoli 2 , M. Picozzi 3 , M. Pilz 3 , S. Piscitelli 2 ,
M. Vona 1
1 DiSGG, Università della Basilicata, Potenza, Italia
2 IMAA-CNR, Tito Scalo (PZ), Italia
3 GeoForschnungsZentrum, Potsdam, Germania
In occasione del sisma aquilano dell’aprile 2009 un edificio di tre piani in cemento armato, in
località San Gregorio (AQ) ha subito un devastante collasso che ha interessato l’intero primo piano.
L’azione sismica ha causato la formazione di un cinematismo concretizzatosi con il distacco
completo e la traslazione del secondo solaio e dei due livelli sovrastanti caduti sul piano terra con
uno spostamento orizzontale complessivo di circa 70 cm (Fig. 1). L’anomalia della tipologia ed entità
del danno registrato risulta ancor più forte se confrontata con la condizione degli edifici simili
circostanti che, pur danneggiati, non hanno subito un così eclatante crollo. Per comprendere le cause
del crollo, fin dai primi giorni successivi all’evento principale un team di ricercatori, provenienti
da vari istituti, ha avviato ampia campagna di indagini e rilievi finalizzati a caratterizzare sia il
sito, dal punto di vista geofisico e geologico, sia l’edificio, dal punto di vista delle caratteristiche
strutturali (dettagli costruttivi e materiali) e delle modalità di collasso. In particolare, dal giorno 8
474

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1. L’edificio crollato a San Gregorio, oggetto dello studio.
aprile sono state installate delle stazioni accelerometriche per la registrazione di eventi strong
motion. Contemporaneamente sono state eseguite svariate registrazioni di microtremori ed un accurato
rilievo geologico. Infine, è stata realizzata una tomografia geoelettrica ad alta risoluzione. Sia
le registrazioni accelerometriche e le misure di rumore hanno rilevato elevate amplificazioni con
una direzionalità monte-valle (Fig.
2). Dal punto di vista geologico,
l’area su cui sorge l’edificio è
caratterizzata dall’affioramento di
terreni rigidi costituiti prevalentemente
da una formazione miocenica
ben stratificata di calcareniti e
interstrati argillosi, con giaciture di
strato generalmente immergenti
verso SSE con angoli di inclinazione
compresi tra 5° e 30°. Nei
giorni immediatamente successivi
all’evento sismico principale, nel
settore orientale di San Gregorio
sono state rilevate e cartografate
una serie di fratture cosismiche
con direzione compresa tra N 130°
e N 140° circa, le cui tracce in
Fig. 2. HVSR rotazionale dei microtremori.
475

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 3. Tomografia geoelettrica a San Gregorio. La anomalia a bassa resistività si trova al di sotto dell’edificio crollato.
La netta zona ad alta resistività presso l’edificio è un muro di sostegno.
superficie in corrispondenza del suolo naturale hanno subito un rapido degrado, fino a risultare difficilmente
individuabili cinque mesi dopo l’evento sismico principale. La tomografia geolettrica ha
mostrato una inattesa, forte discontinuità proprio al di sotto dell’edificio (Fig. 3).
Per quanto riguarda il comportamento strutturale è stato condotto un rilievo geometrico dell’edificio
e sono state condotte alcune indagini in situ al fine di caratterizzare il calcestruzzo strutturale.
In particolare sono state estratte tre carote, sugli elementi strutturali disponibili ed raggiungibili in
condizioni di sicurezza. I risultati di tali attività, ancora in corso insieme alla caratterizzazione dei
dettagli costruttivi, sono in fase di elaborazione ma, sulla base dei sopralluoghi condotti e delle
valutazioni esperte fin qui condotte, l’edificio non si presenta dissimile dalla media, per età e tipologia,
delle altre costruzioni rivelando anzi in alcuni dettagli una buona cura costruttiva. A seguito
delle indagini condotte in situ, le cause del rovinoso collasso sembrano da ricercare in un peculiare
effetto di sito, ma la grande complessità dei problemi rapidamente esposti e la corretta interpretazione
di tutti i dati acquisiti richiedono, oltre che l’esecuzione a completamento dei rilievi di un
sondaggio geognostico lungo la discontinuità osservata, la predisposizione di un accurato modello
numerico del sistema suolo-edificio prima di giungere ad una corretta interpretazione del collasso.
ANALISI DI CROLLI PARZIALI PER MECCANISMO DI PIANO SOFFICE
ATTRAVERSO L’USO DI DATI SISMICI ACQUISITI IN FREE FIELD E SU EDIFICI
G. Milana 1 , F. Benedettini 2 , A. De Sortis 3 , R.M. Azzara 4 , F. Bergamaschi 4 , P. Bordoni 1 , F. Cara 1 ,
R. Cogliano 5 , G. Cultrera 1 , G. Di Giulio 1 , A. Fodarella 5 , S. Marcucci 3 , G. Milana 3 , S.Pucillo 5 ,
G. Riccio 5
1 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Roma
2 DISAT - Università dell’Aquila
3 Dipartimento della Protezione Civile, Roma
4 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Arezzo
5 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Grottaminarda
Il danneggiamento indotto dal terremoto del 6 aprile 2009 (Mw 6.3) che ha colpito la zona de
L’Aquila e provincia mostra caratteristiche di estrema variabilità spaziale. Non è infatti infrequente
constatare come edifici adiacenti ed apparentemente simili come tipologia costruttiva presentino
livelli di danno molto differenti. Un esempio significativo di tale circostanza si riscontra nella frazione
di Pettino, comune de L’Aquila, dove un gruppo di sette edifici in calcestruzzo costruiti nello
stesso periodo con caratteristiche simili mostrano danni in alcuni casi lievi ed in altri gravissimi
476

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
che arrivano al collasso del piano terra per la rottura dei pilastri. Il presente lavoro prova a dirimere
la questione attraverso una serie di misure sismiche effettuate sia in free field che sugli edifici.
Le attività di monitoraggio in free field è stata svolta sia posizionando stazioni sismiche su siti
con diversa geologia di superficie sia effettuando una serie molto fitta di misure nella zona adiacente
gli edifici per evidenziare la presenza di eventuali effetti differenziali di amplificazione. L’area
dista circa 500 metri dalla postazione accelerometrica AQM della Rete Accelerometrica Nazionale
(RAN) che ha registrato molti degli eventi principali della sequenza. Un acquisitore sismico digitale
a sei canali, equipaggiato sia con velocimetri a banda allargata che con accelerometri ad elevata
sensibilità, è stato posizionato nelle immediate vicinanze della stazione AQM ed ha svolto la funzione
di sito di riferimento su roccia durante il periodo di registrazione che si è esteso dal 29 aprile
2009 fino al 7 maggio 2009. Altri strumenti di caratteristiche analoghe sono stati installati sui terreni
alluvionali su cui si fondano gli edifici esaminati. I dati registrati sono stati analizzati con tecniche
spettrali convenzionali (SSR e HVSR per gli eventi sismici, HVNSR per il rumore di fondo).
Tutte le analisi svolte evidenziano un chiaro picco di amplificazione in una banda di frequenza compresa
tra 2 e 3 Hz, con valori molto elevati dei rapporti spettrali. Il dato risulta essere abbastanza
stabile in tutta la zona suggerendo l’assenza di effetti d amplificazione differenziali. I risultati ottenuti
sono compatibili con le caratteristiche dei terreni affioranti che risultano essere formati da
depositi di conoide alluvionale di spessore superiore ai 30 metri con una Vs30 media di circa 445
m/s ottenuta da misure in foro. Per quanto riguarda il monitoraggio degli edifici sono state installate
tre terne velocimetriche per ognuno dei piani di due edifici; il primo (edificio 1), a quattro piani
con danni lievi alle tamponature, il secondo (edificio 2), a tre piani con danni gravi e parziali distacchi
delle tamponature del primo piano. In entrambi i casi uno strumento è stato posizionato in free
field alla base di ogni edificio. L’acquisizione è durata alcune ore durante le quali è stato possibile
registrare anche alcuni terremoti locali di piccola magnitudo.
Le analisi effettuate hanno mostrato come la frequenze di risonanza relativa al primo modo dell’edificio
1 sia di circa 4.5 Hz e sia più elevata di quella dell’edificio 2 che risulta essere di poco
superiore ai 3 Hz, nonostante le dimensioni maggiori dell’edificio stesso. Si ipotizza che la diminuzione
della frequenza del primo modo per l’edificio 2 possa essere legata al distacco delle tamponature
del primo piano che può avere indotto un comportamento di piano soffice. Sotto l’effetto delle
azioni orizzontali di notevole entità verificatesi durante il terremoto è ragionevole ipotizzare il
distacco o il ribaltamento delle tamponature con la creazione di un piano soffice. In tale ipotesi la
parte superiore al piano soffice si comporta più o meno rigidamente e la massa al di sopra di esso
impone uno stress notevole agli elementi verticali “deboli”. Se, come in questo caso, la frequenza
di oscillazione dell’edificio si avvicina a quella di risonanza del terreno gli effetti sulle strutture possono
diventare estremamente gravi.
ITACA: LA NUOVA BANCA DATI ACCELEROMETRICA ITALIANA
F. Pacor 1 , R. Paolucci 2 e Working Group ITACA
1 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Milano
2 Dipartimento di Ingegneria Strutturale, Politecnico di Milano
La nuova banca dati italiana ITACA (http://itaca.mi.ingv.it) è il principale prodotto del Progetto
S4 (convenzione INGV-DPC 2007-2009), che ha come obiettivo l’aggiornamento e il miglioramento
della banca dati accelerometrica italiana. Nel corso del Progetto S6, svolto nell’ambito della
precedente convenzione DPC-INGV (2004-2006), è stata realizzata la versione alfa di ITACA
contienente 2182 registrazioni accelerometriche (3-componenti) provenienti da 1004 terremoti
avvenuti tra il 1972 e il 2004. Tutti i metadati relativi agli eventi e alle stazioni accelerometriche
sono stati rivisti e, per 452 siti, corrispondenti a circa il 70% dell’insieme delle stazioni accelerometriche,
sono state compilate le monografie contenenti tutte le informazioni geologiche e geofisi-
477

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
che disponibili (Luzi et al.; 2008). La maggior parte dei dati accelerometrici provengono dalla rete
nazionale RAN, gestita dal Dipartimento della Protezione Civile, che è in continuo aggiornamento
con l’installazione di nuove stazioni digitali. La nuova banca ITACA (versione finale a metà del
2010) conterrà diversi nuovi elementi, parte dei quali sono già presenti nella versione beta attualmente
pubblicata, ed in particolare:
- registrazioni accelerometriche della rete RAN dal 2005 al 2007 e dalle reti accelerometriche locali
e/o temporanee e dati accelerometrici degli eventi recenti più rilevanti a partire dai dati del terremoto
dell’Aquila del 6 aprile 2009 e delle sue repliche più forti;
- aggiornamento delle monografie di stazione, realizzate anche attraverso un nuovo formato, sulla
base di ulteriori informazioni geologiche e geofisiche quali rapporti spettrali HVSR da misure di
rumore (più di 200 siti) e da terremoto e misure dei profili di Vs per circa 60 stazioni, corrispondenti
a circa il 10% del totale;
- identificazione di stazioni e registrazioni che presentano elementi caratterizzanti, dovuti a risposte
di sito associate a irregolarità topografiche e/o geomorfologiche, o a interazioni con le strutture o,
ancora, ad effetti di sorgente;
- ssistema di ricerca on-line per la selezione di registrazioni spettro-compatibili (Rexelite).
I dati accelerometrici della versione beta sono stati riprocessati rispetto alle versione originale,
ponendo particolare attenzione ai segnali analogici, spesso scattati all’arrivo delle onde S, e alla
compatibilità tra l’accelerogramma corretto e le grandezze derivate tale che le tracce di velocità e
spostamenti possono essere ottenute direttamente per integrazione e doppia integrazione del segnale
accelerometrico corretto. Infine ITACA sarà integrato nell’ambito delle banche dati accelerometriche
mondiali (COSMOS) ed Europee (NERIES) al fine di promuovere la disseminazione dei dati
accelerometrici italiani.
Bibliografia
Luzi L., Hailemikael S., Bindi D., Pacor F., Mele F., and Sabetta F; 2008: ITACA (ITalian Accelerometric Archive): a web portal
for the dissemination of Italian strong-motion data. Seismol. Res. Letters, 79, 716-722.
INFORMAZIONE E FORMAZIONE IN EMERGENZA:
INTERVENTI A SEGUITO DEL TERREMOTO DELL’AQUILA DEL 6 APRILE 2009
C. Nostro 1 , R. Camassi 2 , M. Moretti 1 , F. La Longa 3 , M. Crescimbene 3 , A. Govoni 1 , M. Pignone 1 ,
G. Selvaggi 1 e il gruppo EmerFOR
1 Ist. Naz. Geofisica e Vulcanologia, Centro Nazionale Terremoti, Roma
2 Ist. Naz. Geofisica e Vulcanologia, Bologna
3 Ist. Naz. Geofisica e Vulcanologia, Amm. Centrale, Roma
Questo lavoro descrive tutte le attività di informazione, a seguito del terremoto dell’Aquila del
6 aprile 2009, rivolte al Dipartimento della Protezione Civile (DPC), agli operatori coinvolti nell’emergenza,
alla popolazione colpita dal terremoto e agli insegnanti delle scuole che hanno ripreso
l’attività scolastica subito dopo il terremoto e in settembre. Si tratta di iniziative nate dall’incontro
di diverse esperienze e professionalità maturate in questi ultimi anni nell’ambito di progetti di
riduzione del rischio sismico e nel settore dell’informazione e della gestione delle emergenze.
Centro Operativo Emergenza Sismica (COES). Già dal 8 aprile il Centro Nazionale Terremoti
ha attivato il Centro Operativo Emergenza Sismica (COES) all’interno del DI.COMA.C di Coppito
(L’Aquila), un presidio INGV di diretta comunicazione con il DPC al fine di abbattere ulteriormente
i tempi della comunicazione preliminare di un evento sismico nell’area dell’aquilano con la
presenza costante di sismologi. Grazie all’intervento degli psicologi dell’INGV è stato possibile fornire
anche supporto psicologico oltre all’attività informativa, caratterizzata da continue richieste di
un’utenza eterogenea: soccorritori (vigili del fuoco, associazioni di volontariato, forze dell’ordine,
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
esercito, dipendenti delle amministrazioni locali e degli uffici pubblici, ecc…), popolazione colpita
(adulti, bambini, nuclei familiari). Gli interventi sono stati strutturati su tre obiettivi operativi:
- fornire elementi di conoscenze di base sulla sismologia e sulla sismicità in Italia per comprendere
ed interpretare l’evoluzione della sequenza sismica in atto in Abruzzo;
- offrire un’informazione scientifica dettagliata e corretta sull’andamento della sequenza sismica,
attraverso mappa della sismicità aggiornata, grafici sull’andamento delle magnitudo, numero giornaliero
degli eventi;
- fornire elementi di conoscenza di base sulle reazioni emotive associate al terremoto e, a richiesta,
interventi di supporto psicologico per la gestione emotiva dei vissuti legati all’emergenza.
Per realizzare tale servizio, il COES si è dotato di strumenti analoghi a quelli presenti nella Sala
di monitoraggio sismico di Roma (visualizzazione delle localizzazioni preliminari, automatiche e
manuali, visualizzazione delle forme d’onda registrate dalle stazioni installate nell’area epicentrale,
visualizzazione della sequenza sismica in tempo reale) e ha ideato semplici ma efficaci strumenti
di comunicazione con il DPC (e tutti gli altri utenti) per l’aggiornamento costante della sequenza
in atto (mappe, istogrammi e liste illustrate). Nelle prime due settimane il COES ha fornito supporto
informativo - scientifico e psicologico - esclusivamente all’interno del Di.Coma.C., ma tale iniziativa
ha consentito di comprendere velocemente quali fossero i bisogni informativi delle persone
colpite e dei soccorritori. L’analisi di questi bisogni ha permesso di progettare degli interventi più
strutturati: 1) il Progetto EmerFOR rivolto agli insegnanti presenti nei campi di accoglienza; 2) il
Progetto La Terra tretteca… Ji No! rivolto alla popolazione residente nei campi di accoglienza; 3)
La Terra tretteca… Ji No! - Ritorno a scuola, rivolto a tutte le scuole aventi almeno un plesso nelle
aree maggiormente colpite dal terremoto.
Il Progetto EmerFOR. Nelle settimane successive all’evento del 6 aprile 2009, il COES dell’INGV
e il progetto EDURISK - d’intesa con l’Ufficio Scolastico Provinciale L’Aquila e l’Ufficio
Scolastico Regionale per l’Abruzzo - hanno promosso un ciclo di incontri per gli insegnanti presenti
nelle tendopoli, per fornire un immediato supporto informativo e formativo per la popolazione
scolastica sfollata. Il ciclo di 12 incontri (Tab. 1), denominato EmerFOR, si è realizzato fra il 20
aprile e il 28 maggio con la presenza contestuale di sismologi e psicologi dell’INGV.
Gli incontri sono stati strutturati su due obiettivi operativi: 1) far comprendere meglio cosa è
accaduto e fornire le risorse per il superamento della fase di crisi; 2) fornire strumenti specifici per
approntare percorsi educativi e attività didattiche con i bambini e i ragazzi. Le attività sono state
articolate su due moduli didattici: uno dedicato all’area delle conoscenze sul terremoto, la storia e
la pericolosità sismica del territorio abruzzese, l’evoluzione della sequenza del 2009, elementi per
la riduzione del rischio; l’altro dedicato all’area del saper essere, legato sostanzialmente all’esplorazione
dei vissuti emotivi del terremoto, ai contenuti psico-educativi per la gestione delle emozioni
ed alla proposta di percorsi educativi per affrontare con i bambini e ragazzi lo “stress da terre-
Tab. 1 - Incontri del Progetto EmerFOR, aprile-maggio 2009.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
moto”. Tale attività ha consentito agli insegnanti di acquisire, in tempi strettissimi, conoscenze, strumenti
e competenze minime per gestire individualmente la fase dell’emergenza e affrontare, nel
miglior modo possibile, la ripresa delle attività didattiche, con la consapevolezza di poter assumere
un ruolo più attivo nel fornire supporto psicologico a bambini e ragazzi durante l’emergenza.
Il Progetto La Terra tretteca… Ji no! Da fine aprile 2009, d’intesa con il DPC, l’ASL di
L’Aquila e l’associazione “Psicologi per i Popoli”, è stato avviato un impegnativo progetto
informativo per la popolazione delle tendopoli, denominato “La Terra tretteca… Ji no!”, con
incontri ad accesso libero, in orario serale, prevalentemente in due serate consecutive, sempre con
il contributo di sismologi e psicologi. Questo progetto è stato messo a punto ed è stato avviato con
una giornata seminariale per tutti gli operatori coinvolti, realizzata presso la Di.Coma.C. di Coppito,
il 5 giugno 2009. La finalità del progetto è stata quella di fronteggiare l’emergenza terremoto con
un approccio multidisciplinare (sismologico, storico, psicologico, sociale) per aiutare la
popolazione colpita a comprendere l’accaduto nel contesto complessivo della pericolosità e del
rischio dell’area; fornendo risorse e strategie per l’adattamento emotivo e psicosociale nella fase
post-emergenza, che possano stimolare un nuovo modello di ricostruzione e di gestione del
territorio stesso. Questo ciclo di incontri (Tab. 2) nelle tendopoli di Tempera, Arischia,
Collebrincioni, Cagnano Amiterno, Onna, Pizzoli, Villa S. Angelo, Paganica, Monticchio, San
Demetrio e Rocca di Mezzo ha incontrato un grande favore nella popolazione ed ha rappresentato
un momento di forte sinergia fra tutte le figure coinvolte (ricercatori, psicologi, responsabili dei
campi, operatori psico-sociali presenti nei campi).
Tab. 2 - Incontri del Progetto La Terra tretteca… Ji no!, aprile - agosto 2009.
Nelle settimane precedenti all’attivazione di tale progetto, erano stati organizzati - su richiesta
del DPC – incontri analoghi nelle tendopoli del COM4. Il contributo essenziale di questi diversi
interventi in emergenza, e in particolare del progetto nelle tendopoli, è stato quello di fornire l’opportunità
per ‘sciogliere’ le forti tensioni presenti nella popolazione, anche nei confronti delle istituzioni,
ricreando un clima di rispetto e fiducia nei confronti della Protezione Civile e della comunità
scientifica.
Il Progetto La Terra tretteca… Ji no! - Ritorno a scuola. All’inizio di settembre, l’Ufficio
Scolastico Regionale per l’Abruzzo, tenendo conto della proposta dell’Istituto Nazionale di Geofisica
e Vulcanologia di avviare un ciclo di incontri con gli insegnanti per favorire il riavvio delle attività
scolastiche, ha nominato un gruppo di esperti per realizzare un ciclo di incontri con le Scuole
aventi almeno un plesso ricadente nell’area maggiormente colpita; lo staff previsto era costituito da
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
un funzionario DPC, da un sismologo INGV, da uno psicologo (INGV o volontario dell’associazione
“Psicologi per i Popoli”) e da un tecnico (di Comune o Provincia) responsabile della pianificazione
della sicurezza scolastica. Tale progetto prevedeva di incontrare i singoli collegi dei docenti,
il personale ATA e i genitori componenti dei Consigli di Circolo o d’Istituto, per fornire informazioni
aggiornate sul terremoto e sull’andamento della sequenza, un inquadramento generale sugli
aspetti psicologici, alcune indicazioni sulle misure di sicurezza da adottare nelle singole scuole e
indicazioni sulla gestione di una eventuale emergenza a scuola. Gli incontri informativi sono stati
specificamente progettati per questa occasione, sia nei contenuti che nell’impostazione metodologica,
tenendo particolarmente conto dell’esigenza di sostenere il rientro a scuola. In ogni incontro
sono stati proposti alcuni elementi di base dei moduli sviluppati normalmente con il progetto EDU-
RISK, tenendo conto della consistente esperienza maturata nel corso del progetto stesso e delle iniziative
sviluppate nei mesi scorsi, integrati da informazioni sui piani di emergenza e sulle specifiche
situazioni degli edifici scolastici.
Tab. 3 - Incontri per dirigenti, insegnanti e personale ATA, 7-19 settembre 2009.
Complessivamente nelle due settimane sono stati realizzati 33 incontri (Tab. 3) con 37 scuole
e istituti e sono state formate 2706 persone tra insegnanti, dirigenti e personale ATA della città dell’Aquila
e delle provincie dell’Aquila, Teramo e Pescara. Questo ciclo di incontri è stato quindi
caratterizzato da una presenza massiccia del personale a cui era diretto; sono stati presenti quasi
sempre i dirigenti e i responsabili della sicurezza della scuola. Nel corso degli incontri gli operatori
INGV/EDURISK hanno fornito ai dirigenti scolastici copie dei volumi formativi del progetto
EDURISK e alcuni Istituti hanno manifestato l’intenzione di aderire fin da subito al progetto stesso.
Il contributo essenziale di questi interventi in emergenza è stato quello di fornire l’opportunità
agli insegnanti di chiarire dubbi su diversi aspetti del problema che sono stati oggetto di discussione
in questi mesi e di condividere informazioni su possibili scenari di pericolosità e sugli interventi
finalizzati alla riduzione del rischio, con particolare riferimento alla realtà scolastica. Sono stati
presi in considerazione, con enorme interessere, anche i possibili scenari psicologici che si potrebbero
verificare con i bambini, gli studenti e i genitori nei prossimi giorni o mesi. È evidente che il
programma di incontri è stato molto apprezzato: l’attenzione è stata elevata, le domande che sono
emerse sono state molte e variegate, anche al di fuori dell’incontro formale. In qualche caso sono
emersi interrogativi molto complessi, non privi di una certa tensione di fondo, che richiederebbero
ulteriori competenze. Ma il bilancio è enormemente positivo e questa iniziativa ha certamente contribuito
a ricreare un clima di rispetto e fiducia nei confronti della Protezione Civile e della comunità
scientifica. Un’analisi approfondita di questa straordinaria esperienza, del suo significato complessivo
per la gestione dell’emergenza, delle tematiche emerse, degli elementi di criticità, della
loro variabilità nel tempo, delle dinamiche che hanno visto interagire l’azione della Protezione Civile
e il ruolo della comunità scientifica nelle dinamiche della comunicazione pubblica, verrà realizzata
nei prossimi mesi e sarà uno strumento utile per le future emergenze.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Gruppo EmerFOR - Sismologi: Amato A., Antonioli A., Bernardini F., Bono A., Braun T., Ciaccio M.G.,
Cultrera G., Demartin M., Ercolani E., Faenza L., Frepoli A., Improta L., Lucente F. P., Marchetti A., Mariano
S., Mariucci M.T., Mazza S., Megna A., Pessina V., Piana N., Pino N. A., Piromallo C., Pondrelli S., Soldati
G., Zarrilli L.; Tecnici: Abruzzese L., Acerra C., Bucci A., Delladio A., Franceschi D., Giovani L., Magno L.,
Perfetti M., Piccolini U., Rao S., Rocchetti E., Salvaterra C., Salvaterra L., Serratore A., Silvestri M,
Thorossian W., Tozzi M., Vallocchia M., Winkler A.
Ringraziamenti. Si ringraziano tutti i colleghi che hanno collaborato con grande professionalità, disponibilità e
umanità per realizzare questo intervento in emergenza. Un particolare ringraziamento va agli Psicologi per i
Popoli e a V. Bosi che, come referente DPC del COM4, ci ha invitato a incontrare le persone ospitate nelle aree
di accoglienza per aiutarle a comprendere meglio quanto accaduto.
Bibliografia
Progetto EDURISK, Itinerari di riduzione del rischio, www.EDURISK.it.
ANISOTROPIC PROBABILITY DISTRIBUTION OF THE MACROSEISMIC INTENSITY
ATTENUATION AT MT. ETNA VOLCANO (ITALY)
R. Rotondi 1 , R. Azzaro 2 , S. D’Amico 2 , T. Tuvè 2 , G. Zonno 3
1 CNR – Istituto di Matematica Applicata e Tecnologie Informatiche, sede di Milano
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Sezione di Catania
3 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Sezione di Milano
Mt. Etna, like other active volcanic districts worldwide, is characterised by a high attenuation of
macroseismic intensity with distance from epicentre. A first analysis following the deterministic
approach (Azzaro et al., 2006), revealed a decay of intensity of DI = 4 in the just 20 km. In the last
year, in the framework of DPC-INGV 2007-2009 project “V4 Flank”, the same problem was faced
from a probabilistic point of view following the Bayesian statistical paradigm. In practise, the probability
distribution of macroseismic intensity at a site (I S ) given an epicentral intensity (I 0 ), is calculated
assuming the isotropy of the intensity attenuation trend. An application may be that of using
the probabilistic distribution to represent seismic damage scenarios, that is the expected macroseismic
effects in case of
future earthquakes. Fig 1
shows the comparison
between the synthetic and
observed macroseismic
fields for a earthquake
generated by one of the
most seismogenic faults in
the Etna region. However,
as shown by the distribution
of observed intensities,
the pattern of highest
Fig. 1 - Site intensity IS not
exceeded with at least 50% of
probability for the 1911 earthquake
(I 0 = VIII-IX). Circles
represent the observed
intensities, the line is the causative
fault.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
intensities is strongly asimmetrical, being characterised by a preferential propagation along the fault
strike and a rapid decrease of the intensity in the perpendicular direction. This effect is due to the
anisotropy determined by the linear extension of the fault (source effect), and it prevents the expected
values from fitting the observed ones in the near field. In the isotropic approach, the initial step
consisted in the analysis of the sites inside circular bins, with fixed width, around the epicentre. To
insert in this picture the source effects, it seemed natural to change the epicentre to the rupture
length, circular to elliptical bins and the symmetry around the epicentre to the symmetry with
respect to the fault directivity. A critical aspect concerned how to exploit, in this new environment,
prior information obtained from previous studies on the attenuation trend in Italian seismological
and volcanic areas. To solve this issue, we have applied a transformation to the plane so that an
ellipse becomes a circle with diameter equal to its minor axis. In this way we have been able to
apply the same method presented in Zonno et al. (2009) to the so transformed data points and to
estimate the probability distribution of the intensity at different locations.
References
Azzaro R., Barbano M.S., D’Amico S., Tuvè T.; 2006: The attenuation of seismic intensity in the Etna region and comparison with
other Italian volcanic districts. Ann. Geophys., 49 (4/5), 1003-1020.
Zonno G., Rotondi R., Brambilla C.; 2009: Mining macroseismic fields to estimate the probability distribution of the intensity at
site. Bull. Seism. Soc. Am., 98, 5, 2876-2892.
VALUTAZIONE DELLA VULNERABILITÀ SISMICA DEL PATRIMONIO EDILIZIO
PRIVATO DELLA REGIONE BASILICATA SULLA BASE DEL DATABASE ISTAT 2001
E DI DATI DI RILIEVO
C. Samela, A. Masi, L. Chiauzzi, L. Tosco, M. Vona
Dipartimento di Strutture, Geotecnica, Geologia applicata, Università degli Studi della Basilicata, Potenza
Introduzione. Nel lavoro viene descritta la procedura utilizzata per la stima della vulnerabilità
sismica del patrimonio edilizio privato dei 131 comuni della regione Basilicata nell’ambito della
predisposizione di mappe di rischio sismico a livello regionale. Per la scala territoriale di riferimento,
la valutazione della vulnerabilità del costruito residenziale deve considerare non solo le caratteristiche
tipologiche degli edifici in termini propri (tipologia edilizia, età di costruzione, stato di conservazione
della struttura, ecc.) ma anche altri aspetti come densità demografica, caratteristiche storico-economiche,
finanziamenti e programmi di intervento per attività di ricostruzione e/o adeguamento
post-sisma dei centri urbani al fine di definire macro aree omogenee a cui riferire le analisi.
Allo stato attuale, le uniche informazioni disponibili sulle caratteristiche tipologiche dell’edilizia
privata che coprano tutto il territorio regionale, costituito da 131 comuni, sono i dati del censimento
ISTAT 2001 (in seguito DB_ISTAT). Questo database, oltre ad avere una intrinseca limitata affidabilità
connaturata ad operazioni di rilievo condotte da personale non tecnico,contiene poche informazioni
sulle caratteristiche strutturali e tipologiche degli edifici e comunque non sufficienti all’attribuzione
della vulnerabilità sismica anche su larga scala. D’altra parte, in seguito a precedenti progetti
di ricerca e/o campagne di rilievo post evento (sisma Potenza 1990 e Pollino 1998), sono
attualmente disponibili informazioni di dettaglio su numerosi centri urbani della regione. Questi
rilievi sono stati eseguiti da tecnici esperti, utilizzando schede GNDT90 (I° livello) ed AeDES (versioni
9/1997, 5/2000 e “modificata San Giuliano”). In aggiunta a tali dati, è stato recentemente effettuato
anche un censimento speditivo di alcuni centri abitati della provincia di Matera tramite protocollo
d’intervista integrato da un rilievo a campione con scheda AeDES modificata. Per questo lavoro
sono state utilizzate le informazioni raccolte dai rilievi condotti sull’edificato privato di 63 comuni
(in seguito DB_RILIEVO), pari circa al 50% dei comuni della Basilicata.
Metodologia. La grande quantità di informazioni contenute nel DB_RILIEVO ha consentito di
utilizzare i dati del DB_ISTAT, disponibili sull’intero territorio regionale, al fine di attribuire la vul-
483

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
nerabilità agli edifici privati dei 131 comuni della Basilicata adottando la procedura sinteticamente
descritta nel seguito. Maggiori dettagli sono riportati in (Samela et al., 2009). L’analisi del
DB_ISTAT ha consentito di individuare 336 tipologie edilizie al variare dell’età di costruzione, del
materiale della struttura portante, dello stato di conservazione, della contiguità e del numero di piani.
Le stesse tipologie sono state definite nel DB_RILIEVO. Sulla base delle informazioni di maggior
dettaglio contenute nel DB_RILIEVO, è stata attribuita una classe di vulnerabilità a ciascun
edificio secondo l’approccio della matrici di probabilità di danno (Braga et al., 1982; Dolce et al.,
2003). In seguito, i 131 comuni sono stati raggruppati in classi omogenee sulla base, in questa pri-
Fig. 1 - Distribuzione percentuale della classe di vulnerabilità degli edifici privati ad uso abitativo dei 131 comuni
della regione Basilicata. Classe A: alta vulnerabilità, classe B: media vulnerabilità, classe C: bassa vulnerabilità,
classe D: edifici costruiti e/o adeguati dopo il 1980 (antisismici).
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
ma valutazione, di due fattori: la classe demografica e la classe di danneggiamento attribuita ai
comuni lucani in seguito al sisma Irpinia-Basilicata del 23 novembre 1980. Per quanto riguarda il
secondo fattore, tenuto conto delle modalità di attribuzione dei finanziamenti a seguito del sisma
del 1980, si è ritenuto che il dato sullo stato di danneggiamento dei centri abitati possa essere utilizzato,
in prima approssimazione ed in assenza di informazioni più specifiche e dettagliate, come
un indicatore dei finanziamenti ricevuti e dunque della entità degli interventi di adeguamento effettuati
nei diversi comuni. In tal senso va rilevato che l’opera di rafforzamento del patrimonio edilizio
privato della Basilicata è conseguente a diversi eventi sismici verificatisi negli ultimi decenni
ma la quota più rilevante è certamente derivata dal sisma irpino-lucano del 1980. Sono attualmente
in corso di svolgimento, in collaborazione con la Regione Basilicata, una serie di attività per definire
in modo dettagliato entità e caratteristiche degli interventi di rafforzamento sismico effettuati
in tutti i comuni lucani. Infine, le distribuzioni di vulnerabilità ricavate dall’analisi del database di
rilievo per ciascuna tipologia strutturale sono state estese alle medesime tipologie definite dall’analisi
del DB_ISTAT per tutti i 131 considerando, come elemento di confronto, i raggruppamenti dei
comuni effettuati sulla base dei criteri di demografia e danneggiamento post-sisma.
Alcuni risultati. In Fig. 1 sono mostrate le mappe di vulnerabilità sismica della regione Basilicata.
L’analisi dei risultati mostra che la maggior parte dei comuni situati in corrispondenza del
dominio appenninico presenta edifici in classe ad alta vulnerabilità (classe A), con percentuale compresa
tra il 20 ed il 40%, con un numero significativo di comuni in cui questo valore supera l’estremo
superiore. Una buona percentuale di classe D (edifici antisismici) si riscontra principalmente nei
comuni maggiormente colpiti dal sisma del 1980, a seguito dei diffusi interventi di adeguamento o
ricostruzione effettuati con i finanziamenti della Legge 219 del maggio 1981. A partire dalle classi
di vulnerabilità può essere stimato il danneggiamento atteso a seguito di eventi sismici e, conseguentemente,
stimati gli effetti sugli edifici (inagibilità) e sulle persone coinvolte. In Fig. 2-a e Fig.
2-b si riportano due esempi di mappe di rischio per i 131 comuni della Basilicata, relative al valore
annuo atteso degli edifici inagibili e crollati stimato, per i dati relativi alla vulnerabilità, con la
procedura descritta nel presente lavoro. Le mappe ottenute sono state confrontate, per la regione
Basilicata, sia con quelle nazionali prodotte dal DPC nel 2001 che con l’aggiornamento redatto nel
2008. Al fine di poter valutare quanto la metodologia per stimare la vulnerabilità messa a punto nel
presente lavoro si discosti da una valutazione fatta basandosi sul solo dato ISTAT si è ritenuto utile,
per la stima degli indici di rischio, applicare la stessa metodologia e la stessa pericolosità sismica
considerate in Lucantoni et al. (2001) per la redazione delle mappe nazionali di rischio sismico.
Fig. 2 - Mappa di rischio in termini di valore annuo atteso (in percentuale): a) di edifici inagibili i b) crollati per
comune.
485

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Il confronto tra i risultati ottenuti nel presente lavoro, in termini di indici di rischio, con quelli
contenuti nelle mappe di rischio proposte su scala nazionale dal Dipartimento della protezione Civile
(Bramerini e Di Pasquale, 2008) mostra valori attesi inferiori rispetto a questi ultimi, a causa delle
differenze nella base dati e nelle DPM adottate.
Sviluppi futuri. Oltre alla già citata attività per definire in modo dettagliato entità e caratteristiche
degli interventi di rafforzamento sismico effettuati in tutti i comuni lucani al fine di ottenere una
più realistica valutazione della vulnerabilità sismica del costruito privato, ulteriori sviluppi sono
attualmente in corso con il fine di definire criteri ed analisi ottimali per la predisposizione delle
mappe di rischio sismico della regione Basilicata. In particolare, si è deciso di usare le leggi di ricorrenza
(frequenza-intensità) calcolate a partire dal modello di pericolosità di base utilizzato dalle
Norme Tecniche per le Costruzioni del 2008 e di stimare gli effetti sulla popolazione adoperando
diverse procedure, come quella proposta da Coburn e Spence.
Bibliografia
Braga F., Dolce M., Liberatore D., 1982. A Statistical study on damaged buildings and on ensuing review of the M.S.K. 76 scale.
7th European Conference on Earthquake Engineering, Atene.
Bramerini, F., Di Pasquale, G., 2008. Aggiornamento delle mappe di rischio sismico in Italia. Ingegneria Sismica, XXV, 2, 5-23.
Dolce M., Masi A., Marino M., Vona M., 2003. Earthquake damage scenarios of the building stock of Potenza town (Southern Italy)
including site effects, Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 1.1.
Lucantoni, A., Bosi, V., Bramerini, F., De Marco, R., Lo Presti, T., Naso, G., Sabetta, F., 2001. Il rischio sismico in Italia. Ingegneria
Sismica, XVII, 1, 5-36.
Samela C., Masi A., Chiauzzi L., Tosco L.,Vona M., 2009. Analisi delle caratteristiche tipologiche e valutazione della vulnerabilità
sismica del patrimonio edilizio privato della regione Basilicata, Atti del XIII Convegno Nazionale L’ingegneria Sismica in
Italia, Bologna.
DETERMINISTIC GROUND SHAKING SCENARIOS
AT VICOFORTE SANCTUARY IN NORTHERN ITALY
L. Scandella 1 , C.G. Lai 1 , D. Spallarossa 2 , M. Corigliano 1
1 European Centre for Earthquake Engineering (EUCENTRE), Pavia
2 Dipartimento per lo Studio del Territorio e delle sue Risorse (DIPTERIS), Università di Genova
Ground shaking scenarios at the site of Vicoforte, a municipality of Cuneo in Northern Italy,
where the “Regina Montis Regalis” Basilica sits have been computed. Although Vicoforte is characterized
by low seismicity, the seismic vulnerability of the cathedral is unknown and deserves to
be investigated owing to the historical, architectural and structural significance of a basilica with
the word’s largest elliptical dome (37.15 m by 24.8 m). Moreover, definition of the seismic input is
preliminary to dynamic analyses of the Cathedral. The principal objective of the present study is to
identify the closest faults to Vicoforte in order to simulate the potentially most severe ground shaking
scenarios which would occur in the future, compatibly with the tectonic and seismological setting
of the region. On the basis of a detailed seismo-tectonic study, three main faults have been identified:
Monferrato, Western Alps and Western Liguria faults (see Fig. 1). They are characterized by
the seismological parameters listed in Tab. 1. Deterministic ground shaking scenarios on bedrock
Tab. 1 – Seismic source parameters used for numerical simulation. L and M indicates length and width of faults.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 - Area of interest with the surface
projections of the main fault planes.
have been calculated by means of numerical finite-source ground-motion simulations. A parametric
study has been performed to identify the most critical rupture mechanisms for the ground response
at Vicoforte.
Numerical modelling has been carried out following two different approaches:
• the deterministic method by Hisada and Bielak [2003] implemented by the GRFLT12S code for
the low frequency range simulations (from 0 to 1÷2 Hz);
• the stochastic method implemented in EXSIM code [Motazedian and Atkinson, 2005] for the high
frequency range simulation (higher than 0.5÷1 Hz).
The deterministic Hisada-Bielak method simulates the complete 3D wave propagation field
induced by an extended kinematic source based on the static and dynamic Green functions. The high
frequency EXSIM approach simulates the finite fault as a plane divided into a series of sub-faults,
each one modelled as a stochastic point source, using a Brune (w 2 ) source spectrum. This program
allows to simulate only the S-wave field. Prior to the numerical simulation of future ground shaking
scenarios due to the activation of the identified faults, synthetic seismograms have been generated
with reference to a well-documented historical earthquake. The Asti event of August 21, 2000
of M w 4.86 was used as a reference. Although this earthquake is a low magnitude event, it has been
selected since it is located on the plane of the Monferrato fault. Furthermore, numerous recordings
on rock stations are available for this event. The GENL rock station of the Regional Seismic Network
of North-western Italy (http://www.dipteris.unige.it/geofisica/) has been chosen for the calibration,
being the nearest one to the fault and with an epicentral distance of about 65 km, close to
the distance between this fault and Vicoforte site. Fig. 2 shows the satisfactory agreement achieved
between recorded data and GRFLT12S simulations.
To identify the worst potential ground shaking scenarios at Vicoforte site, three events have been
selected, representing the most critical situation with reference to the expected average ranges of
magnitude for the faults listed in Table 1:
• Monferrato fault: event of M w =5.5, corresponding to a return period of about 690 years;
• Western Alps fault: event of M w =5.7, corresponding to a return period of about 475 years;
• Western Liguria fault: event of M w =6.5, corresponding to a return period of about 2475 years.
The return periods have been evaluated in the framework of a probabilistic seismic hazard
487

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - Comparison between
recorded (black)
and synthetic (grey) seismograms
computed
with the low frequency
GRFLT12S code. Velocity
time histories and
Fourier spectra at
GENL station are plotted:
NS (a), EW (b) and
UD (c) components.
analysis for the region [for details see Lai et al., 2009]. Parametric analyses have been performed,
studying the influence of the hypocentre location and the rake angle, to identify the combination of
parameters which would lead to the most severe ground shaking. For brevity only the results related
to the Western Liguria fault are reported herein. From the parametric analyses it turns out that a
Fig. 3 - Numerical results in terms of velocity time histories and Fourier spectra for a Mw 6.5 Western Liguria event,
assuming the nucleation point represented by the star and a rake angle equals to 135 degree: NS (a), EW (b) and
UD (c) components computed by GRFLT12S (black), d) horizontal average component computed EXSIM (grey),
whose Fourier spectra is also overlapped on the two low frequency horizontal components in (a) and (b).
488

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 - Comparison
between the results
obtained by the low
and high frequency
simulations in terms
of PGA and PGV
assuming different
hypocentre locations
for each fault: a)
Western Liguria; b)
Western Alps; c)
Monferrato.
kinematic rupture with a rake angle of 135 degree and the hypocentre represented by a star in Fig.
3 yields the worst shaking scenario illustrated in Fig. 3. The Fourier spectra obtained by the two
procedures are complementary, with a range of superimposition between 0.2 and 0.6 Hz. After this
range, GRFLT12S results start to decay significantly. The S-waves contributions computed by the
two methods are in agreement, both in terms of wave arrival and peak amplitude. In terms of time
histories, while in the GRFLT12S traces the arrivals of P and S waves can be clearly distinguished,
EXSIM reproduces the S waves only, as expected.
A total of 144 low frequency and 50 high frequency simulations have been computed to define
the deterministic worst ground shaking scenarios. In Fig. 4 the numerical results are summarised in
terms of horizontal Peak Ground Acceleration (PGA) and Peak Ground Velocity (PGV) relative to
the worst scenarios computed for each fault, assuming different hypocentre locations. As expected,
high frequency simulations predict larger values of ground shaking if compared with the low frequency
results. The difference of the ground motion parameters estimated by the two methods
increases by increasing the magnitude of the event. GRFLT12S correctly simulates the directivity
effects, ignored by EXSIM. The Western Liguria event generates the largest PGA and PGV values
of 0.06 g and 0.065 m/s respectively. Similar values of maximum PGV of ~0.02 m/s and PGA of
~0.02 g have been calculated for both the Western Alps and Monferrato events.
Acknowledgements. The present contribution has been developed in the framework the research contract
undersigned with the Administration of Vicoforte Sanctuary for the monitoring and survey of the “Monte
Regalis Basilica”, with the support of the Fondazione Cassa di Risparmio di Cuneo. The authors would like to
extend their gratitude to Prof. Mario Alberto Chiorino, Coordinator of the Program (Politecnico di Torino) and
to the Administration of the Sanctuary.
References.
Hisada Y. & Bielak J. [2003], A theoretical method for computing near fault ground motion in a layered half-spaces considering
static offset due a surface faulting, with a physical interpretation of fling step and rupture directivity, Bull. Seism. Soc. Am,.
93 (3), 1154-1168.
Lai C.G, Corigliano M., Sánchez H., Scandella L. [2009], Definition of seismic input at the “Regina Montis Regalis” Basilica of
Vicoforte, Northern Italy, in press by IUSS press
Motazedian D. and Atkinson, G. [2005], Stochastic Finite-Fault Modeling Based on a Dynamic Corner Frequency, Bulletin of the
Seismological Society of America, 995-1010.
489

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
EMISSIONE ACUSTICA E SISMICITÀ: I CASI DI STUDIO DI COLFIORITO, MOLISE,
CEFALONIA, CON PARTICOLARE RIGUARDO AL SISMA DE L’AQUILA
G. Paparo 1,2 , G.P. Gregori 1 , M. Poscolieri 1 , C. Rafanelli 1 , S. De Simone 1 , G. Ventrice 3
1 CNR–IDAC, Gruppo ICES, Roma, Italia
2 Ambasciata d’Italia a Buenos Aires, Argentina
3 P.M.E. Engineering, Roma, Italia
Le tecniche di Ultrasonic Emission (UE), come noto, si stanno affermando nella diagnostica dei
fenomeni geofisici, quali i terremoti e eruzioni vulcaniche (vedi bibliografia). Numerosi sono ormai
i siti ove questa strumentazione è attiva (Fig. 1) in:
• Italia: Orchi, vicino Foligno (Pg), Valsinni (Pz) mentre altre tre sono state operative a Stromboli,
sul Vesuvio e vicino Potenza fino a poco tempo fa e sono ora in fase di manutenzione o di nuova
installazione;
• Grecia: Cefalonia;
• Argentina: Vulcano Peteroa e Cerro Blanco, nell’area andina e altre due sono previste a breve.
Fig. 1 - Stazioni UE: a) in Italia e Grecia. (Orchi, Vesuvio, Potenza, Valsinni, Stromboli, Cefalonia); b) in Argentina
(Cerro Blanco, Peteroa).
Il lavoro presenta una breve sintesi dell’approccio metodologico per estrarre dalle misure di
emissione acustica - nella banda ultrasonora - informazioni specifiche sullo stato di sforzo della crosta,
e sulla sua evoluzione temporale. Inoltre sono mostrati i risultati dell’analisi delle serie temporali
UE, acquisite nei siti menzionati, e di una loro possibile correlazione con eventi catastrofici
naturali. Sono discusse le problematiche relative all’interpretazione dei dati UE analizzati in rapporto
ai fenomeni parossistici medesimi tenendo conto anche della complessità, a livello sia locale
che regionale, delle strutture tettoniche dell’area appenninica centro-meridionale, delle isole greche
del Mar Ionio e della regione Andina in Sud America.
Bibliografia
Chiappini M., Gregori G.P., Paparo G., Bellecci C., Crisci G.M., De Natale G., Favali P., Marson I., Meloni A., Zolesi B., Boschi
E.; 2002: Stromboli. A natural laboratory of environmental science. Journal of Volcanology and Geothermal Research, 113,
429-442
Cuomo V., Lapenna V., Macchiato M., Marson I., Paparo G., Patella D., Piscitelli S.; 2000: Geoelectrical and seismoacoustic
anomalous signals jointly recorded close to an active fault system in Southern Apennines (Italy). Phys. Chem. Earth, 25 (3),
255-261.
Diodati P., Falsaperla S., Paparo G., Scarpa R.; 1989: Esperimento AEGS: Attività Sismica ed Emissione Acustica al Vulcano
Stomboli. Bollettino GNV, 1989-1, 209-226
Gregori G.P., Paparo G.; 2004: Acoustic emission (AE). A diagnostic tool for environmental sciences and for non destructive tests
(with a potential application to gravitational antennas). In: W. Schroder, Meteorological and geophysical fluid dynamics,
Arbeitkreis Geschichte der Geophysik und Kosmische Physik, Science Edition, Bremen, pp.166-204.
490

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Gregori, G.P., Paparo G.; 2006: The Stromboli crisis of 28÷30 December 2002. Acta Geod. Geophys. Hung., 41, 2, 273-287.
Gregori G.P., Lupieri M., Paparo G., Poscolieri M., Ventrice G. e Zanini A.; 2007: Ultrasound monitoring of applied forcing,
material ageing, and catastrophic yield of crustal structures. Natural Hazards Earth System Sci., 7, 723-731
Gregori, G. P., Paparo G., Coppa U., e. Marson I; 2002: Acoustic emission in geophysics: a reminder about the methods of analysis.
Boll. Geofis. Teor. Appl., 43 (-2, 157-172.
Gregori, G.P., Paparo, G., Poscolieri, M., e Zanini, A.; 2005: Acoustic emission and released seismic energy. Natural Hazards Earth
System Sci., 5, 777-782.
Gregori G.P., Paparo G., Coppa U. e Marson I.; 2002: Acoustic emission in geophysics: a reminder about the methods of analysis.
Bollettino di Geofisica Teorica ed Applicata, 43, 1-2, 157-172
Gregori G.P., Paparo G., Coppa U., Marson I.; 2001: Acoustic Emission (AE) in geophysics. E-GLEA 2 - 10-14 Settembre 2001,
Buenos Aires (Argentina), ISSN 1515-615X, 57-78
Paparo G. e Gregori G.P.; 2001: Volcanoes and environment and the natural laboratory of Stromboli. In: Giovannelli F., The bridge
between the Big Bang and biology. Stars, planetary systems, atmospheres, volcanoes: their link to life, Stromboli (Italy), 13-
17 Settembre 1999, CNR, Roma, pp. 289-309
Paparo G., Gregori G.P.; 2003: Multifrequency acoustic emissions (AE) for monitoring the time evolution of microprocesses within
solids. Reviews of Quantitative Nondestructive Evaluation, 22, (AIP Conference Proceedings, eds. D. O. Thompson e D. E.
Chimenti), 1423-1430.
Paparo G., Gregori G.P., Coppa U., De Ritis R., Taloni A.; 2002: Acoustic Emission (AE) as a diagnostic tool in geophysics, Annals
of Geophysics, 45, 2, 401-416
Paparo G., Gregori G.P., Taloni A., e Coppa U.; 2004: Acoustic emissions (AE) and the energy supply to Vesuvius – ‘Inflation’ and
‘deflation’ times. Acta Geod. Geophys. Hung., 40, 4, 471-480.
Paparo G., Gregori G. P., Poscolieri M., Marson I, Angelucci F., Glorioso G.; 2006: Crustal stress crises and seismic activity in the
Italian peninsula investigated by fractal analysis of acoustic emission, soil exhalation and seismic data. In: G. Cello e B. D.
Malamud, Fractal Analysis for Natural Hazards, Geological Society, London, Special Publications, 261, pp. 47- 61
Poscolieri M., Gregori G.P., Paparo G. e Zanini A.; 2006: Crustal deformation and AE monitoring: annual variation and stresssoliton
propagation, Nat. Hazards Earth Syst. Sci., 6, 961-971
Poscolieri M., Lagios E., Gregori G. P., Paparo G., Sakkas V. A., Parcharidis I., Marson I., Soukis K., Vassilakis E., Angelucci F.
E Vassilopoulou S.; 2006a: Crustal stress and seismic activity in the Ionian archipelago as inferred by combined satellite and
ground-based observations, Kefallinia, Greece. In: G. Cello e B. D. Malamud, Fractal Analysis for Natural Hazards,
Geological Society, London, Special Publications, 261, pp. 63–78
Ruzzante J. e Lòpez Pumarega M.I. (eds); 2008: Acoustic emission, Vol. 1, Microseismic, learning how to listen to the Earth,
CNEA, Buenos Aires. ISBN 978-987-05-4116-5, 68 pp.
Ruzzante J., Lòpez Pumarega M. I., Gregori G. P., Paparo G., Piotrkowski R., Poscolieri M., Zanini A.; 2008: Acoustic emission
(AE), tides and degassing on the Peteroa volcano (Argentina). In: Ruzzante e Lòpez Pumarega (2008), pp. 37-68
Ruzzante J., Paparo G., Piotrkowski R., Armeite M., Gregori G.P., Lopez I.; 2005: Proyecto Peteroa, primiera estaciòn de emisiòn
acustica en un volcàn de los Andes. Revista de la Uniòn Iberoamericana de Sociedades de Fìsica, 1, 1, 12-18.
GLI SCENARI RAPIDI (INTENSITÀ) DEI TERREMOTI DI FRIGNANO (2008)
E L’AQUILA (2009) HANNO FUNZIONATO A FINI DI PROTEZIONE CIVILE
L. Sirovich, F. Pettenati, D. Sandron
Istituto Nazionale di Oceanografia e di Geofisica Sperimentale - OGS, Trieste
ShakeMap (USGS ed INGV), e scenario parametrico KF. Nel caso dei due terremoti studiati,
nessuna di queste tre simulazioni in tempo quasi-reale ha fornito risultati sufficientemente precisi
da rendersi effettivamente utili a fini di «coordinamento dei soccorsi e dell’assistenza» come sperato
da alcuni. I risultati ottenuti sono stati poco soddisfacenti anche dal punto di vista della simulazione
complessiva del campo di intensità a scala regionale, a fini di semplice informazione del
pubblico. Queste conclusioni discendono dal confronto fra le Figg. 1 e 2 (e dallo scenario KF, qui
non mostrato). La ‘pietra di paragone’ per queste verifiche è la carta delle intensità rilevate in campagna
dalle squadre Quest (R. Camassi, INGV, P. Galli DPC; informazione scritta). Le due versioni
di ShakeMap sono disponibili in rete. La tecnica ShakeMap è ben nota sia nella versione originale
(Wald et al., 2006) che nella sua variante italiana (Michelini et al., 2008).
Scenario parametrico KF. Questa tecnica è nata con scopi di scenario preventivo (Sirovich e
Pettenati, 2009), ma questa volta si sono effettuate simulazioni post-terremoto in tempo quasi-reale
allo scopo di verificare se la formula KF (Sirovich, 1996) possa candidarsi a sostituire le equa-
491

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 1 – Terremoto de L’Aquila. Isosiste
n-n (secondo: Sirovich et al., 2002)
dei 223 dati Quest disponibili a maggio
2009 (R. Camassi, INGV, P. Galli DPC;
informazione scritta). Epicentri rilocalizzati
a maggio 2009: esagono: INGV;
rombo: A. Orefice e A. Zollo, 2009
(informazione scritta).
Fig. 2 – A sinistra: ShakeMap® USGS versione 4 calcolata 6/4/2009 09:56:05 p.m. fuso orario del Colorado. A
destra: ShakeMap INGV versione 9 calcolata 7/4/2009 11:04:29 a.m. (ora legale, fuso di Roma) (ridisegnate dai file
x;y;z originali; isosiste passanti per i mezzi gradi; vedi testo).
492

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
zioni predittive empiriche all’interno dell’algoritmo ShakeMap (che converte accelerazioni e velocità
in intensità). La KF può venire infatti vista (anche seguendo un suggerimento di Molchan et al.,
2004), come una relazione semi-empirica che simula il calo dell’intensità con la distanza da una sorgente
finita, a rottura bilaterale anche assimmetrica, con meccanismo definito.
Confronto fra ShakeMap e intensità osservate in campagna. Rinviando all’articolo esteso
(Pettenati et al., 2009), mostriamo qui soltanto il paragone fra le 223 intensità Quest osservate in
campagna nei giorni successivi all’evento del 6 aprile e le due ShakeMap disponibili poco dopo il
verificarsi dello stesso evento. Il confronto -qui solo qualitativo- è facilitato da alcuni accorgimenti
adottati per disegnare le Figg. 1 e 2.
Ridisegno dei dati originali ShakeMap e Quest. I dati Quest sono stati conturati con l’algoritmo
n-n (Sirovich et al., 2002), che ricordiamo onora perfettamente i dati sperimentali. A differenza
di altri lavori precedenti (quando li arrotondavamo per default al grado successivo), in questo caso
i gradi incerti (es.: V-VI) sono stati trattati come numeri reali (es. 5.5) e le isosiste passano per i
mezzi gradi. In altre parole, i grigi adottati nella Fig. 1 (ed anche nella Fig. 2) corrispondono ad
arrotondamenti al numero intero. Per facilitare il paragone ed evidenziare dettagli, che aiutino a
cogliere visivamente la struttura delle ShakeMap (sia USGS che INGV), abbiamo: 1) omesso il
modello digitale del terreno; 2) utilizzato i file x;y;z tracciando le isolinee che passano per i mezzi
gradi.
Discussione. Risulta subito evidente che le isolinee approssimativamente concentriche delle
Figg. 2a e 2b non sono centrate rispetto all’immagine in Fig. 1. Si tenga presente che la ‘pietra di
paragone’ in Fig. 1 comprende tutti i siti rilevati dalle squadre Quest e che non ci sono siti con intensità
i≥VI fuori dall’area coperta dalle isosiste in Fig. 1. Si tenga presente altresì che le Figg. 1 e 2
abbracciano la medesima area. Per altro, anche il nostro scenario KF in tempo quasi-reale (Fig. non
mostrata) è afflitto dallo stesso problema. Motivi: 1) sia le ShakeMaps che il parametrico KF hanno
dovuto basarsi sugli epicentri delle prime decine di minuti (poi risultati di qualche chilometro
troppo ad ovest); ma soprattutto: solo nei giorni successivi all’evento ci si è resi conto dell’effetto
di direttività della sorgente del 6 aprile verso SE. Altra nota: le intensità osservate (Fig. 1) decrescono
dal grado IX al VII in breve spazio, per poi calare al V a distanze proporzionalmente ben più
elevate; nessuno scenario rapido (nemmeno il KF, non mostrato) riesce a riprodurre questo strano
calo per così dire a due rampe. Nell’articolo esteso, crediamo di dimostrare che l’allungamento in
direzione NW-SE della zona con i≥VII (Fig. 1) non è dovuto ad effetti locali ipoteticamente concentrati
lungo la Valle dell’Aterno e non è nemmeno l’effetto spurio della ubicazione dei centri abitati
lungo valli ad orientamento in direzione appenninica. Tali conclusioni sono sostenute da adeguate
analisi geostatistiche e da verifiche del campionamento costituito dalla distribuzione dei siti
rilevati dalle squadre Quest (seppure irregolare, la posizione dei siti è ampiamente sufficiente a
descrivere il fenomeno).
Se il primo scenario parametrico KF de L’Aquila era insoddisfacente, a distanza di alcune settimane
dai due eventi studiati è stato possibile ottenere scenari parametrici KF abbastanza buoni per
entrambi; quello di Frignano decisamente buono (Figg. non mostrate). In particolare per l’evento
del 6 aprile, è stato indispensabile disporre dell’ipocentro rilocalizzato con maggiore attendibilità
(INGV e cortesia di A. Zollo) e soprattutto - grazie al lavoro dei molti colleghi ringraziati – conoscere
l’effetto di direttività verso SE (confermato a posteriori da nostre inversioni per la sorgente
con la tecnica KF). A questo punto, inseriti gli epicentri e le fault plane aggiornate nel modello di
scenario parametrico KF, e soprattutto considerata una serie di sorgenti lineari a rottura fortemente
assimmetrica (prevalentemente verso SE), ecco che si è formata un’area di VIII grado allungata in
direzione NW-SE (Fig. non mostrata) ben bilanciata con quella visible in Fig. 1 (anche se di forma
non coincidente).
Conclusioni di protezione civile. La conclusione (che offriamo alla discussione all’interno del
progetto S3 di DPC ed INGV) sarebbe la seguente. Non ci appare ragionevole sperare che il coordinamento
immediato dei soccorsi e dell’assistenza possa dipendere da simulazioni istantanee di
493

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
tutta la catena causa-effetto, che produce i danni a cose e persone. Tali interventi rapidi non potranno
che continuare a dipendere da una rete di segnalazioni esperte, a prova di terremoto, da parte di
personale addestrato che chiami soccorso alle persone e convogli le notizie sui danni. Come ‘prodotto’
secondario, tali notizie potrebbero venire immediatamente convertite in intensità seguendo
un apposito protocollo coerente con la definizione della scala adottata.
Ringraziamenti. Lavoro eseguito nell’ambito del subprogramma S3 2008-2009 del Dipartimento della
Protezione Civile italiana e dell’Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia. Ringraziamo calorosamente i
colleghi che ci hanno fatto consultare ed usare alcuni loro risultati preliminari (eventuali usi impropri sono tutta
responsabilità nostra): Roberto Camassi e Paolo Galli (INGV e DPC, per i dati Quest), Antonella Cirella,
Antonio Rovelli, Marco Moro, ed Alessandro Pino (tutti dell’INGV), Fabio Sabetta (DPC), e Aldo Zollo
(Università Federico II di Napoli) per le loro interpretazioni sulla direttività della sorgente de L’Aquila;
Giuseppe Naso (DPC), Ezio Faccioli e Carlo Cauzzi (Politecnico di Milano) per indicazioni sugli effetti locali
dello stesso terremoto.
Bibliografia
Michelini A., Faenza L., Lauciani V., Malagnini L.; 2008: ShakeMap implementation in Italy. Seismological Research Letters
79(5), 688-697.
Molchan G. M., Kronrod T. L., Panza G. F.; 2004: Shape of Empirical and Synthetic Isoseismals: Comparison for Italian
Earthquakes. Pure and Applied Geophysics, 161(8), 1725-1247.
Moratto L., Costa G., Suhadolc P.; 2009: Real-time generation of ShakeMaps in the Southern Alps. Bull. Seism. Soc. Am., 99, 4,
2489-2501.
Pettenati F., Sirovich L., Sandron D.; 2009: Is rapid intensity information useful Two recent cases in Italy (M6.3 L’Aquila, M5.2
Frignano). Submitted to int. journal.
Sirovich L., Pettenati F.; 2009: Validation of a Kinematic and Parametric Approach to Calculating Intensity Scenarios. Soil Dyn.
Earthq. Eng. 29, 1113-1122.
Sirovich L., Pettenati F., Cavallini F., Bobbio M.; 2002: Natural-Neighbor Isoseismals, Bulletin of the Seismological Society of
America 92(5), 1933-1940.
Sirovich L., Pettenati F., Sandron D.; 2009: Source- and site-effects in the intensities of the M5.4 July 29, 2008 Earthquake in South
Los Angeles. Seismological Research Letters 80, 6, in press.
Wald D. J., Worden B. C., Quitoriano V., Pankow K. L.; 2006: ShakeMap® Manual; technical manual, users guide, and software
guide, Version 1.0 6/19/06, 1-156.
IL RILIEVO MACROSISMICO DI DETTAGLIO DEL CENTRO STORICO DE L’AQUILA
IN TERMINI DI EMS98
A. Tertulliani 1 , F. Bernardini 2 , R. Camassi 2 , C. Castellano 3 , E. Ercolani 2 , L. Graziani 4 ,
I. Leschiutta 1 , A. Rossi 3 , M. Vecchi 1
1 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Sezione Roma1
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Sezione di Bologna
3 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Centro Nazionale Terremoti
1 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Sezione Roma2
Questo lavoro intende descrivere il rilievo macrosismico di dettaglio, realizzato nell’area del
centro storico delL’Aquila, a seguito del terremoto del 6 aprile 2009. Circa un mese dopo la scossa
principale (Mw 6.3), alcune squadre del gruppo operativo QUEST (QUick Earthquake Survey
Team) delle Sezioni INGV di Roma e Bologna hanno realizzato una complessa indagine al fine di
analizzare in dettaglio la distribuzione del danneggiamento nel centro storico della città dell’Aquila
secondo le linee guida dell’European Macroseismic Scale (EMS98). L’utilizzo della scala
EMS98 è stato ritenuto opportuno per meglio rappresentare la distribuzione del danneggiamento a
fronte della estrema variabilità delle tipologie edilizie presenti e per superare i limiti che l’applicazione
della MCS comporta in questi casi. Il rilievo, durato oltre una settimana, ha interessato l’intera
superficie della cosiddetta Zona Rossa, ottenendo una mappatura “casa per casa” degli effetti.
Gli edifici sono stati classificati per classi di vulnerabilità e per gradi di danno secondo quanto definito
dalla EMS98. Complessivamente sono stati classificati e georeferenziati più di 1700 edifici.
494

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Questo esempio rappresenta l’applicazione più complessa ed estesa di un rilievo in EMS98 dall’atto
della sua pubblicazione. Le difficoltà maggiori, oltre quelle meramente operative ed ambientali,
sono state quelle proprie di un rilievo in un grande contesto urbanizzato (tessuto urbanistico complesso,
presenza di tipologie edilizie non sempre facilmente identificabili, incertezza nella definizione
delle classi di vulnerabilità e, non ultimo, estensione dell’area), inedito per la maggior parte
degli operatori. I risultati di questo lavoro hanno evidenziato, in primo luogo, che la scala EMS98
è a tutt’oggi il miglior strumento per questo tipo di indagini; sono inoltre emersi diversi indicatori
significativi della distribuzione del danneggiamento, e della risposta delle varie tipologie edilizie
riconosciute. L’analisi complessiva dei dati raccolti mostra che il più alto tasso di collassi, a prescindere
dalla vulnerabilità, è circoscritto a un’area localizzata nella parte nord-occidentale del centro
storico, e che i collassi di edifici in cemento armato sono concentrati in una fascia limitata nella
zona SO dello stesso centro storico. L’intensità stimata per l’area studiata è risultata incerta fra i
gradi VIII e IX della scala EMS98.
ANALISI DEI LIVELLI DI RISCHIO SISMICO E STRATEGIE DI INTERVENTO
PER GLI OSPEDALI DELLA BASILICATA
A. Masi, G. Santarsiero
DiSGG, Dipartimento di Strutture, Geotecnica, Geologia applicata. Università della Basilicata, Potenza
Introduzione. Il patrimonio edilizio pubblico presenta un rilevante deficit di protezione sismica
in quanto molte strutture, attualmente collocate in zone considerate sismiche, sono state progettate
e realizzate in anni in cui la classificazione sismica non era vigente. Tenendo conto di questa
situazione, l’Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri n. 3274 del 20 marzo 2003 (PCM,
2003), nel ridefinire in modo innovativo ed organico il quadro normativo nel settore del rischio
sismico, ha previsto un programma nazionale di valutazione della vulnerabilità sismica del patrimonio
edilizio esistente privo di protezione sismica, partendo dalle opere strategiche, come gli ospedali,
ed a rischio rilevante, come le scuole. Sulla base delle risultanze di tali verifiche dovranno
essere predisposti i programmi di intervento per la riduzione del deficit di protezione sismica tenendo
conto, in particolare, della vulnerabilità sismica emersa negli edifici esaminati, della diversa collocazione
nelle zone sismiche, della entità delle somme richieste rapportata alle risorse finanziarie
disponibili. Un ruolo rilevante in tale processo è assegnato alle Regioni. In particolare la Regione
Basilicata ha predisposto il “I Programma Temporale delle Verifiche del patrimonio edilizio strategico
e rilevante” relativo alle strutture ospedaliere e scolastiche realizzate senza criteri antisismici.
Nel presente lavoro, dopo una breve analisi dei dati raccolti (valutazioni di vulnerabilità e rischio
su 68 edifici ospedalieri), viene descritta ed applicata una metodologia per la definizione di strategie
di intervento che consentano una ottimale distribuzione delle risorse economiche disponibili. Gli
edifici esaminati hanno come tipologia strutturale prevalente il cemento armato ed un’età media
maggiore di 30 anni. Il lavoro è articolato nelle seguenti fasi principali:
- valutazione della vulnerabilità attuale degli edifici strategici ed a rischio rilevante e del rischio
sismico di ciascuna struttura;
- definizione di una relazione per la stima del costo da sostenere sul singolo edificio al fine di diminuirne
la vulnerabilità, e quindi il rischio, di una prefissata quantità;
- costruzione di curve tempo-rischio sismico sulla base di diversi scenari di intervento e di disponibilità
economica;
- analisi dei risultati da cui trarre le indicazioni utili per individuare le migliori strategie di intervento
per la mitigazione del rischio sismico degli edifici esaminati.
Valutazione dei livelli di rischio. La vulnerabilità è stata valutata quantitativamente dai singoli
professionisti incaricati tramite i valori di PGA CO , PGA DS , PGA DL , che costituiscono le intensità
495

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
sismiche in termini di accelerazione massima al suolo (Peak Ground Acceleration, PGA) che determinerebbero,
rispettivamente, condizioni di incipiente collasso, di danno severo agli elementi strutturali
e di danno limitato relativo essenzialmente alle parti non strutturali (DPC, 2005). Al fine di
valutare il rischio cui è soggetta una struttura, tali accelerazioni, rappresentative delle prestazioni
dell’edificio, sono state rapportate alle accelerazioni attese nel sito in cui è ubicato l’edificio considerando
diverse probabilità di occorrenza, ossia terremoti con periodo di ritorno di 2475 anni per lo
stato limite di collasso, di 475 anni per lo stato limite di danno severo (Stato Limite di salvaguardia
della Vita, SLV, nelle attuali Norme Tecniche del 14 gennaio 2008) e, infine, di 95 anni per lo
stato limite di danno limitato (PCM, 2004). Queste accelerazioni sono state ricavate dalle mappe di
pericolosità proposte in (INGV, 2004) e inserite nelle NTC 2008. Si possono così calcolare i seguenti
indicatori del rischio atteso: α u1 = (PGA CO )/(PGA 2% ) per il collasso, α u2 = (PGA DS )/(PGA 10% ) per il
danno severo, e α E = (PGA DL )/(PGA 50% ) per il danno limitato. α u1 e α u2 vanno considerati indicatori
di rischio riconducibili alla sicurezza delle strutture, mentre α E è un indicatore del rischio di inagibilità
dell’opera. Come noto, valori prossimi o superiori all’unità caratterizzano casi in cui il livello
di rischio è prossimo a quello richiesto dalle norme, mentre valori bassi, prossimi a zero, caratterizzano
casi ad elevato rischio. Nella tabella 1 si riporta un quadro sintetico dei livelli di rischio
sismico stimati per gli ospedali delle due province lucane, sia in termini di danno severo (α u2 ) che
di danno limitato (α E ).
Tab. 1 - Quadro sintetico dei livelli di rischio valutati per i diversi gruppi di edifici.
Curve di rischio e strategie di intervento. Al fine di individuare le più efficaci strategie di
intervento sull’intero campione di edifici in esame, in rapporto alle limitate disponibilità economiche,
si è messa a punto una procedura per la costruzione di curve di rischio. Le curve di rischio sono
relazioni che esprimono la variazione nel tempo del rischio sismico globale di un gruppo di edifici,
in funzione, essenzialmente, del tipo di intervento di rafforzamento prescelto e del rapporto tra
risorse economiche richieste e disponibili. Per la costruzione di tali curve è innanzitutto necessario
definire un indice in grado di esprimere il rischio sismico globale di un campione di edifici. Con
riferimento al rischio relativo alla sicurezza delle strutture, è stato considerato un opportuno valore
medio⎺α tra quelli calcolati sui singoli edifici per l’indicatore di rischio α u2 valutato considerando
che valori diversi dinon assumono la stessa rilevanza sociale (conseguenze attese sulle persone) ed
economica (costo di intervento) per edifici con superficie diversa. Infatti, in assenza di dati più
accurati è da ritenere che, maggiore è la superficie dell’edificio, più elevato sarà il numero di posti
letto presenti nella struttura ospedaliera. Il valore medio convenzionale⎺α per ogni gruppo di edifici
è stato calcolato con la seguente espressione:
in cui la sommatoria è estesa a tutti gli edifici di un gruppo, α i è l’indicatore di rischio α u2 relativo
all’edificio i-esimo e S i rappresenta la corrispondente superficie. In realtà i valori di α u2 , dunque di
, sono inversamente proporzionali al livello di rischio in quanto, per come vengono calcolati, sono
direttamente proporzionali alla resistenza sismica dell’edificio. Pertanto, come indice di rischio
(globale) si può definire il complemento ad 1 di⎺α , ovvero:
IR(t) = 1 –⎺α (2)
(1)
496

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Nell’Eq. (2) è evidenziata la dipendenza dell’indice di rischio dal tempo t, in quanto, in funzione
degli investimenti che la pubblica amministrazione potrà effettuare, si potrà intervenire su un
certo numero di edifici e ridurre il rischio sismico globale in un dato periodo di tempo t. Per poter
valutare l’effetto di un determinato investimento sulla riduzione del rischio sismico è necessario
definire una relazione tra il parametro α u2 ed il costo da sostenere per portare in sicurezza l’edificio.
A tal fine sono stati messi a punto alcuni modelli di costo che considerano diverse modalità e
scelte di intervento. In Fig. 1 è mostrato uno dei modelli di costo (denominato N1) proposti per gli
edifici in c.a., in cui la relazione tra α u2 ed il costo è differenziata a seconda che si tratti di edifici
progettati prima o dopo il 1972, in quanto in tale anno entrarono in vigore le norme tecniche di cui
alla Legge 1086/71 che determinarono un significativo cambiamento alle modalità di progettazione
e realizzazione delle strutture in c.a. Il modello prevede in ordinata il costo C i relativo all’intervento
strutturale ed al ripristino delle parti non strutturali (impianti compresi) strettamente connesse,
rapportato al costo di ricostruzione C max .
Nella definizione del modello dei costi si è ritenuto di assumere che esistano delle soglie di α u2
al di sotto delle quali non convenga rafforzare l’edificio, in quanto, oltre ad alcune riserve sull’esito
a lungo termine dell’intervento, il costo richiesto risulterebbe troppo vicino a quello della ricostruzione
(α u2 < 0.2). Inoltre, quando a u2 supera il valore di soglia 0.2, per gli edifici post 1972 si
ipotizza un brusco calo del rapporto C i /C max a causa della probabile ridotta diffusione dell’intervento
dovuta alla migliore qualità dei materiali (linea grigia), mentre la curva relativa agli edifici ante
1972 non presenta discontinuità, decrescendo in maniera lineare al crescere di α u2 . Si sono messi a
punto in totale 4 modelli di costo, denominati N1 (prima descritto), N2, N3 e N4 dettagliatamente
descritti in (Masi et al., 2009). In sintesi, il modello N2 prevede che gli edifici post 1972 con α u2 >
0.8 non vengano adeguati assumendo che siano sufficientemente “sicuri” per la durata della loro
vista utile residua, il modello N3 prevede che tutti gli edifici con α u2 > 0.8 non vengano adeguati,
mentre il modello N4 prevede un miglioramento sismico per tutti gli edifici con α u2 < 0.7 (in questo
caso si è considerato un costo unitario di intervento pari al 60% di quello previsto per l’adeguamento).
Conosciuta la distribuzione degli α u2 relativi agli edifici di un dato campione ed ipotizzando
una certa disponibilità economica annua, in base al modello di costo è possibile determinare il
numero di edifici che possono essere adeguati in un dato periodo di tempo, al termine del quale si
avrà una differente distribuzione degli α u2 , dunque un differente valore di e dell’indice di rischio
globale del campione di edifici e la sua variazione nel tempo, ovvero la curva di rischio. L’andamento
delle curve di rischio dipende dal modello di costo adottato, dal costo unitario medio di
costruzione C max , dalla disponibilità economica annua D delle pubbliche amministrazioni coinvolte
nel programma di interventi e dal tasso annuo medio di inflazione I. Per quanto riguarda C max , in
assenza di dati specifici relativi
alla regione Basilicata, si è
assunto un valore omnicomprensivo
pari a 2250 euro/mq. Il tasso
di inflazione I è stato assunto
pari a 2.14% per tutta la durata
del programma di interventi,
valore ottenuto come media dei
tassi di inflazione nel periodo
2003-2007.
Fig. 1 - Modello di costo N1 per edifici in c.a.
497

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - Andamento delle curve di rischio per gli edifici ospedalieri della regione Basilicata considerando una disponibilità
D=5 Meuro/anno, I=2.14%.
L’ipotesi relativa al miglioramento sismico contenuta nel modello N4, in qualche modo poco
coerente con l’importanza delle strutture in esame, è basata sull’idea che, a parità di risorse economiche
complessivamente disponibili, si possa intervenire in tempi brevi su un numero maggiore di
edifici riducendo più rapidamente il rischio sismico globale nei successivi 5-10 anni. In realtà, i
risultati ottenuti mostrano che applicare il modello N4 non appare consigliabile in quanto il vantaggio
di richiedere costi complessivi molto più contenuti viene vanificato dalla conseguenza negativa
di lasciare un rischio residuo globale molto elevato e, dunque, da ritenere non accettabile nel caso
di edifici strategici come gli ospedali (Fig. 2). Inoltre, anche in caso di disponibilità economiche
limitate, i modelli N1, N2 e N3 forniscono risultati migliori, in termini di evoluzione del valore
IR(t), anche in tempi relativamente brevi.
Infine, va segnalato che nello studio è stato considerato un altro aspetto di rilevante importanza
nella predisposizione del programma degli interventi, ossia la definizione delle priorità di intervento,
aspetto che appare sostanzialmente svincolato dalle curve di rischio che cambiano in modo molto
limitato al variare dell’ordine temporale con cui si interviene sugli edifici. Per la costruzione di
tale graduatoria sono state fatte due differenti ipotesi basate su informazioni legate alla pericolosità
sismica locale ed alla vulnerabilità ed esposizione delle diverse strutture. Per esigenze di sintesi,
per la descrizione della procedura ed i risultati ottenuti si rimanda al lavoro (Masi e Santarsiero,
2009).
Bibliografia
DPC (Dipartimento della Protezione Civile), 2005. Scheda di sintesi per verifica sismica di “livello 1” o di “livello 2” per gli edifici
strategici ai fini della protezione civile o rilevanti in caso di collasso a seguito di evento sismico.
INGV (Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia), 2004. Redazione della mappa di pericolosità sismica prevista dall’OPCM
3274 - Rapporto conclusivo per il DPC, INGV, Milano-Roma.
Masi A., Santarsiero G., Monaco L., 2009. Strategie di riduzione del rischio sismico degli ospedali della Basilicata. Atti del
Convegno Nazionale L’ingegneria sismica in Italia, Bologna.
PCM, 2003. Ordinanza n. 3274 - Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale
e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica.
PCM, 2004. Ordinanza n. 3362 - Modalità di attivazione del Fondo per interventi straordinari della PCM istituito ai sensi dell'art.
32-bis del decreto-legge 30.9.2003, n. 269.
498

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
THE “SPECTRAL CLOUD” FOR THE IDENTIFICATION
OF GROUPS OF EARTHQUAKE INPUTS OF GIVEN HAZARD
T. Trombetti, S. Silvestri, G. Gasparini
Department DISTART, University of Bologna
Within a Performance Based Seismic Design framework, in order to evaluate the seismic performance
of a given structure in probabilistic terms, it is fundamental to associate a probability of
occurrence/exceedance with a given structural response parameter, often referred to as “Engineering
Demand Parameter” (EDP). This is carried out by means of numerical non-linear dynamic
analyses which make use, as seismic input(s), of properly chosen groups of accelerograms characterised
by given hazard. These groups have been referred in scientific literature to as “earthquake
bins” and, for sake of clarity, will be herein referred to as “groups of uniform hazard time-histories”.
The choice of the uniform hazard time-histories is deeply rooted upon their probabilistic identification.
However, the hazard level cannot be directly associated to the time-histories, whilst it can
be associated, by means of Probabilistic Seismic Hazard Analyses (PSHA), to earthquake “intensity
measures” (IMs), which consist of scalar or vector-valued combinations of selected ground
motion parameters (GMPs) associable to a given probability of exceedance. In recent years, many
research works have focused on the identification of the optimal IM for the identification of groups
of uniform hazard time-histories. Among all possible and commonly used IMs, the spectral acceleration,
at a specified period, has been recently suggested as optimal. With reference to the spectral
acceleration, the uniform hazard spectrum has been obtained and widely used for the identification
of groups of uniform hazard time-histories. However, due to its intrinsic properties, such use of the
uniform hazard spectrum presents limitations, which make it meaningless for structures sensitive to
the response spectra over a period range rather than a single period (i.e. non-linear systems …).
Therefore, new tools should be introduced in order to correctly face the problem of the identification
of uniform hazard time-histories which can be used, in general, for both linear and non-linear
systems. A specific approach for the identification (based upon a peculiar Probabilistic Seismic
Hazard Analysis) of the characteristics that a group of earthquake inputs must possess in order to
be associated to a given exceedance probability can be proposed. Briefly, the identification of these
characteristics is made with reference to the elastic response spectral ordinates, takes advantage of
the information carried by the “epsilon” parameter, and is rooted on a separate treatment of the
aleatory (intrinsic) variability and the epistemic uncertainty considered in the hazard analysis.
In more detail, the analytical developments lead to few simple parameters characterizing the
ensemble of the spectral ordinates (here defined as “spectral cloud”) of the acceleration time histo-
Fig. 1 - Group of n seismic records and corresponding spectral cloud.
499

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
ries to be used as meaningful design input. The “spectral cloud” is defined as the ensemble of the
spectral ordinates, computed at multiple reference periods, of a group of seismic records (Fig. 1).
If, in addition to the complete knowledge of the characteristics of the distribution of the random
variables, were the autocorrelation functions of the response spectra known, the response spectra
could be seen as a set of signals of a stochastic process.
The identification of earthquake inputs of given hazard is generally obtained through a two-step
association. The first step encompasses the association between an exceedance probability,
500

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - Uniform hazard spectrum and uniform hazard spectral cloud, for the site of Bologna over an observation
time of t = 50 years, for a rare seismic hazard level.
501

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Simultaneous satisfaction of this condition at multiple reference periods may prove to be cumbersome.
However, it is possible to envisage the application of a simplified condition based upon the
first two moments of the distribution only.
The statistical characterisation of the “uniform hazard spectral cloud” (which can be assimilated
to a lognormal random process) as here proposed allows to:
- treat separately and independently the epistemic uncertainty due to the error of the attenuation
model from all other time- and space-related sources of aleatory variability;
- identify earthquake inputs which retain their significance independently from the period range
considered;
- obtain groups of design earthquake inputs which can be used for different structures and for structures
with substantial variations in vibration periods;
- link the identification of the seismic hazard strictly to the site, without involving the structure.
DIGA RIO FUCINO: INTERAZIONE CON LA FAGLIA DI CAMPOTOSTO (AQ)
C.G. Lai, M. Corigliano, M. Agosti
EUCENTRE, Centro Europeo di Formazione e Ricerca in Ingegneria Sismica, Pavia
Introduzione. Nell’area colpita dall’evento sismico del 6 aprile 2009 e dalle successive repliche
è situato il bacino di Campotosto il quale è chiuso da 3 sbarramenti artificiali per lo sfruttamento
idroelettrico dell’invaso. Essi sono la diga in terra e pietrame di Poggio Cancelli (27.3 m) e le
dighe a gravità ordinaria in calcestruzzo di Rio Fucino (36.7 m) e di Sella Pedicate (20.75 m). La
risposta sismica delle dighe interessate dagli eventi sismici dell’Aquilano è risultata soddisfacente
in quanto nessuno degli sbarramenti o delle opere accessorie ubicate nell’area colpita dal terremoto
ha subito danneggiamenti a causa dello scuotimento. Tuttavia, il bacino di Campotosto è situato
in corrispondenza della “faglia di Campotosto”. Seppur a questa faglia non è associata una sismicità
storica rilevante, non è possibile escludere a priori una sua potenziale attivazione. Nel più improbabile
degli scenari ipotizzabili, la dislocazione tettonica generata dalla faglia di Campotosto
potrebbe intercettare in superficie il corpo della diga di Rio Fucino.
L’articolo descrive una sintesi delle analisi numeriche eseguite sulla ipotetica interazione tra la
dislocazione della faglia di Campotosto e la diga Rio Fucino. Tali analisi sono state svolte nel periodo
immediatamente successivo all’evento sismico del 6 aprile 2009 che ha colpito l’Aquilano e pertanto
hanno un carattere preliminare.
La diga di Rio Fucino. La diga oggetto di studio è lo sbarramento Rio Fucino, una diga a gravità
ordinaria in calcestruzzo, con profilo triangolare e andamento planimetrico rettilineo. La diga
chiude il bacino di Campotosto nella zona Est (42°32’07’’N, 13°24’38’’E, vedi Fig. 1b). L’altezza
di massima ritenuta della diga è uguale a 39 m, lo sviluppo del coronamento è pari a 154 m, mentre
il volume di invaso è uguale a 218 mil. mc (L. 584/94). La quota di massimo invaso è pari a
1318.15 m.s.l.m., superiore di 9.15 m rispetto alla quota attuale pari a 1309 m.s.l.m.
In Fig. 1a) è mostrata la sezione trasversale della parte tracimante. La diga è stata realizzata in
due fasi, la prima delle quali ebbe inizio nel 1939 e si concluse nel 1955. Nel 1966 ebbe inizio la
fase di sopraelevazione che si concluse nel 1971(Servizio Nazionale Dighe, 1998). La faglia di
Campotosto è caratterizzata da un meccanismo di fagliazione di tipo normale puro. L’azimut ha un
campo di variazione compreso tra N125° e N165° e da un angolo di immersione compreso tra 60°
e 70° verso Sud-Ovest (fonte INGV-2, 2009). Le dimensioni della faglia sono stimate dell’ordine di
14 x 9.5 km, con profondità minima e massima pari rispettivamente a 1.0 km e 9.6 km (fonte DISS
v3.0.4). Per una magnitudo potenziale massima variabile tra 6.0 e 7.0 si stima che la faglia sia in
grado di generare una dislocazione tettonica in superficie variabile tra un valore minimo di 0.4 m
502

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
a) b)
Fig. 1 – a) Sezione trasversale della diga di Rio Fucino della parte tracimante (Servizio Nazionale Dighe, 1998); b)
Localizzazione della Diga Rio Fucino rispetto alla faglia di Campotosto proiettata in superficie con variabilità di
direzione tra N125° e N165°. Immagine modificata dalla banca dati DISS 3.0.4 (http://www.ingv.it/DISS).
ad un valore massimo di 0.9 m (fonte INGV-2, 2009). L’asse della diga di Rio Fucino è orientato a
circa N108° e forma quindi un angolo compreso tra 17° e 57° rispetto alla direzione longitudinale
di intercettazione della faglia. In Fig. 1b) è illustrata l’ubicazione della faglia Campotosto in relazione
alla posizione della diga Rio Fucino. Come descritto in precedenza ed evidenziato dalla Fig.
1a), la diga di Rio Fucino è stata realizzata in due fasi: la prima negli anni 1939-1955 e la seconda
tra il 1966 e il 1971. Negli anni 90 è stato realizzato un carotaggio dal quale sono stati estratti dei
provini di calcestruzzo a diverse profondità che hanno interessato i materiali di entrambe le fasi di
costruzione. Sui provini sono state eseguite prove di laboratorio al fine di determinare i parametri
di resistenza e deformabilità dei materiali. I risultati delle prove eseguite hanno evidenziato che le
caratteristiche di resistenza e deformabilità del calcestruzzo realizzato nelle due fasi di costruzione
sono differenti e di questo si è tenuto conto nelle successive analisi numeriche.
Analisi numeriche. L’interazione tra la rottura di una faglia in superficie e una struttura è un
problema molto complesso da analizzare da un punto di vista numerico. Per tale motivo si è deciso
di studiarlo considerando modelli di complessità crescente, partendo da un modello bidimensionale
con legge costitutiva dei materiali interessati di tipo elastico-lineare, con l’obiettivo di studiare il
cinematismo della diga soggetta alla dislocazione tettonica senza che fosse interessata la resistenza
dell’opera. In una seconda fase l’analisi è stata ripetuta mettendo in conto la resistenza del calcestruzzo
costituente la diga. Infine è stato realizzato un modello numerico tridimensionale al fine di
simulare l’effetto della intercettazione della rottura di faglia in superficie con un angolo, rispetto
allo sviluppo longitudinale della diga Rio Fucino, diverso da zero. Per motivi di spazio in questo
articolo è riportata solo una parte dei risultati delle analisi. Il lettore interessato ad un approfondimento
può consultare l’articolo di Lai e al. (2009) in fase di pubblicazione.
Nell’ambito del presente studio l’attivazione della faglia è stata simulata con un modello numerico
continuo, bidimensionale utilizzando il programma FLAC 2D (Itasca, 2006) in modalità grandi
deformazioni e spostamenti. La Fig. 2 illustra il modello di calcolo. La dislocazione della faglia
è stata simulata imponendo lo scorrimento lungo un piano inclinato predefinito, che risulta essere
congruente con le caratteristiche cinematiche della faglia. La dislocazione è stata imposta attraverso
l’applicazione a tutti i nodi della griglia contenuti nella zona tratteggiata in Fig. 2a, di un vettore
velocità diretto parallelamente all’angolo di immersione della faglia. Si è aprioristicamente rinunciato
a simulare il fenomeno della propagazione della frattura dal punto di enucleazione fino alla
superficie di contatto con il corpo diga. La spinta idrostatica dell’acqua presente nell’invaso (quota
503

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 – Caratteristiche del modello numerico non lineare (bidimensionale) della diga Rio Fucino; b) griglia di calcolo
alle differenze finite costruita con il programma FLAC2D per le analisi non lineari.
attuale 1309 m.s.l.m.) è stata simulata con una distribuzione di pressioni linearmente crescenti con
la profondità sul paramento di monte della diga. Le zone di contatto tra le diverse parti del modello
sono state simulate attraverso elementi di interfaccia. In particolare sono state introdotte interfacce
in corrispondenza della zona di contatto tra la parte di diga realizzata nella prima fase (1939-
1955) e la zona sopraelevata (1966-1971) (I2); al contatto tra l’ammasso roccioso e il corpo diga
(I1); in corrispondenza del piano di faglia (I3). Le analisi non-lineari sono state condotte in modo
parametrico considerando diversi valori dei parametri all’interfaccia diga-ammasso roccioso. La
Fig. 3a) mostra, per diverse combinazioni dei parametri di rigidezza e resistenza all’interfaccia
diga-ammasso roccioso, i valori di spostamento che il corpo diga è capace di sopportare senza raggiungere
una condizione di plasticizzazione diffusa per raggiungimento della resistenza a trazione
nella parte inferiore del manufatto. La Fig. 3b) mostra l’andamento dello spostamento per il punto
di controllo 2 (vedi Fig. 2a) alla base della diga relativamente a tutte le combinazioni considerate
Fig. 3 – a) Valori dello spostamento che il corpo della diga è capace di sopportare senza raggiungere una condizione
di plasticizzazione diffusa nella parte inferiore in funzione dei parametri di rigidezza assunti all’interfaccia digaammasso
roccioso; b) Spostamento verticale del punto di controllo 2 (vedi Fig. 2a) per diverse combinazioni dei
parametri di resistenza e rigidezza all’interfaccia diga-ammasso roccioso.
504

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
in Fig. 3a). È evidente dalla figura la forte dipendenza della risposta della diga dai parametri assunti
per l’interfaccia diga-ammasso roccioso.
Considerazioni sui risultati. Sia le analisi bidimensionali che quelle tridimensionali, per quanto
complesse si basano su ipotesi semplificative e i risultati ottenuti risultano di non facile interpretazione.
In particolare essi sono fortemente influenzati dai valori assunti per i materiali costituenti
la diga, dalla loro modellazione costitutiva nonché dai parametri utilizzati per la definizione delle
interfacce del modello. Tuttavia, nonostante queste incertezze e la dipendenza dei risultati ottenuti
dai valori assunti da alcuni parametri di ingresso, le analisi svolte mostrano abbastanza chiaramente
che se sottoposta ad una dislocazione di 90 cm provocata dalla rottura della faglia di Campotosto,
la diga Rio Fucino subirebbe una plasticizzazione diffusa in molte sue parti con danni anche
gravi che potrebbero determinare una fuoriuscita di acqua.
Conclusioni. La valutazione degli effetti prodotti su una struttura da fagliazione superficiale è
un problema estremamente complesso da analizzare. Esso richiede una approfondita caratterizzazione
geologica e sismotettonica del sito di costruzione finalizzata a definire con il maggior grado
di affidabilità possibile, geometria, cinematica, livello di attività della faglia potenzialmente in grado
di intercettare lo sbarramento ed ovviamente l’entità attesa della dislocazione tettonica possibilmente
in funzione del periodo di ritorno. Questi dati sono essenziali per una corretta valutazione
della prestazione e quindi del livello di sicurezza di una diga soggetta ad rigetto imposto dalla rottura
di una faglia. Per il caso della diga a gravità di Rio Fucino esistono allo stato attuale forti incertezze
circa l’ubicazione attesa della traccia del piano di faglia con la superficie del suolo e della sua
posizione relativa rispetto all’asse longitudinale dello sbarramento. Incerta è inoltre l’entità del
rigetto atteso per il quale si stima un campo di variazione compreso tra 0.4 e 0.9 m. La vulnerabilità
di uno sbarramento agli effetti della fagliazione superficiale dipende fortemente dalla tipologia
della diga e dall’entità della dislocazione tettonica. Per tale ragione appare necessario in primo luogo
approfondire i rilievi, le indagini e gli studi di carattere geologico e sismotettonico al fine di
quantificare al meglio il livello di attività della faglia di Campotosto, il campo cinematico atteso in
funzione del periodo di ritorno nelle aree attigue l’asse longitudinale dello sbarramento e soprattutto
localizzazione spaziale della traccia in superficie del piano di faglia ed angolo di emersione. Nel
caso in cui tali indagini suffragassero gli indizi a favore dell’ipotesi di un’attività anche moderata
della faglia di Campotosto, le analisi numeriche illustrate in questo capitolo non possono escludere
che una dislocazione pari a 90 cm, produca danni anche gravi alla diga in calcestruzzo di Rio Fucino
con possibili fuoriuscite d’acqua. Un intervento di adeguamento e rinforzo per mitigare il rischio
associato alla possibile intercettazione della diga da parte della rottura di faglia superficiale, potrebbe
essere quello di realizzare un rinforzo di materiale granulare drenante posto contro il paramento
di valle e avente la funzione di filtro ad azione ritardante nell’eventualità di una fuoriuscita di acqua.
Bibliografia
DISS Working Group (2009). Database of Individual Seismogenic Sources (DISS), Version 3.1.0: A compilation of potential
sources for earthquakes larger than M 5.5 in Italy and surrounding areas. http://diss.rm.ingv.it/diss/
INGV-1 (2009). Relazione sulla Sequenza Sismica dell’Aquilano. INGV - Centro Nazionale Terremoti. Relazione interna. 10 aprile
2009.
INGV-2 (2009). Parametri faglia Campotosto. INGV - Centro Nazionale Terremoti. Messaggio di posta elettronica del 17 aprile
2009 di Paola Montone.
ITASCA Consulting Group Inc. [2005], FLAC 6.0 - User’s Manual, Minneapolis.
Lai C.L., Corigliano M., Agosti M.; 2009: Dighe. Progettazione Sismica, Numero speciale sull’evento sismico Aquilano v3, in
stampa.
Servizio Nazionale Dighe (1998) Foglio di condizioni per l’esercizio e la manutenzione, Diga di Rio Fucino in Campotosto(AQ).
505

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
INDAGINI GPR E MICROWAVE TOMOGRAPHY
PER LA DIAGNOSTICA STRUTTURALE DI UN EDIFICIO PUBBLICO DANNEGGIATO
DAL TERREMOTO DELL’ABRUZZO
M. Bavusi 1 , A. Loperte 1 , F. Soldovieri 2 , E. Lapenna 1 , C. Moroni 3
1 IMAA-CNR, Tito Scalo (PZ)
2 IREA-CNR, Napoli
3 Dipartimento della Protezione Civile, Roma
Il Ground Penetrating Radar (GPR) è una tecnica geofisica indiretta ben consolidata per l’individuazione
di cavità, sottoservizi e studi stratigrafici, per l’archeologia e per lo studio di siti contaminati
(Daniels, 1996). Il GPR rappresenta tuttavia un efficace strumento per le applicazioni ingegneristiche
ed in particolare per le prove non distruttive su strutture, se usato nell’intervallo di frequenza
compreso tra i 1000 e i 2000 MHz (Buyukozturk 1998; Barrile e Puccinotti, 2005). In questo
lavoro viene descritta l’applicazione di tale tecnica su una trave di un edificio pubblico danneggiato
dal terremoto occorso all’Aquila il 6 aprile 2009 con lo scopo di determinare la presenza e la
posizione delle armature. A tale scopo è stata impiegata un’antenna con frequenza centrale di 1500
MHz per acquisire cinquanta profili lungo direzioni ortogonali in corrispondenza di un grigliato
regolare con maglia quadrata di 4 cm (Fig. 1).
Fig. 1 - a) Trave e pilastro interessati dalle prospezioni GPR; b) particolare; c) griglia di riferimento per la realizzazione
di radargrammi.
506

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - Slices estratte a predeterminati
intervalli di tempi/profondità.
Inoltre, per valutare la buona riuscita di iniezioni di resine epossidiche effettuate in corrispondenza
di alcune fratture, alcuni radargrammi sono stati riacquisiti in cross-polarizzazione, Tale
modalità di acquisizione rende infatti l’antenna meno sensibile agli elementi di armatura normali
alla direzione di acquisizione ed offre quindi una visualizzazione della matrice di calcestruzzo meno
disturbata dalle iperboli di riflessione delle armature.
Ciascun radargramma è stato sottoposto a processing comprendente trace removal, distance
normalization e zero-time correction, gain removal, ACG gain e migration. La velocità di migrazione
è stata valutata in 8,85 cm/ns sia con il metodo delle iperboli che misurando il tempo doppio
(6.65 ns) riferibile alla superficie opposta della trave posta a 30 cm. La stessa velocità è stata utilizzata
per la conversione tempi/profondità. Dall’interpolazione di tutti i radargrammi processati è stato
realizzato un volume di dati 3D della porzione di trave investigata. I risultati evidenziano riflettori
associabili alle armature distinti in due livelli; il primo, immediatamente al di sotto della superficie
di acquisizione, risulta ben definito mentre, il secondo, ubicato in prossimità della faccia opposta
della trave, risulta poco focalizzato. La visualizzazione in pianta dei dati a diverse profondità
(slices) conferma tale risultato (Fig. 2).
La possibilità di focalizzare le armature del secondo livello può essere ottenuta grazie a nuove
tecniche di elaborazione dati quale la microwave-tomography (MT) che risolve un problema di
507

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 3 - Confronto tra processing classico e Microwave tomography.
inverse scattering nel dominio della frequenza (Soldovieri et al., 2007). Un esempio di questa applicazione
messo a confronto con la metodologia classica di processamento dati viene in questa sede
mostrato e discusso (Fig. 3). Infine, l’omogeneità dei riflettori in corrispondenza degli’interventi di
iniezione, osservabile sia nelle time slices che nei radargrammi realizzati in cross-polarizzazione,
indica il ripristino della continuità del mezzo e l’assenza di vuoti non riempiti dalla resina epossidica.
Bibliografia
Barrile V., Puccinotti R.; 2005: Application of radar technology to reinforced concrete structure: a case study. NTDE & E
International, 38, 596-604.
Buyukozturk, O.; 1998: Imaging of Concrete Structures. NDT & E International,. 31(4), 233-243.
Soldovieri F., Hugenschmidt J., Persico R., Leone G.; 2007: A linear inverse scattering algorithm for realistic GPR applications.
Near Surface Geophysics, 5(1), 29-42.
APPLICAZIONI DI LIVELLO “0” DELLA METODOLOGIA UTILIZZATA
PER LA VALUTAZIONE DEL RISCHIO SISMICO
DI SISTEMI URBANI CON L’ANALOGIA DELLE RETI NEURONALI
A. Cherubini 1 , G. Di Capua 2 , S. Peppoloni 2 , A. Goretti 3 , E. Speranza 4
1 Consulente del CNR-Istituto per le Tecnologie della Costruzione, L’Aquila
2 Istituto Nazionale di Geofisica e Vulcanologia, Roma
3 Dipartimento della Protezione Civile, Roma
4 Consulente del Dip. Strutture, Geotecnica, Geologia Appl. all’Ingegneria, Università della Basilicata, Potenza
Riassunto. Questa ricerca, condotta nell’ambito del Progetto RELUIS – Linea 10, ha riguardato
la messa a punto di un modello di rischio sismico per Sistemi Urbani con approccio multilivello,
utilizzando l’analogia con le reti neuronali. Il primo passo è stata l’elaborazione del livello 0, basato
su banche-dati, disponibili a livello nazionale, relative alla pericolosità sismica di base e locale
508

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
(INGV) e a dati di censimento dei comuni italiani (ANCITEL 2001; ISTAT 2001) per la descrizione
fisica e funzionale dei centri abitati/sistemi urbani analizzati. Per semplicità e per omogeneità tra
i molti dati elaborati sono stati trascurati due aspetti rilevanti per il modello di rete neuronale, che
intervengono invece ai livelli successivi, ovvero l’aspetto della “soglia” di perdita di capacità di una
componente di sottosistema (sia per evoluzione che per connessione) e l’aspetto della “capacità iniziale”
di una componente di sottosistema prima dell’evento sismico. La valutazione della perdita di
capacità complessiva di un Sistema Urbano a livello 0 è stata quindi calcolata come l’insieme delle
perdite di tutti i sistemi combinati tra loro (con opportuni pesi) e quindi con un valore complessivo.
Premessa. Si richiama per punti la metodologia generale del sistema neuronale che descrive
l’analogia con i Sistemi Urbani:
- si effettua il riconoscimento di sottosistemi minimi necessari (del tipo abitativo, servizi, sanitario,
servizio scolastico, trasporti, ecc.), utili a descrivere compiutamente l’organizzazione fisica e funzionale
di Centri/Sistemi Urbani;
- si perviene all’individuazione di parametri (fisico-meccanici) o indicatori (prestazionali) minimi
necessari, utili a descrivere la perdita di capacità di un sistema vs. domanda nel corso della singola
sequenza di un evento sismico;
- si definiscono le interazioni possibili tra sistemi all’interno del Centro/Sistema Urbano e le sue
condizioni di contorno;
- si sviluppa una metodologia di indagine da applicare ai centri indagati, con una base di dati ricavata
sinteticamente da database nazionali (livello “0”) e ottenuti con una indagine speditiva (livello
“1”), utilizzando la stessa logica di costruzione del modello e gli stessi parametri;
- si definiscono parametri di pericolosità sismica, di base e locale;
- si ottengono scenari di perdita di capacità per eventi sismici attesi.
Fig. 1 - Modello di piccolo
borgo abitato.
Il modello di tipo neuronale è definito attraverso:
- sottosistemi attivabili per un evento sismico atteso, applicato istantaneamente per singola sequenza
sismica, a costruire corrispondenti sequenze di relazioni, che per ogni sequenza diano luogo
all’identificazione di un “attrattore neuronale”;
- l’azione sismica (principale e repliche), che viene rappresentata lungo un asse tempo-durata;
- la capacità di risposta iniziale, che viene individuata per ogni sottosistema: C0j (valore normalizzato),
con una soglia di risposta del sistema;
- la perdita di capacità dei sottosistemi con modalità di evoluzione (modifica della capacità dello
stesso sottosistema) o correlazione (modifica della capacità di un sottosistema per effetto di altri
sottosistemi);
- il raggiungimento, nell’identificazione dell’attrattore, di capacità ridotte Cij dei sistemi, dovute
alle relative perdite di capacità.
- Uno schema illustrativo del processo analogico dei sistemi urbani con le reti neuronali è rappresentato
nelle Figg. 1 e 2.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 2 - Schema di sequenza temporale
per l’analisi del sistema
urbano e dei sottosistemi.
Banche dati nazionali utilizzate. Per le elaborazioni del modello vengono utilizzate le seguenti
banche-dati riferite a tutti i comuni italiani:
- dati INGV di pericolosità di base (valori di PGA con differenti periodi di ritorno) e locale (informazioni
sintetiche sulla litologia ed analisi delle quote topografiche del territorio comunale per
l’individuazione di centri abitati in posizione rilevata);
- dati del censimento ISTAT 2001;
- dati del censimento ANCITEL 2001.
Dati di pericolosità sismica di base e locale
Viene definito un parametro che descriva la pericolosità sismica, di base e locale, espresso come
prodotto dell’accelerazione orizzontale di picco al bedrock con coefficienti di amplificazione di
sito, per due condizioni di eventi attesi: evento massimo ed evento più frequente. La valutazione è
basata per tutti gli 8.101 comuni del territorio nazionale:
- pericolosità di base: si considera la griglia di riferimento INGV (GdL MPS 2004) e si calcola il
valore della PGA utilizzando le coordinate geografiche del centro abitato capoluogo;
- pericolosità locale: si considera un parametro che esprime l’amplificazione attesa per cause litologiche
(S), ottenuto attraverso una carta geologica in scala 1:500.000 del territorio nazionale, ed un
parametro di tipo morfologico (S T ) valutato sulla base delle quote topografiche del territorio comunale
(Di Capua e Peppoloni, 2009).
Il valore in PGA ottenuto viene quindi convertito in intensità macrosismica MCS secondo la
relazione Log PGA = 0,594 + 0,197 * I MCS (PGA espressa in cm/sec 2 ) (Decanini et al. 1995).
Dati ISTAT 2001 per il calcolo della perdita di capacità degli edifici
Viene valutata la riduzione di capacità del sistema residenziale in termini di collasso ed in termini
di inagibilità per i comuni del territorio nazionale. La riduzione di capacità viene fornita in
relazione all’intensità macrosismica MCS, variabile tra I=VI e I=XI MCS.
In ogni Comune viene inizialmente determinata la distribuzione degli edifici in classi di vulnerabilità,
sulla base dei dati ISTAT 2001. Vengono considerate le seguenti classi di vulnerabilità:
- A=muratura di cattiva qualità;
- B=muratura di media qualità;
- C=muratura di buona qualità;
- RC=cemento armato.
La distribuzione di edifici in classi viene indicata con P(T), con T=A, B, C, CA. La distribuzione
P(T) varia da Comune a Comune e, ovviamente, per ogni Comune si ha S T P(T)=1.
La perdita di capacità per inagibilità viene definita a livello comunale come convoluzione di vulnerabilità
primaria e secondaria (Di Pasquale e Goretti 2001), secondo l’espressione:
Pina(I)= Σ TD P(ina|D,T)P(D|I,T)P(T) (1)
510

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Il termine P(ina|D,T) rappresenta la probabilità di inagibilità dell’edificio condizionata al danno
subito ed alla tipologia strutturale ed è una vulnerabilità secondaria. Il termine P(D|I,T) è la probabilità
di osservare nell’edificio di tipologia T un danno di livello D quando soggetto ad una intensità
sismica I, ed è una vulnerabilità primaria. La vulnerabilità secondaria viene assunta pari a quanto
riportato in (SSN-GNDT-DPC 2001), mentre per la vulnerabilità primaria viene assunta quella
riportata in (Angeletti et al. 2002) e deriva sostanzialmente dai rilievi del danno condotti dopo il terremoto
dell’Irpinia-Basilicata del 1980. La distribuzione in classi di vulnerabilità è ottenuta a partire
dai dati contenuti nel censimento ISTAT 2001, considerando per ogni edificio, di ogni Comune,
il materiale prevalente e l’epoca di costruzione. Una volta effettuata l’attribuzione di ogni edificio
nelle classi, la distribuzione in classi è ottenuta come P(T)=numero di edifici ricadenti nella
classe T in un generico Comune/numero totale di edifici nello stesso Comune. La perdita di capacità
per collasso è definita nello stesso modo in cui si definisce la perdita di capacità per inagibilità,
sostituendo alla probabilità di inagibilità la probabilità di collasso:
Pcoll(I)= Σ TD P(coll|D,T)P(D|I,T)P(T) (2)
Banca dati ANCITEL 2001 per la perdita di capacità dei sottosistemi
Questa banca dati è un “Sistema informativo completo statistico-territoriale sugli Enti Locali
esistenti in Italia”; è stata acquistata dal Dipartimento della Protezione Civile e resa disponibile per
la ricerca svolta. Tale sistema informativo contiene circa 700 indicatori per ognuno degli 8.101
Comuni italiani, con possibilità di aggregazioni territoriali superiori (Province, Regioni, Nazione,
A.S.L, ecc.) e con pluralità delle fonti dei dati e varietà degli indicatori raccolti. Sulla base di tale
banca dati sono stati agevolmente costruiti molti parametri o indicatori che descrivono le caratteristiche
di capacità dei vari sistemi presenti nell’ambito di un Sistema Urbano.
Applicazione del modello. Vengono definiti i parametri che esprimono, per ogni Comune, il
danno alle persone o agli oggetti colpiti dalla sollecitazione sismica:
- il numero dei feriti, dei morti e dei senza-tetto, espresso da casualties per diversa intensità;
- la perdita di capacità per inagibilità degli immobili;
- la perdita di capacità per collasso degli immobili;
- la perdita di capacità di infrastrutture stradali.
I parametri individuati sono ovviamente parziali, non potendo aggiungere altro per una indagine
a grande scala. A livello 0, per semplicità e per omogeneità tra i molti dati elaborati, si prescinde
da due aspetti, che intervengono invece ai livelli successivi:
- l’aspetto della soglia di perdita di capacità di una componente di sottosistema (sia per evoluzione
che per connessione), valore al disotto del quale il danno non produce ancora effetti sensibili sulla
stessa componente di sottosistema;
- l’aspetto della capacità iniziale di una componente di sottosistema (valore normalizzato che per il
livello 0 è di default uguale ad 1), che può risultare, per indagini anche speditive, già ridotta in partenza,
prima di subire l’effetto di riduzione per l’azione sismica (un esempio evidente è quello
della inagibilità dei contenitori edilizi prima dell’azione sismica, o dovuta a precedenti eventi
sismici).
La valutazione della perdita di capacità complessiva di un Sistema Urbano a livello 0 viene
definita con l’insieme delle perdite di tutti i sistemi, combinati tra loro (con opportuni pesi) e quindi
con un valore numerico normalizzato complessivo. Per la realizzazione del test di livello 0 della
metodologia descritta è stato costruito un database relazionale, comprendente maschere, tabelle e
query. Il database è stato realizzato con il software Microsoft Access del pacchetto Microsoft Office
2007, compatibile con le versioni precedenti di Access a partire da Access 2000. Il database contiene
le informazioni descritte nei paragrafi precedenti ed è relativo ai comuni della regione Abruzzo.
La selezione schede consente di visualizzare una scheda centro abitato, identificato dalla denominazione
e dal codice ISTAT, con un riassunto degli indicatori di sistema prima e dopo l’evento, la
differenza tra di essi, l’indicatore unico di perdita di capacità relativo al Comune selezionato, assieme
ad alcuni dati caratteristici che aiutano a definire la fisionomia del centro urbano (Fig. 4).
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Fig. 4 - Maschera di restituzione perdite di Avezzano (AQ)
per t = 475 anni.
Conclusioni. Lo sviluppo del Livello 0 del modello neuronale, che si basa sull’affinamento dell’uso
di banche dati nazionali, necessita tuttavia di una taratura che può essere eseguita solo con
opportune verifiche svolte al livello successivo. Anche tra le stesse banche dati, confrontando ad
esempio i dati ISTAT con i dati elaborati da ANCITEL risultano lacune ed incongruenze che andrebbero
rimosse con opportune verifiche. Tuttavia, resta il notevole vantaggio di poter utilizzare un
confronto omogeneo e ad ampia scala tra centri urbani ubicati all’interno di una stessa area o in aree
diverse, verificandone la risposta all’azione sismica, così da ricavare le situazioni di maggior rischio
sismico.
Bibliografia
Amit D.J., 1989. Modelling Brain Function. Cambridge University Press, Cambridge.
Cardona O., 2002. Holistic Approach to Urban Seismic Risk Estomation. Proceedings 7th National Conference on Earthquake
Engineering, 21-25 July, Boston, Massachusetts.
Cherubini A., 1999-2001. Progetti di Censimento di Vulnerabilità sismica in sette regioni dell’Italia meridionale - L.S.U. di: Edifici
Pubblici e Strategici (LSU-1); Edilizia Privata con metodologia a campione (LSU-BIS); Edilizia Storica e Monumentale
all’interno di Parchi nazionali e regionali (LSU-PARCHI), Rapporti 1999 (3 voll.), 2000 (1 vol.) e 2001 (2 voll.), DPC
Cherubini A., 2004. Parametri per analisi di rischio sismico dei Centri Storici. Convegno Internazionale “Rischio Sismico,
Territorio e Centri Storici”, Sanremo, 02-03/07/04.
Cherubini A., Cialone G., Cifani G., 2001. Elaborazioni sulla scheda Centro Storico. Progetto LSU-PARCHI, DPC-GNDT, cap.
4.1.
Cherubini A., Cifani G., Dolce M., Martinelli A., Bramerini F., Goretti A., Papa F., 2001. Nota metodologica per una prima stima
del rischio sismico. GdL del Dipartimento della Protezione Civile, decreto n. 1382/2000 - Linee Guida per la presentazione
dei dati del censimento di vulnerabilità sismica degli edifici pubblico-strategici. DPC.
Di Capua G. e Peppoloni S., 2009. Prodotto 1 dell’Unità Operativa Geologica: “Database relativo agli 8.101 comuni italiani,
contenente informazioni di pericolosità di base e locale, in formato Microsoft Access”. Progetto DPC-Reluis, Linea 10.
Di Pasquale G., Goretti A., 2001. Vulnerabilità funzionale ed economica negli edifici residenziali colpiti da recenti eventi sismici
nazionali. X Convegno Nazionale “L’Ingegneria Sismica in Italia”, Potenza-Matera, 9-13 Settembre.
Goretti A., 2001. L’Agibilità degli edifici residenziali in emergenza post-sismica. Servizio Sismico Nazionale, Rapporto Tecnico
SSN/RT/01/03.
Goretti A., 2005. A Probabilistic model able to handle interaction among road network, buildings and emergency services in urban
areas. Proceedings 9th International Conference on Structural Safety and Reliability, ICOSSAR 05, 20-23 Giugno, Roma.
SAVE, 2004. Strumenti Aggiornati per la Vulnerabilità Sismica del Patrimonio Edilizio e dei Sistemi Urbani, Progetto GNDT,
Programma quadro 2000-2002, http://gndt.ingv.it/SAVE/progetto_save.htm.
SERGISAI, 2001. Seismic Risk Evaluation through Integrated Use of Geographical Information Systems and Artificial Intelligence
Techniques, Project ENV4-0279, Final Report, DGXII, EC.
512

GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
RISCHIO SISMICO DI SISTEMI URBANI
MEDIANTE L’ANALOGIA DELLE RETI NEURONALI
A. Cherubini
Consulente del CNR-Istituto per le Tecnologie della Costruzione, L’Aquila
Riassunto. L’obiettivo della ricerca è stata la messa a punto di un modello di rischio sismico per
Sistemi Urbani con approccio multi-livello, utilizzando l’analogia con le reti neuronali, finalizzato
sia ad una valutazione di confronto tra centri urbani, sulla base di indicatori di rischio, che ad una
valutazione predittiva delle conseguenze di un evento sismico atteso. Lo studio dei Sistemi Urbani
viene utilmente condotto per “livelli” di approfondimento del modello, con l’obiettivo di valutare
dapprima sinteticamente (ad esempio attraverso le informazioni contenute in banche-dati esistenti)
la propensione alla perdita di capacità di un numero elevato di centri urbani, da cui ricavare le situazioni
di rischio più elevato, su cui occorra effettuare approfondimenti o stabilire priorità di ulteriori
indagini (Livello 0). Qualora sia possibile effettuare studi di maggiore dettaglio sui centri urbani
ad elevato rischio, si procederà con indagini e rilievi anche speditivi, valutando le perdite di capacità
dei sistemi analizzati e rilevati, fino ad individuare parti dell’abitato a maggiore rischio (Livello
1). La ricerca è stata condotta nell’ambito del Task 5/7 del Progetto Reluis – Linea 10.
Premessa. Vengono definiti Sistemi Urbani porzioni di città, come i Centri Storici, delimitati da
un contorno che rappresenti una discontinuità rispetto al tessuto urbano (ad esempio un parco o una
circonvallazione); la caratteristica del rischio di tali sistemi è che le perdite riguardano non solo le
persone e gli “oggetti” come fabbricati ed infrastrutture ma anche, ed in qualche caso soprattutto,
funzioni ed attività che vi svolgono. Il metodo seguito utilizza l’analogia del sistema neurale e le
perdite vengono definite come perdite di capacità, prima di tutto in relazione alla diversa domanda
sismica costituita dalla pericolosità sismica, al bedrock e locale, e successivamente alle interazioni
delle varie componenti dei Sistemi Urbani tra loro.
Lo studio di tali Sistemi è stato svolto a due livelli. Il primo livello, definito livello 0, è stato
finalizzato ad una valutazione globale e su area vasta del rischio di Comuni italiani, per stabilire un
confronto ed individuare quelli che si trovano nelle peggiori condizioni: per tale livello è stato messo
a punto un modello con elaborazione di parametri ottenuti da banche-dati nazionali e nel casostudio
in esame per i Comuni della Regione Abruzzo. Il secondo livello, definito livello 1, è stato
finalizzato alla valutazione specifica del rischio di un determinato Centro Storico: per tale livello è
stato messo a punto un ulteriore modello con elaborazione di parametri ottenuti dal censimento speditivo
di un Centro e nel caso studio in esame per il Centro Storico di Sulmona (AQ). Un requisito
essenziale è che i parametri o gli indicatori utilizzati per i due livelli siano sostanzialmente gli stessi
(con maggiore dettaglio ed affidabilità passando dal livello 0 al livello 1), così da consentire operazioni
di taratura tra i due livelli utilizzati.
Metodologia utilizzata. La descrizione dei processi che avvengono in un Sistema Urbano, al
verificarsi di un evento sismico, riescono ad essere ben rappresentati con la logica neuronale, secondo
cui ogni parte del sistema connessa alle altre parti è assimilabile ad un neurone connesso ad una
rete di neuroni: tali modalità sono state oggetto di studio in questi ultimi anni da parte di molti ricercatori.
Dalla interpretazione fisica dei processi di rete neurale (secondo la teoria di Rosemblatt del
1962), si ricavano per analogia le sequenze e le implicazioni necessarie per ogni parte di un sistema
urbano, a seguito del verificarsi di un evento sismico, tali da descrivere tutte le interazioni possibili
che producono complessivamente uno scenario di perdite di capacità che può essere espresso
con formulazioni numeriche. La descrizione di un processo neuronale si basa, come è noto, su una
rappresentazione sequenziale, partendo da uno stato iniziale, di diversi stati modificati non necessariamente
successivi in ordine temporale (ma certamente in logica sequenziale), dove si rappresentano
i neuroni originari e le relazioni-interazioni che contribuiscono alla modifica dello stato, ad
esempio dallo stato i allo stato i+1; a livello neuronale, le relazioni tra stati successivi degli stessi
neuroni sono dette evoluzioni mentre le relazioni tra neuroni diversi sono dette connessioni. Trat-
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
tandosi di un fenomeno evolutivo per più stati successivi, quando si sono esaurite tutte le relazioni
di tipo connessione ed evoluzione tra neuroni, si può asserire che il sistema ha assunto una sua stabilità
ovvero ha raggiunto quello che nelle reti neurali viene definito un attrattore. Una ulteriore
a) b)
c)
Fig. 1 - a) Centro storico di Sulmona (AQ): rete e nodi stradali; b) Livello 1: Scenario T=475 anni – SLC (in basso
un ingrandimento della legenda) c) Livello 1: Scenario T=475 anni – SLD (a lato un ingrandimento della legenda).
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
proprietà della rete neuronale è quella del cambiamento di stato di ogni neurone, dovuto alle scariche
elettriche trasmesse attraverso connessioni (sinapsi), che avviene a salti, con scariche elettriche
che vengono liberate se il segnale di ingresso supera una soglia: questo aspetto offre una marcata
similitudine con i processi reali (fisici e non) presenti anche nei Sistemi Urbani. Utilizzando l’analogia
neuronale, un sistema complesso come un Sistema Urbano, può essere descritto attraverso sottosistemi
(neuroni) soggetti all’azione sismica che evolvono essi stessi e si correlano tra loro con
tutte le possibili interazioni, fino a costituire uno stato finale (attrattore) che ne descrive tutti gli
effetti finali. Nella metodologia svolta sono state considerate perdite per evoluzione (= perdite dirette)
le perdite fisiche di sottosistemi (persone, oggetti, infrastrutture, ecc.), mentre sono state considerate
perdite per connessione (= perdite indirette) quelle funzionali dovute all’interazione dei sottosistemi
tra loro; inoltre si è preferito utilizzare direttamente come unica grandezza rappresentativa
del rischio la perdita di capacità anziché ricavare il danno dalla vulnerabilità attraverso curve di
fragilità o DPM; si utilizza quindi per la metodologia di primo livello un approccio meccanico,
soprattutto.
I passaggi necessari per la costruzione di un modello di Sistema Urbano, che rappresenti le perdite
di capacità per una domanda corrispondente ad un determinato input sismico, sono:
- il riconoscimento dei sotto-sistemi minimi necessari con cui schematizzare l’organizzazione fisica
e funzionale di Centri/Sistemi Urbani;
- l’individuazione di parametri (di tipo fisico-meccanico) o indicatori (di tipo prestazionale), minimi
necessari a descrivere la capacità iniziale e la perdita di capacità di un sotto-sistema;
- la valutazione della Pericolosità, al bedrock e locale, che rappresenta l’input del modello;
- l’individuazione della perdita di capacità propria di ogni sotto-sistema (evoluzione);
- l’individuazione di ogni interazione possibile tra sotto-sistemi (connessione);
- l’applicazione del modello:
ad una base di dati ricavata sinteticamente da banche-dati nazionali (livello zero);
ai dati ottenuti da indagine speditiva (primo livello);
- utilizzando la stessa logica di costruzione del modello;
- la valutazione della resilienza dei sottosistemi.
Il modello utilizzato prevede, quindi di valutare:
- la capacità allo stato iniziale dei vari sottosistemi prima dell’evento sismico;
- le perdite di capacità (e quindi la capacità residua) attraverso una successione di tutti i possibili
“stati” dei vari sotto-sistemi;
- la perdita complessiva quando il sistema è divenuto un attrattore, cioè ha raggiunto la condizione
di stabilità.
Alcuni esempi di interazione tra loro di sottosistemi, sono:
- la risposta dei vari sottosistemi edilizi (residenziale, sociale, produttivo-economico, rilevanza culturale,
edifici strategici, ecc.), espressa da relazioni che indicano perdita di capacità, raggiungendo
stati di inagibilità e di danno crescenti fino a SLD o SLU (relazioni di tipo evoluzione);
- l’interazione degli stessi sottosistemi edilizi tra loro, espressa da relazioni che indicano perdita di
capacità delle funzioni connesse: sanitaria, scolastica, dei servizi, delle attività produttive, ecc.
(relazioni di tipo connessione);
- la risposta del sottosistema infrastrutture, espressa da relazioni di perdite dirette: danni ad una sede
stradale o danni a muri di sostegno stradali (evoluzione) e da relazioni di perdite indirette dovute
alla funzione trasporti ad esso connessa (connessione).
L’attenzione si sposta quindi sulla forma da dare alle relazioni di tipo evoluzione o connessione:
mentre per le relazioni di evoluzione si fa riferimento all’approccio meccanico, per cui è possibile
utilizzare un algoritmo che descriva il comportamento fisico di un oggetto, per le relazioni di
correlazione, in mancanza di dati sperimentali, si può far riferimento ad algoritmi derivati da
approccio esperto, per descrivere quanto osservato a seguito di un sisma.
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GNGTS 2009 SESSIONE 2.3
Applicazione del modello: livello 0. Per le elaborazioni si fa riferimento ad altro Report presentato
sull’argomento specifico.
Di seguito vengono presentate le elaborazioni di Livello 1.
Applicazione del modello: livello 1. L’attività di ricerca per la definizione del modello è stata
sviluppata parallelamente alla attività di raccolta dati per l’applicazione al centro storico di Sulmona
(AQ). La base dati è stata quindi costruita a seguito del censimento speditivo di tutta l’edilizia
presente e di alcune specifiche indagini su complessi edilizi campione, del censimento delle chiese,
della viabilità, della demografia e delle attività presenti; i dati sono stati messi a disposizione di
tutte le Unità di Ricerca coinvolte nel Task 5/7 del Progetto Reluis - Linea 10, dopo diversi incontri
che si sono svolti nella stessa città, nei quali sono state programmate altre attività di rilievo e
sono stati discussi i vari passaggi della metodologia generale sopra illustrata.
In linea generale lo sviluppo della ricerca è stato finalizzato:
- alla valutazione dell’input sismico locale, con l’individuazione delle caratteristiche di sito e dei
parametri di amplificazione del moto del suolo;
- alla valutazione della perdita di capacità dell’edificato (muratura e cemento armato con modalità
distinte) con approccio di tipo meccanico, sulla base di parametri di vulnerabilità ricavati dal censimento
speditivo;
- alla valutazione della perdita di capacità della viabilità, utilizzando la metodologia messa a punto
nel Task 4 - Progetto SAVE del Gruppo Nazionale per la Difesa dai Terremoti, sulla base di parametri
ricavati dal rilievo speditivo;
- alla valutazione della perdita di capacità delle chiese, calcolando le accelerazioni allo stato limite
di danno ed ultimo, sulla base dei valori della vulnerabilità, ottenuta dal censimento dei possibili
meccanismi;
dove le perdite di capacità si riferiscono alla sola evoluzione dei corrispondenti sottosistemi
(residenziale, monumentale, infrastrutture, ecc.).
Sono state poi individuate le perdite di capacità per connessione dei vari sottosistemi tra loro,
per poter pervenire alla valutazione della perdita di capacità complessiva di un sistema urbano.
Conclusioni. Lo sviluppo del modello neuronale tra le diverse Unità di Ricerca che hanno partecipato
al Task 5/7 del Progetto Reluis – Linea 10, con una forte capacità di scambio di informazioni,
ha fornito una risposta incoraggiante sulle possibilità di sviluppo della metodologia proposta,
che potrebbe avvenire almeno in tre direzioni:
- miglioramento della qualità e della speditività del rilievo, limitando la richiesta di informazioni a
ciò che risulta strettamente necessario, con l’aggiunta di altre informazioni riguardanti le attività
presenti nell’abitato, gli aspetti di carattere urbano ed il censimento delle resilienze esistenti;
- taratura e miglioramento del modello, sviluppando in profondità le relazioni tra sottosistemi (connessioni)
e le relative perdite di capacità (perdite indirette);
- coinvolgimento delle Amministrazioni dei comuni in studio, per acquisire protocolli di intervista
e pareri esperti.
Riconoscimenti. Alberto Cherubini è coordinatore del task 5/7 del Progetto Reluis - Linea 10. Il Working Group
comprende: CNR-ITC (A. Martinelli, L. Milano, A. Mannella, F. Cherubini, B. Antonucci), DPC (A. Goretti,
D. Benetti, R. Ferlito), INGV (G. Di Capua, S. Peppoloni), UNIBAS (E. Speranza), UNIGE (S. Lagomarsino,
A. Bernardini, S. Parodi), UNIMI (L. Binda, A. Anzani, G. Cardani), UNINA (M. Polese, G. Verderame, I.
Iervolino), UNIPD (M.R. Valluzzi, M. Munari, G. Busolo), UNISANNIO (R. Fistola, C. Pascale).
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