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


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. 

430


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. 

431


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. 

432


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 

433


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- 

434


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


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. 

436


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 

437


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


(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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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 


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


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


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, 

478


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. 

479


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 

480


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. 

481


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. 

482


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


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). 

484


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


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. 

486


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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 


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


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


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 



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


(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. 

509


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


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). 

511


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


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- 

513


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). 

514


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. 

515


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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sessione 2.3 - Ogs

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