Università Degli Studi di Trieste
Facoltà di Ingegneria
Anno Accademico 2008-2009
Corso di Sistemazione dei Bacini Prof. E. Caroni
Progettazione delle opere di
Sistemazione del Rio Malborghetto
Autori:
Nicola Moro
Piero Prelog
Corso di Sistemazione dei Bacini – Sistemazione del Rio Malborghetto
2
Indice:
1. Scopo della relazione pag. 3
2. Elaborazione statistica delle precipitazioni pag. 4
3. Progettazione della briglia pag. 7
3.1. Calcolo del Run-off
3.1.1.Caratteristiche del bacino
3.2. Calcolo della portata solida
3.3. Dimensionamento idraulico della briglia
3.4. Dimensionamento della vasca di dissipazione e della
controbriglia
3.5. Dimensionamento della briglia
3.5.1.Stabilità prima dell’interrimento
3.5.2.Stabilità dopo l’interrimento in condizioni drenate
3.5.3.Stabilità dopo l’interrimento in condizioni non
drenate
3.6. Verifica al ribaltamento
3.7. Verifica allo scorrimento
3.8. Verifica al sifonamento e dimensionamento dei taglioni
4. Progettazione delle soglie pag. 24
5. Progettazione del muro di sponda pag. 31
6. Bibliografia pag. 32
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1. Scopo della relazione Il presente lavoro ha lo scopo di progettare alcune opere di sistemazione dell’asta
fluviale del Rio Malborghetto, affluente del Fella. Il bacino si sviluppa
prevalentemente da Nord a Sud per una superficie stimata in 23,14 km2 e posizionato
tra Pontebba e Tarvisio (Figura 1).
Le opere progettate sono:
Briglia a gravità con vasca di dissipazione e contro briglia per trattenere il
materiale solido trasportato a valle
Soglie per ridurre la pendenza del fondo e dunque velocità e capacità di
trasporto della corrente
Muro di sostegno per impedire la divagazione del torrente nella zona più a
valle del conoide
Le informazioni sulle quali ci si è basasti sono:
Estratti della CTR;
Dati pluviometrici delle stazioni di Pontebba e Tarvisio.
Figura 1: Estratto della Carta Tecnica Regionale.
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2. Elaborazione statistica delle precipitazioni
Tra i dati disponibili sulle intensità di precipitazione di Pontebba e Tarvisio dal 1923
al 1994, sono stati selezionati quelli di durata pari a 1, 3, 6, 12 e 24 ore. I dati sono
stati ordinati in modo crescente rispetto all’intensità in mm/h d è stata assegnata loro
la variabile standardizzata empirica di Gumbel:
con: i indice progressivo
n numero totale di eventi della medesima durata.
In seguito si sono plottati i valori di y rispetto alle intensità di pioggia valutando il
trend lineare delle cinque nuvole di punti empiriche relative alle cinque durate di
riferimento ottenendo le rette rappresentative le cui equazioni sono riportate in
Tabella 1.
Durata [h] Tarvisio Pontebba
1 y = 5,6135x + 17,306 y = 9,872x + 22,872
3 y = 8,9467x + 28,604 y = 14,986x + 36,864
6 y = 10,97x + 41,733 y = 21,881x + 53,079
12 y = 13,39x + 57,879 y = 31,72x + 73,904
24 y = 16,558x + 78,108 y = 36,48x + 104,07
Tabella 1: Equazioni delle curve di Gumbel per le varie durate di pioggia.
Utilizzando il tempo di ritorno previsto per le opere di difesa fluviali:
Tr = 50 anni,
si è calcolato il valore:
yTr = = 3,90
con: F = = 0,98.
Con il valore yTr si sono determinati i 5 punti con cui costruire le LSPP (Linea di
Segnalazione di Possibilità Pluviometrica) di Pontebba e Tarvisio (Figura 2 e Figura
3) con cui poter stimare l’altezza media j di pioggia relativo ad un evento di durata
arbitraria.
L’andamento delle due curve è rappresentabile con l’equazione:
j = a*dn
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Pertanto si sono stimati i parametri in Tabella 2.
Pontebba Tarvisio
a 60,70 40,00
n 0,4523 0,4063
Tabella 2: Parametri di Gumbel per Pontebba e Tarvisio.
Figura 2: Grafico di stima della LSPP ricavata dai dati pluviometrici di Pontebba.
Figura 3: Grafico di stima della LSPP ricavata dai dati pluviometrici di Tarvisio.
y = 60,704x0,4523
0
50
100
150
200
250
300
0 5 10 15 20 25 30
LSPP pontebba
y = 40x0,4063
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 5 10 15 20 25 30
LSPP Tarvisio
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Per ottenere la curva LSPP più attendibile relativamente al bacino del Rio
Malborghetto (Figura 4) si sono calcolati i parametri a e n della curva pesandoli
rispetto all’inverso del quadrato della distanza:
Con: A distanza Pontebba – Malborghetto
B distanza Tarvisio – Malborghetto
E analogamente per il parametro n.
Si sono ottenuti i valori riportati in Tabella 3.
Pontebba Tarvisio Malborghetto
Distanza da
Malborghetto [km] 9,4 4,8 /
a 60,70 40,00 44,28204811
n 0,4523 0,4063 0,415813824
Tabella 3: Parametri di Gumbel stimati per Malborghetto.
Figura 4: Grafico della LSPP stimata per il bacino del Rio Malborghetto.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0,25
1
1,75 2,
5
3,25
4
4,75 5,
5
6,25
7
7,75 8,
5
9,25 10
10,7
5
11,5
12,2
5 13
13,7
5
14,5
15,2
5 16
16,7
5
17,5
18,2
5 19
19,7
5
20,5
21,2
5 22
22,7
5
23,5
LSPP Malborghetto
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3. Progettazione della briglia
Lo scopo della realizzazione della briglia è quello di rallentare la velocità di moto
uniforme della corrente e ridurre la capacità di trasporto solido al fondo fermando il
materiale ed asportandolo periodicamente. La briglia è stata posizionata a quota Z0 =
1025 metri s.l.m.m. alla confluenza del Rio Malborghetto da Nord-Ovest con il Rio
Auernig, l’altro ramo principale da Nord-Est, dove vi è la possibilità di contenere
volumi maggiori e una adeguata accessibilità per la rimozione del solido trattenuto.
3.1. Calcolo del run-off
Per stimare la portata uscente alla sezione di chiusura del sottobacino considerato si è
utilizzato il tempo di Corrivazione calcolato con il metodo di Giandotti.
3.1.1. Caratteristiche del bacino
Il sottobacino idrografico che confluisce alla sezione di ubicazione della briglia ha
un’area stimata in:
Asb = 11,76 km2
La lunghezza dell’asta principale (Rio Malborghetto) è stimata in:
L = 4,77 km
Per il calcolo della quota media del bacino si è costruita la curva ipsografica del
sottobacino (Figura 5) e la quota media è stimata in:
H = 1450 m
Figura 5: Curva ipsografica del sottobacino con sezione di chiusura a quota 1025 metri s.l.m.m.
1900 m
1700 m
1500 m
1300 m
1100 m1025 m(briglia)
1450 m (quota media bacino)
1025
1125
1225
1325
1425
1525
1625
1725
1825
1925
2025
0 2 4 6 8 10 12 14
Qu
ota
[m
]
Area Bacino [km2]
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In base alle caratteristiche di copertura boschiva e di pendenza del terreno si è
assunto il coefficiente di deflusso:
φ = 0,25
Si determina il tempo di Corrivazione con la formula di Giandotti:
1,26
L’intensità di pioggia di progetto è determinata come:
p = a*Tcn-1
= 38,59
Ed infine la portata in uscita alla sezione considerata a quota 1025 metri è stimata in:
Q = c*p* φ*Asb = 31,52
con c = coefficiente di correzione per le unità di misura.
3.2. Calcolo della portata solida
E’ stato utilizzato il metodo di Meyer Peter – Muller per la valutazione della portata
solida e l’approccio di Shields per il calcolo della pendenza di equilibrio.
Si sono adottati i seguenti parametri:
Sedimenti:
d50 = 0,08 m
d90 = 0,25 m
ρ = 1000 kg/m3 γ = 9810
ρs = 2600 kg/m3 γs = 25506
Alveo:
Pendenza del fondo if = 0,02375
Larghezza sezione b = 8 m
Parametro di Shields critico (Meyer Peter – Muller)
Yc = 0,047
Tensione tangenziale critica
τcr = S*( γs- γ)*d50 = 59,017
Coefficiente di Gauler – Strickler
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ks = = 32,758
Raggio idraulico
Rh = = 1,456 m
Tensione tangenziale del corso d’acqua
τ = if*Rh* γ = 339,31
Parametro di Shields
= 0,270
Attraverso l’utilizzo della equazione di Meyer-Peter e Muller:
è stata ricavata l’espressione adimensionale della portata solida per unità di larghezza
dell’alveo Φ espressa dalla formula:
Da cui si è ottenuto il valore:
qs = 0,0756
e dunque:
Qs = qs*b = 0,605 .
La pendenza di equilibrio per il trasporto solido in corrispondenza della sezione è:
= 0,00413
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3.3. Dimensionamento idraulico della briglia
La briglia sarà del tipo a gravità ed è stata dimensionata con l’obbiettivo di impedire
il passaggio del materiale con diametro superiore a d50 = 0,08 metri. Il muro della
briglia sarà dotato di dreni a sezione circolare del diametro di 40 cm. Nella zona di
deposizione del materiale verranno costruite opere a difesa delle sponde, con massi a
scogliera, in modo da evitare un’erosione causata dalle correnti che si potrebbero
impostare ai lati dell’accumulo del materiale.
Nell’impostare i calcoli si utilizzerà lo schema di Figura 6.
Figura 6: Schema di funzionamento di una briglia a gravità.
In prossimità della sezione la corrente ha le seguenti caratteristiche:
Altezza critica del pelo libero di monte yc = 1,165 m
Velocità critica della corrente di monte vc = 3,381
Altezza del profilo di moto uniforme y0 = = 0,661 m
Velocità del profilo di moto uniforme v0 = = 6,486
Numero di Froude della corrente Fr0 = = 2,546 > 1
(Corrente Veloce)
Per definire la larghezza della gaveta (bs) ed avere la certezza della formazione del
risalto è stato assunto il rapporto di riduzione:
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Da cui una larghezza di progetto:
bs = 4 m
e una portata per unità di larghezza della gaveta:
7,879
Per verificare l’effetto di rallentamento della corrente da parte della briglia si è
calcolata l’altezza critica de pelo libero in corrispondenza della gaveta:
yc = 1,849 m
e per ricavare l’altezza del pelo libero y della corrente a valle del risalto si sono
eguagliati i livelli di energia della corrente ottenendo il valore y in modo ricorsivo.
Hc = = 1,5*yc = 2,774 m = H2
Da cui:
y2 = 2,663 m
v2 = 1,479
Fr2 = 0,2894 < 1
Dopo il risalto e prima della gaveta la corrente è lenta e permette il passaggio di
materiale con un diametro massimo stimato empiricamente con:
0,0342 m < d50 = 0,08 m.
In base ai precedenti calcoli si assumerà una altezza della gaveta di 2,5 m che si
raccorderà alle ali con un angolo di 45°. Le ali arriveranno complessivamente ad una
altezza di 3 m per poter contenere anche il flusso di piena in condizioni di briglia
riempita. Il coronamento della struttura (gaveta e ali) saranno ricoperti con delle
lastre in pietra dello spessore di 20 cm per evitare l’erosione del calcestruzzo. E’
prevista inoltre la realizzazione di una sporgenza di 0,5 metri dal bordo della gaveta
verso valle per evitare il contatto tra il flusso d’acqua e la parete di valle del corpo
della briglia
Si assumerà per le successive verifiche statiche una altezza z del corpo briglia di 5,3
m.
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3.4. Dimensionamento della vasca di dissipazione e della
controbriglia
La vasca di dissipazione e la controbriglia hanno lo scopo di concentrare al suo
interno i fenomeni dissipativi e di rallentare la corrente subito a valle del salto della
briglia. Essa è stata dimensionata considerando che il livello energetico Hc a valle
della briglia risulti coincidente con quello critico e quindi è stata determinata l’altezza
in corrente veloce del pelo libero y1 (yv nello schema sottostante) mediante il
procedimento ricorsivo utilizzato nel caso della briglia selettiva. In questo modo si
sono potuti calcolare velocità e numero di Froude in corrente veloce nel tratto di
larghezza b a valle della briglia.
Hc = 2,774 m
y1 = 0,603 m
v1 = 6,526
Fr1 = 2,682 > 1
Per avere la certezza della localizzazione del risalto nella vasca è stata calcolata
l’altezza in corrente lenta immediatamente successiva al fenomeno dissipativo
mediante la formula:
= 2,007 m
v2 = 1,962
Fr2 = 0,4422 < 1
La lunghezza del risalto per definire il tratto da corazzare prima della contro briglia li
stima con il rapporto:
Lr = 12,44 m
Analogamente alla gaveta della briglia in base al numero di Froude Fr2 della corrente
è stato assunto un rapporto di restringimento per la contro briglia che assicurasse la
formazione del risalto pari a 0,8 e dunque un larghezza per la contro briglia:
b’s = 6,4 m
Infine è stata stimata l’altezza del cuscino di dissipazione a ridosso del corpo della
briglia:
3,327 m
All’interno della vasca di dissipazione è previsto l’uso di materiale lapideo di grossa
pezzatura posto in appositi gabbioni per rivestire il fondo in modo da aumentare la
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dissipazione grazie ad un incremento della scabrezza, le pareti della vasca di
dissipazione saranno con massi a scogliera.
Per il dimensionamento si è fatto riferimento allo schema in Figura 7.
Figura 7: Schema di funzionamento di una vasca di dissipazione con controbriglia.
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3.5. Dimensionamento della briglia
I calcoli statici e le verifiche sono state condotte rispetto alle seguenti condizioni
limite:
stabilità PRIMA dell’interrimento;
stabilità DOPO l’interrimento in condizioni drenate;
stabilità DOPO l’interrimento in condizioni NON drenate (dreni occlusi);
al ribaltamento;
al sifonamento;
allo scorrimento.
Le grandezze e i coefficienti utilizzati sono:
Altezza della briglia z = 5,5 m
Tirante in corrispondenza della gavetà h = 1,7 m
Altezza del cuscino di dissipazione Yv = 3,1 m
Peso specifico del materiale solido secco γd = 25506
Peso specifico dell’acqua γw = 9810
Peso specifico del materiale solido saturo γsat = γd(1-n)+ γwn = 20797,2
Peso specifico del calcestruzzo γc = 23500
Porosità n = 0,3
Angolo di attrito del terreno φ = 30°
Coefficiente di spinta attiva Ka = 0,3
Coefficiente di spinta a riposo K0 = 0,5
Coefficiente di sicurezza al ribaltamento G = 1,5
Coefficiente di attrito calcestruzzo-terreno f = 0,7
Coefficiente di Bligh-Lane Cw = 4 (ghiaie fini)
Le grandezze predimensionate sono:
Base della briglia (Kronfeller-Kraus)
b = α1(z+h) = 5,04 m valore di progetto b = 5,5 m
Altezza della fondazione (Kronfeller-Kraus)
zf = α2(z+h) = 2,88 m valore di progetto zf = 3 m
Lunghezza dello sporto di valle
zv = 0,7zf = 2,02 m valore di progetto zv = 2,2 m
Base superiore della briglia
s = b-ns*z = 3,82 m valore di progetto s = 4 m
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Nei calcoli seguenti si indicano con:
SIm: spinta idraulica di monte
SIv: spinta idraulica di valle
STm: spinta del terreno di monte
STv: spinta del terreno di valle
Sm: sommatoria delle spinte di monte
Sv: sommatoria delle spinte di valle
Sp: sottopressioni lungo la linea di contatto calcestruzzo-terreno di fondazione
Le verifiche sono condotte su un tronco di larghezza unitaria pertanto le forze sono
espresse in N/m e i momenti in N.
3.5.1. Stabilità prima dell’interrimento
Per il calcolo si farà riferimento allo schema statico in Figura 8.
Figura 8: Schema statico di una briglia a gravità prima dell’interrimento.
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Spinte agenti sul parametro di monte:
SIm = 488538
STm = 14832,72
Spinte agenti sul parametro di valle:
SIv = 196327,5
STv = 24721,2
Sottopressioni:
Sp = 566527,5
Sm = 503370,72
Sv = 221048,6595
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3.5.2. Stabilità dopo l’interrimento in condizioni drenate
Per il calcolo si farà riferimento allo schema statico in Figura 9.
Figura 9: Schema statico di una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni drenate.
Spinte agenti sul parametro di monte:
SI1m = 45189,77
SI2m = 196327,5
ST1m = 40494,96
ST2m = 144106
ST3m = 65966,03
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Spinte agenti sul parametro di valle:
SIv = 196327,5
STv = 24721,2
Sottopressioni:
Sp = 477893,1
3.5.3. Stabilità dopo l’interrimento in condizioni non drenate
Per il calcolo si farà riferimento allo schema statico in Figura 10.
Figura 10: Schema statico di una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni non drenate
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Spinte agenti sul parametro di monte:
SIm = 488538
STm = 113536,2
Spinte agenti sul parametro di valle:
SIv = 196327,5
STv = 24721,2
Sottopressioni:
Sp = 566527,5
Ipotesi Sm [N/m] Sv [N/m] Sp [N/m]
Prima dell’interrimento 503370,72 221048,6595 566527,5
Dopo l’interr. - Drenate 492084,1733 221048,6595 477893,1
Dopo l’interr. – Non
drenate 602074,2312 221048,6595 566527,5
Tabella 4: Sollecitazione della briglia nelle varie condizioni di carico ipotizzate.
Poiché il caso di briglia interrita e in condizioni non drenate è il più critico si effettua
la verifica al ribaltamento rispetto a queste ultime ipotesi.
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3.6. Verifica al ribaltamento
Per il calcolo dei momenti si farà riferimento allo schema in Figura 11.
Figura 11: Schema statico dei momenti agenti su una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni non drenate.
Nei calcoli seguenti si indicano con:
W1: peso proprio del corpo briglia
W2: peso proprio delle fondazioni
bSIm: braccio della spinta idraulica di monte
bSIv: braccio della spinta idraulica di valle
bSTm: braccio della spinta del terreno di monte
bSTv: braccio della spinta del terreno di valle
bSp: braccio delle sottopressioni lungo la linea di contatto calcestruzzo-terreno
di fondazione
Ms: momento stabilizzante
Mr: momento ribaltante
L’obbiettivo è quello di verificare che il rapporto tra Ms e Mr sia maggiore o uguale
del coefficiente di sicurezza G = 1,5. Non si considera il peso proprio dei taglioni che
verranno inseriti e dimensionati in seguito. Questa assenza risulta comunque a favore
di sicurezza nei calcoli di stabilità.
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Il peso della briglia vien determinato come:
W1 = 591612,5
W2 = 669750
Per il calcolo dei bracci dei momenti vengono usate le seguenti formule:
Braccio Valore [m] Momento [N] Effetto
bSIm 3,193194 1559997 Ribaltante
bSTm 1 119073,8 Ribaltante
bSIv 1,566667 317396,1,1 Stabilizzante
bSTv 1 24721,2 Stabilizzante
bSp 4,147797 2349841 Ribaltante
bW1 5,305263 3138660 Stabilizzante
bW2 3,85 2578538 Stabilizzante
Tabella 5: Momenti sollecitanti della briglia a gravità.
Ms = 6059315
Mr = 4023374
1,51 > G
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3.7. Verifica allo scorrimento
Nei calcoli seguenti si indicano con:
Fo: risultante delle forze orizzontali
Fv: risultante delle forze verticali
L’obbiettivo è verificare la relazione:
Fv = W1 + W2 – Sp = 694835
Fo = SIm + STm – Siv – STv = 381025,6
486384,5
3.8. Verifica al sifonamento e dimensionamento dei taglioni
La verifica al sifonamento si effettua per evitare che si verifichi, al di sotto della
fondazione della briglia, un moto di filtrazione delle particelle fluide nel terreno tale
da generare un flusso con una velocità in grado di asportare il terreno al di sotto della
briglia; con il risultato di un possibile annullamento delle sue pressioni effettive e la
conseguente instabilità del manufatto.
Nei calcoli seguenti si indicano con:
L0: sommatoria dei percorsi orizzontali;
Lv: sommatoria dei percorsi verticali;
L*: lunghezza del terreno efficace.
Si utilizza la relazione di Bligh-Lane secondo la quale l’obbiettivo è verificare la
disequazione:
= 4
Con Δh = 5,35 m
Si effettua una verifica iniziale senza prevedere la presenza dei taglioni sotto la
fondazione, in genere non è soddisfatta perciò si aggiungono uno o più taglioni per
aumentare la sommatoria dei percorsi verticali totali.
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6,966667 m
1,302371≤
La verifica non è soddisfatta pertanto si prevede la realizzazione di 2 taglioni il cui
dimensionamento è dato dalla formula:
m
Inserendo i due taglioni la sommatoria dei percorsi verticali diventa:
33,2 m
m
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Figura 12: Ubicazione della briglia a gravità all'interno del bacino.
4. Progettazione delle soglie
Lo scopo dell’inserimento di soglie all’interno di un alveo fluviale è quello di ridurre
la pendenza if del canale principale al di sotto della pendenza di equilibrio ie per il
trasporto solido (Shields) in modo da ridurre la velocità della corrente e la quantità di
materiale portato a valle nei pressi dei centri abitati.
Per decidere dove posizionare le soglie è stata plottata la pendenza media del canale
principale dalla foce fino a quota 1025 m (posizionamento della briglia a gravità) in
modo da evidenziare i tratti a maggiore pendenza (Figura 12).
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Figura 13: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale in funzione della distanza dalla foce.
Dal grafico si notano due aspetti principali:
il tratto più critico per velocità della corrente e capacità di trasporto è tra i 1400
e i 3600 metri dalla foce dove si supera in 3 segmenti, denominati AB – CD –
EF, la pendenza di 0,08 (Tabella 6 e Figura 13);
nella parte finale da 0 a 1100 metri dalla foce quando il fiume esce in conoide
(segmento GH) la pendenza è minore ma comunque tale da comportare una
corrente di tipo veloce in prossimità del centro abitato (Figura 14).
Si progetteranno le soglie con il seguente criterio:
Per il tratto critico da 1400 a 3600 metri dalla foce, verranno calcolati numero
e tipo di soglie a puro titolo di esercitazione, poichè la morfologia non
consente un agevole accesso all’alveo;
Per il tratto finale da 0 a 1100 metri dalla foce, le soglie verranno progettate al
fine di una effettiva realizzazione dell’opera di rallentamento della corrente in
prossimità del centro abitato.
0
0,02
0,04
0,06
0,08
0,1
0,12
0,14
0,16
0,18
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000
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Figura 14: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale da 1400 a 3600 metri dalla foce.
Figura 15: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale da 0 a 1200 metri dalla foce.
Si è deciso di inserire le soglie in 4 segmenti:
Segmento Da [m dalla foce] A [m dalla foce] Da [m s.l.m.m.] A [m s.l.m.m.]
GH 0 1100 707 735
EF 2000 2300 784 808
CD 2500 2900 815 851
AB 3100 3500 858 893
0
0,02
0,04
0,06
0,08
0,1
0,12
0,14
0,16
1200
1300
1400
1500
1600
1700
1800
1900
2000
2100
2200
2300
2400
2500
2600
2700
2800
2900
3000
3100
3200
3300
3400
3500
3600
3700
3800
0
0,005
0,01
0,015
0,02
0,025
0,03
0,035
0,04
0,045
0,05
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
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Tabella 6: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
Le caratteristiche dei segmenti sono quelle riportate in Tabella 7, 8 e 9.
Segmento Lunghezza Dislivello Pendenza
media
Larghezza
media
Raggio
Idraulico
Pendenza
di
equilibrio
GH 1100 28 0,028 15 1,159064 0,004689
EF 300 24 0,08 15 1,399938 0,00519
CD 400 36 0,09 12 1,399938 0,004297
AB 400 35 0,0875 12 1,283123 0,004454
Tabella 7: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
Per poter progettare le soglie è necessario stimare la portata che interessa i tratti in
esame. E’ stata dunque ricavata la curva ipsografica dell’intero bacino (Figura 15) da
cui poi sono stati estratti i valori necessari a trovare le portate in corrispondenza delle
sezioni di valle dei segmenti.
Figura 16: Curva ipsografica del bacino del Rio Malborghetto.
707 m sezione chiusura
1100
1300
1500
1700
1900
1307 m (quota media bacino)
707
907
1107
1307
1507
1707
1907
2107
0 5 10 15 20 25
Area Bacino [km2]
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Sezione di
uscita
Lunghezza
asta [km]
Area
sottobacino
[km2]
Tempo di
corrivazione
[h]
Intensità di
precipitazione
[mm/h]
Q [m3/s]
H 10,29 23,13676 1,769515 31,72741 50,97705
F 8,29 18,8 1,519632 34,67836 45,27453
D 7,79 18,4 1,471893 35,33107 45,14525
B 7,19 17,1 1,394467 36,46418 43,30121
Tabella 8: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
Segmento yc vc y0 v0 Fr Corrente
GH 1,055924 3,21848 0,48806 6,963217 3,182282 veloce
EF 0,975631 3,093693 0,15423 19,57016 15,9102 veloce
CD 1,129963 3,329405 0,201831 18,63986 13,24689 veloce
AB 1,098979 3,283441 0,192751 18,7207 13,6141 veloce
Tabella 9: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
Per ridurre la pendenza si è deciso di adottare delle soglie alte 1,5 metri, realizzate
utilizzando massi di pezzatura 0,8-1 m3, in numero tale da garantire una pendenza dei
massi di 1:1.5. I pali battuti in legno che fungeranno da ancoraggio ai massi dovranno
avere diametro pari a 20 cm ed interasse di 2 m. I massi verranno legati ai pali con
funi di acciaio aventi diametro di 20 mm. Lo stesso diametro verrà utilizzato per le
funi di collegamento dei massi ai pali. L’immorsamento alle sponde sarà pari a 2,5 m.
Figura 17: Schema di funzionamento delle soglie per la riduzione della pendenza media del fondo dell'alveo.
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Per ottenere una riduzione della pendenza sufficientemente elevata si realizzeranno le
soglie come nella Tabella 10 seguente.
Segmento Numero minimo
di soglie
Distanza media tra
le soglie [m]
GH 16 69
EF 15 20
CD 23 17
AB 23 18
Tabella 10: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
La realizzazione delle soglie modifica la corrente come indicato in tabella 11.
Segmento Y0 V0 Fr Corrente
GH 2,470142 1,37582 0,27949 Lenta
EF 1,554539 1,941606 0,497194 Lenta
CD 2,852097 1,319066 0,249373 Lenta
AB 6,646278 0,542926 0,067238 Lenta
Tabella 11: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.
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Figura 18: Ubicazione delle soglie all'interno del bacino.
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Figura 19: Posizionamento delle soglie nel segmento GH da 0 a 1100 metri dalla foce.
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5. Progettazione del muro di sponda
Si è decisa, infine, la costruzione di un muro di sponda, dalla quota 730 m di sbocco
del torrente in conoide fino alla confluenza nel Fella per una lunghezza complessiva
di circa 1100 m. L’obiettivo di tale sistemazione è evitare la divagazione del torrente
e il conseguente pericolo per gli edifici e le infrastrutture dell’abitato di
Malborghetto. L’opera dovrà essere adeguatamente immorsata nei versanti, per
prevenire un incanalamento tra uno dei due muri di sponda ed il versante stesso. Alla
base del muro dovrà essere realizzata una pavimentazione con massi ancorati da cavi
d’acciaio per evitare la sottoescavazione al piede del muro di sponda.
Figura 20: Ubicazione del muro di sostegno all'interno del bacino.