25 Studio sulla traversa fluviale

Transcript

REGIONE PIEMONTE
PROVINCIA DI CUNEO
COMUNE DI PRIOLA
IMPIANTO IDROELETTRICO SUL FIUME TANARO
in località "Pievetta"
Documentazione ai sensi del d.lgs.387/03
Documentazione integrativa - Classifica 2011-08.09/005465-02 - 15.12 VAL
RELAZIONE SULLA
TRAVERSA FLUVIALE
DATA PROGETTO
SCALA
Marzo 2013
GRUPPO DI PROGETTAZIONE
STUDIO DI INGEGNERIA
Dott. Ing. ANTONIO CAPELLINO
Via Rosa Bianca, 18
12084 Mondovì - (CN)
0174/551247
[email protected]
Elaborato
25
RICHIEDENTE
Piazza Carlo Alberto, 14
12035 RACCONIGI (CN)
C.F. e P.Iva 02298800042
0172/813870
cell 348/3801344
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Geom. ALBERTO BALSAMO
S.S. 28 Nord, 6 - 12084 Mondovì (CN)
347-4097196
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Dott. Arch. DANIELE BORGNA
Via G. Pascoli, 39/6 - 12084 Mondovì (CN)
339-3131477
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Dott. Ing. ALBERTO BONELLO
Strada di Pascomonti - 12084 Mondovì (CN)
328-4541205
[email protected]
Si riservano tutti i diritti di divulgazione e/o riproduzione del presente documento senza specifica autorizzazione ai sensi della legge 24.04.41 n.633 e s.m. ed int.
Relazione sulla traversa fluviale
Sommario
1.
Premessa ............................................................................................................. 2
2.
Inquadramento idrologico ..................................................................................... 3
3.
Volume d’invaso dello sbarramento ..................................................................... 4
4.
Valutazione del rischio intrinseco ......................................................................... 5
5.
Elaborati grafici .................................................................................................... 9
5.1. Il bacino tributario .......................................................................................... 9
5.2. Planimetria dell’invaso .................................................................................. 9
5.3. Planimetria quotata ....................................................................................... 9
5.4. Particolari delle strutture dello sbarramento .................................................. 9
6.
Inquadramento geologico del territorio interessato............................................. 10
7.
Verifica del risalto in platea ................................................................................ 11
7.1. Determinazione del battente idraulico a valle.............................................. 11
7.2. Analisi del risalto idraulico diretto (salto di Bidone) ..................................... 13
8.
Verifica del rigurgito dello sbarramento .............................................................. 14
9.
Verifica di stabilità .............................................................................................. 15
9.1. Normativa di riferimento .............................................................................. 15
9.2. Caratteristiche dei materiali ......................................................................... 16
9.2.1. Calcestruzzo ........................................................................................ 16
9.2.2. Acciaio per armatura ............................................................................ 16
9.2.3. Terreno ................................................................................................ 16
9.3. Analisi dei carichi ........................................................................................ 18
9.3.1. Pesi propri ............................................................................................ 18
9.3.2. Azioni permanenti ................................................................................ 18
9.3.3. Azioni sismiche .................................................................................... 19
9.4. Approcci progettuali, combinazioni di carico e verifiche .............................. 21
9.4.1. Coefficienti parziali per le azioni e per i materiali ................................. 21
9.5. Geometria dell’opera ................................................................................... 22
9.5.1. Sezione tipo con gommone.................................................................. 22
9.6. Calcolo forze agenti .................................................................................... 22
9.6.1. Sezione tipo ......................................................................................... 23
9.7. Verifiche a S.L.U. sezione tipo .................................................................... 26
9.7.1. Scorrimento sul piano di posa .............................................................. 26
9.7.2. Ribaltamento ........................................................................................ 28
9.7.3. Collasso per carico limite sull’insieme fondazione-terreno ................... 30
9.7.4. Verifiche secondo D.G.R. n. 65-15352 ................................................ 32
9.7.5. Verifica a sifonamento ......................................................................... 33
10.
Ipotetico collasso dello sbarramento............................................................... 34
Studio di ingegneria CAPELLINO Antonio – Via Rosa Bianca 18, Mondovì (CN)
1
1.
PREMESSA
Il presente documento è espressamente redatto al fine dell’autorizzazione dello
sbarramento fluviale connesso all’impianto idroelettrico in progetto sul fiume Tanaro
nel Comune di Priola.
In particolare la documentazione contiene la valutazione del rischio intrinseco dello
sbarramento e indica gli elaborati progettuali che descrivono l’opera.
La documentazione allegata comprende tutti gli elaborati del progetto definitivo
dell’impianto idroelettrico in progetto, al fine di permetterne un inquadramento
generale. Pertanto, la relazione in questione permette l’individuazione di quegli
elaborati o parti di essi che riguardano esplicitamente lo sbarramento e ne
permettono la valutazione.
La traversa in questione è ubicata nel Comune di Priola, in località Pievetta a circa
205 metri a valle del ponte sullo stesso fiume di Via Cesare Battisti, e in particolare
l’opera di derivazione è posta in sponda sinistra.
2
2.
INQUADRAMENTO IDROLOGICO
L’elaborato progettuale 2bis “Relazione idrologica” riporta le analisi dei vari regimi
idrologici del Fiume Tanaro con riferimento alla sezione di sbarramento in questione.
L’analisi comprende sia i regimi ordinari, sia quelli straordinari, in particolare si sono
esaminati:
anno medio;
anno idrologico scarso;
regime di magra;
portate di massima piena.
In particolare, le portate di piena del fiume Tanaro sono:
Q20 = 747 m3/s;
Q100 = 948 m3/s;
Q200 = 1033 m3/s;
Q500 = 1147 m3/s.
3
3.
VOLUME D’INVASO DELLO SBARRAMENTO
Il volume d’invaso dello sbarramento in progetto è definito considerando un bacino
con carico piezometrico pari alla quota della soglia della traversa fluviale.
I volumi che si generano sono riportati nella successiva Errore. L'origine
riferimento non è stata trovata..
Tabella 1: Volume d’invaso
Sezione Ω (m2)
Dist. (m) V (m3)
2
3
4
Traversa
Totale
0.00
107,33
2 946
21,17
1 426
0,50
40
54,90
79,81
79,81
4 412
Il volume complessivo d’invaso dello sbarramento in progetto è pari a soli 4 412 m3.
4
4.
VALUTAZIONE DEL RISCHIO INTRINSECO
Il volume d’invaso dello sbarramento in progetto è minore di 100 000 m3 di
conseguenza l’opera è esclusa dalla disciplina prevista dalla Legge Regionale 25 del
2003.
Ciò nonostante si procede ugualmente alla definizione del rischio intrinseco
dell’invaso, anche se con un metodo semplificato.
L’indagine è svolta sull’area del Fiume Tanaro per una lunghezza significativa a valle
dello sbarramento fluviale.
In particolare l’Articolo 6 del Regolamento Regionale 12/R del 9 novembre 2004
prescrive che la lunghezza significativa da indagare sia pari a:
L=
V
10 4
con L ≥ 1 km
dove
-
L
V = 4 400 m3
lunghezza significativa (km);
volume invasato.
Pertanto l’area significativa d’indagine ha una lunghezza di:
L=
4400
= 0,44 km < 1 km , perciò si assume L = 1 km
10 4
La successiva
Figura 1 evidenzia l’area d’indagine del rischio intrinseco dello sbarramento.
5
Figura 1: Area significativa di analisi del rischio intrinseco con indicazione dell’invaso
Per la determinazione del rischio intrinseco si definisce la portata al colmo che
scaturirebbe dall’invaso qualora si verificasse un cedimento della struttura di
sbarramento. Per assurdo s’ipotizza che la traversa in questione venga a mancare
istantaneamente.
In tale situazione, parte dell’altezza piezometrica dell’acqua accumulata nel bacino a
monte della traversa si trasformerebbe in energia cinetica secondo l’equazione:
U = 2 g ⋅ h1
con
-
U
g = 9,81 m/s2
h1
velocità della corrente;
accelerazione di gravità;
carico cinetico a valle.
La portata che ne scaturisce è calcolabile come:
Q = U ⋅ Ω = U ⋅ l ⋅ h2 = U ⋅ l ⋅ (H − h1 )
in cui
-
Q
Ω
l = 49,5 m
h2
H = h1 + h2 = 1,60 m
portata al colmo;
area della sezione idraulica a valle;
larghezza della sezione idraulica;
altezza piezometrica a valle;
carico idraulico totale.
6
Ne consegue:
Q = 2 g ⋅ h1 ⋅ l ⋅ (H − h1 )
Ipotizzando valori diversi di carico idraulico cinetico si ottengono le portate indicate in
Tabella 2 e nel Grafico 1.
h1
(m)
0,000
0,160
0,320
0,480
0,533
0,640
0,800
0,960
1,120
1,280
1,440
1,600
Tabella 2: Portate al colmo
h2
U
Ω
(m)
(m/s)
(m2)
1,600
79,20
0,00
1,440
71,28
1,77
1,280
63,36
2,51
1,120
55,44
3,07
1,067
52,80
3,23
0,960
47,52
3,54
0,800
39,60
3,96
0,640
31,68
4,34
0,480
23,76
4,69
0,320
15,84
5,01
0,160
7,92
5,32
0,000
0,00
5,60
Q
(m3/s)
0
126
159
170
171
168
157
137
111
79
42
0
Grafico 1: Portate al colmo
Il valore massimo è quello riferito al carico cinetico pari ad 1/3 dell’altezza totale:
H 1,60
=
= 0,53 m
3
3
Q = 2 g ⋅ 0,53 ⋅ 49,5 ⋅ (1,60 − 0,53) = 171 m 3 s
h1 =
7
In merito al fiume Tanaro
La portata massima che può scaturire dall’invaso in seguito ad un ipotetico collasso
totale ed istantaneo dello sbarramento in progetto è inferiore a un quarto della
portata di massima piena con tempo di ritorno di venti anni. Ciò testimonia che la
portata ipotizzata è un evento relativamente ordinario per il fiume Tanaro.
A valle dello sbarramento, lungo il corso dell’alveo del fiume Tanaro non sono
presenti insediamenti abitativi, commerciali od industriali.
Inoltre, le infrastrutture presenti sono rappresentate in sponda sinistra orografica
dalla Strada Statale n. 28 e dalla linea ferroviaria Ceva - Garessio.
Le quote degli impalcati sono elevati di circa 10 m rispetto al fondo dell’alveo e
sicuramente adeguato a portate di piena con tempi di ritorno superiori a duecento
anni.
Così, nell’eventualità del crollo dello sbarramento, nessun insediamento è raggiunto
dalla conseguente onda di piena. Pertanto si ritiene che il coinvolgimento di persone
nell’eventualità di un cedimento strutturale dello sbarramento sia improbabile.
Nel capitolo 10 “Ipotetico collasso dello sbarramento” vengono svolte le verifiche
idrauliche con metodo analitico di due sezioni tipo: quella allo scarico del
sedimentatore e quella alla restituzione.
8
5.
ELABORATI GRAFICI
Di seguito si elencano gli elaborati grafici che compongono il progetto esecutivo
dell’impianto idroelettrico in questione e riguardano prettamente lo sbarramento sul
fiume Tanaro.
5.1.
Il bacino tributario
L’estensione del bacino idrografico è pari a 220 km2. La sezione di chiusura del
bacino imbrifero in progetto del fiume Tanaro, posta presso lo sbarramento in
progetto, è indicata nell’elaborato progettuale 4 “Planimetria generale”.
La scala della planimetria corografica è 1:10 000.
5.2.
Planimetria dell’invaso
La traversa fluviale in progetto non forma un invaso propriamente detto, ma genera
semplicemente un contenuto innalzamento del carico piezometrico a monte dello
sbarramento con conseguente allargamento dell’area occupata ordinariamente dalla
corrente.
Nella
Figura 1: Area significativa di analisi del rischio intrinseco è riportato il perimetro
dell’invaso che si forma alle spalle della traversa fluviale.
L’invaso in progetto ha un’estensione di 5572 mq e una lunghezza di circa 130 m,
con un volume d’acqua invasato di 4410 mc.
5.3.
Planimetria quotata
La planimetria quotata del territorio a monte ed a valle dello sbarramento è riportata
negli elaborati progettuali grafici 7 “Planimetria situazione esistente” e 8bis
“Planimetria situazione in progetto”. In particolare il primo elaborato mostra la
situazione di rilievo ed invece il secondo quella di progetto.
5.4.
Particolari delle strutture dello sbarramento
La planimetria dello sbarramento e delle opere complementari è riportata
nell’elaborato progettuale grafico 9.3bis “Planimetria di progetto di dettaglio” in scala
1:500.
I particolari della struttura di sbarramento, dello scarico di fondo e dei dispositivi di
rilascio del deflusso minimo vitale sono riportati nell’elaborato progettuale grafico
9.4bis “Pianta e sezioni della traversa e dell’opera di derivazione” e nel 9.5 “Canale
di presa e bacino di carico” in scala 1:100.
9
6.
INQUADRAMENTO GEOLOGICO DEL TERRITORIO INTERESSATO
L’inquadramento geologico del territorio interessato è riportato nell’elaborato
progettuale 3 “Relazione geologica e geotecnica”.
10
7.
VERIFICA DEL RISALTO IN PLATEA
La traversa fluviale in progetto influisce sul regime idraulico del corso d’acqua. La
corrente, sfiorando sul manufatto acquista velocità e raggiunto il piede dell’opera
incontra un tratto a bassa pendenza ed alta scabrezza. Qui il flusso diventa di tipo
lento, quindi si forma un risalto idraulico che raccorda le due tipologie di moto
idraulico.
Di seguito si analizza il risalto idraulico per verificare che sia completamente
contenuto all’interno della zona a flusso rallentato, affinché la turbolenza si dissipi
completamente in una porzione di alveo col fondo cementato, quindi non erodibile.
7.1.
Determinazione del battente idraulico a valle
Per battente idraulico a valle s’intende l’altezza del flusso idraulico immediatamente
a valle del risalto idraulico. Nella sezione esaminata, il moto è considerato uniforme,
perciò descritto dalla formula di Chezy.
U = χ ⋅ R ⋅ if
dove:
-
U
χ
R
if = 0,5%
velocità media della corrente,
coefficiente d’attrito,
raggio idraulico,
pendenza del fondo dell’alveo.
Utilizzando la formula di Strickler
χ = c ⋅ R1 6
in cui
-
c = 30
coefficiente di scabrezza dell’alveo,
si ottiene:
U = c ⋅ R 2 3 ⋅ i 1f 2
Considerando, con buona approssimazione, un alveo con sezione rettangolare, si
possono determinare:
Ω = l ⋅ h0
B = l + 2 ⋅ h0
Ω
R=
B
in cui:
-
l = 53,5 m
h0
larghezza della sezione rettangolare dell’alveo,
battente idraulico di prima approssimazione.
11
La velocità media del flusso a valle dell’opera vale:
U = c ⋅ R 2 3 ⋅ i 1f 2
Si può determinare la portata corrispondente al battente idraulico ipotizzato:
Q = U ⋅Ω
Si confronta la portata calcolata con quella di progetto, se non sono identiche si
ipotizza una nuova altezza del flusso h1 e si ripete il procedimento iterativo fino a
convergenza.
Se si considera la portata di piena duecentennale, Q = 1033 m3/s, l’iterazione
restituisce i seguenti risultati:
Ω = 212,77 m2;
B = 61,45 m;
R = 3,46 m;
U = 4,85 m/s;
hv = 3,98 m.
La pendenza critica è
ic =
g B
g
g
B
⋅ =
⋅ =
16
χ b c⋅R
b
30 ⋅ 3, 461 6
(
)
2
⋅
61,45
= 0,008 ⇒ 0,8%
52,5
con:
-
b=l
larghezza del pelo libero della corrente.
Essendo if < ic (0,5% < 0,8%) si ha la certezza che a valle la corrente sia di tipo lento
e quindi si forma il risalto idraulico.
Calcolando il Numero di Froude:
Fr =
U
g ⋅ Ym
=
U
g ⋅ hv
=
4,85
g ⋅ 3,98
= 0,78
si ottiene un valore minore a 0,9, quindi il risalto è di tipo diretto (salto di Bidone),
cioè è costituito da una sola onda stazionaria con fronte in frangimento.
12
7.2.
Analisi del risalto idraulico diretto (salto di Bidone)
All’interno del risalto idraulico, la spinta totale che possiede la corrente, espressa
come somma della spinta idrostatica e della quantità di moto, è costante:
Pm = Pv
1
1
⋅ ρ ⋅ b ⋅ hm2 + ρ ⋅ Q ⋅ U m = ⋅ ρ ⋅ b ⋅ hv2 + ρ ⋅ Q ⋅ U v
2
2
Nel caso in cui l’alveo possieda sezione rettangolare ed il fondo si possa considerare
orizzontale, le altezze coniugate, di valle e di monte, sono legate dalla relazione
hm =
hv
2


8 ⋅ q2

⋅ 1+
−
1
3


g
⋅
h
v


dove:
q=
3
Q 1033
=
= 19,31 m
sm
l 53,5
indica la portata unitaria.
Pertanto il salto di Bidone raccorda un dislivello tra i peli liberi delle correnti di monte
e di valle corrisponde a:
∆ = h v − h m = hv −
= 3,98 −
hv
2


8⋅ q2
⋅ 1+
− 1 =
3


g ⋅ hv



3,98 
8 ⋅ 19,312
⋅ 1+
− 1 = 3,98 − 2,81 = 1,16 m
3

2 
g ⋅ 3,98

L’estensione della zona di turbolenza è stimabile, con buona approssimazione, pari a
8 volte il dislivello tra le altezze coniugate, quindi:
L = 8 ⋅ ∆ = 8 ⋅1,16 = 9,30 m
Il progetto prevede la costruzione di un tratto di alveo cementato lungo 9,5 m a valle
del piede della traversa. Pertanto il risalto idraulico vi è completamente contenuto.
Ciò assicura che l’alveo naturale del fiume a valle dell’opera di presa sia interessato
da una corrente simile a quella originaria.
13
8.
VERIFICA DEL RIGURGITO DELLO SBARRAMENTO
L’appendice “Verifiche idrauliche del Fiume Tanaro” dell’elaborato progettuale 14bis
“Relazione di compatibilità idraulica con il P.A.I.” contiene i risultati e la loro analisi
delle verifiche idrauliche condotte col codice di calcolo Hec Ras.
In particolare le verifiche idrauliche sono sviluppate considerando la portata di
massima piena con tempo di ritorno di duecento anni, cento anni e quella propria
dell’alveo d’inciso.
Dai risultati delle verifiche condotte si deduce l’estensione del rigurgito che si crea
nelle diverse condizioni di portata.
14
9.
VERIFICA DI STABILITÀ
9.1.
Normativa di riferimento
L'analisi della struttura in oggetto è stata fatta utilizzando i metodi usuali della
Scienza delle Costruzioni ed in conformità alle normative e leggi vigenti, ed in
particolare a:
-
D.M. 14/01/2008 – Norme tecniche per le costruzioni (nel seguito
denominate NTC)
Nel caso in oggetto, si tratta di un opera ricadente nelle seguenti
classificazioni:
o costruzione di tipo 2 (secondo la tabella 2.4.I del par. 2.4.1 nelle NTC)
o classe d’uso II (secondo il par. 2.4.2 delle NTC)
o zona sismica 3 (ai sensi della D.G.R. 19 Gennaio 2010, n. 11-13058)
-
D.M. 24/03/1982 – Norme tecniche per la progettazione e la costruzione
delle dighe di sbarramento
-
Manuale Tecnico per la progettazione, costruzione e gestione degli
sbarramenti ed invasi di competenza regionale – REGIONE PIEMONTE approvato con D.G.R. n. 65-15352 del 12 aprile 2005
15
9.2.
Caratteristiche dei materiali
I materiali costituenti la struttura sono considerati elastici e con comportamento
lineare.
9.2.1.
Calcestruzzo
Calcestruzzo a prestazione garantita (rif. EN 206 calcestruzzo: prestazioni,
produzione, getto e criteri di conformità)
- classe di resistenza:
C20/25
-
aggregati: di cava, lavati: massima dimensione nominale: φmax =50 mm
-
classe di esposizione:
2b
-
cemento tipo:
CE I o CE II
-
contenuto minimo di cemento:
280 kg/mc
-
rapporto acqua/cemento massimo:
a/c ≤ 0.55
-
classe di consistenza:
S3
-
additivi:
no
-
copriferro minimo:
3 cm
9.2.2.
Acciaio per armatura
Tipo B450C:
fyk ≥ 4500 daN/cm2
ftk ≥ 5400 daN/cm2
1.15 ≤ (ft/fy)k ≤ 1.35
(fy/fnom)k ≤ 1.25
(Agt)k ≥ 7.5 %
σs,adm ≥ 2600 daN/cm2
9.2.3.
Terreno
Dalla “Relazione Geologico-Geotecnica” di caratterizzazione dei terreni si evince che
l’area in esame ricade su depositi alluvionali, ghiaiosi ciottolosi sabbiosi, classificati
come terre granulari grossolane, e presentano buone caratteristiche geotecniche.
“I terreni riferibili a questa unità litologica risultano costituiti da materiali incoerenti di
natura ghiaioso sabbiosa ciottolosa con matrice subordinata, appartenenti, secondo
la classificazione U.S.C.S., al gruppo GP-GW ed al gruppo Al della classificazione
CNR-UNI 10006 (AASHO), il cui comportamento meccanico risulta controllato
essenzialmente dall'angolo di resistenza al taglio ( φ ).
16
In sintesi, si ritiene che i valori sotto riportati siano rappresentativi per i materiali in
questione:
Parametri geotecnici
3
γ [kN/m ]
φ'[°]
cv [ ° ]
c [MPa]
Depositi alluvionali ghiaiosi sabbiosi ciottolosi
18-19
38° -40°
34° -36°
0
La caratterizzazione geotecnica è stata eseguita in base ad osservazioni effettuate
direttamente in sito (rilievo geostrutturale di massima secondo il sistema di
Bieniawski) e facendo riferimento a contesti del tutto analoghi.
E’ stato così possibile attribuire alle rocce in esame alcuni parametri caratteristici che
indicativamente possono essere i seguenti:
γ [kN/m3]
φ'[°]
c’ [kPa]
20
25°-30°
50-100
Da queste informazioni è possibile dedurre che:
-
la traversa si imposta sul substrato marnoso
-
è ipotizzabile la presenza di uno strato superficiale costituito da ghiaie
sabbiose ciottolose
Ai fini delle verifiche si ipotizza che lo strato superficiale di ghiaie sabbiose ciottolose
abbia una potenza di circa 1 metro. Al di sotto di esso e per tutta l’estensione in
profondità dei taglioni si considera il substrato marnoso uniforme.
Le caratteristiche meccaniche degli strati desunte dalla Relazione GeologicoGeotecnica sono le seguenti:
Ghiaie sabbiose ciottolose:
- peso di volume:
- densità relativa DR:
- angolo di resistenza al taglio in condizioni drenate:
- angolo di resistenza al taglio a volume costante:
- coesione c:
Substrato marnoso
- peso di volume:
- angolo di attrito:
- coesione c:
9 kN/m3 = 1900 daN/m3
60%
φ’ = 40°
φcv = 36°
0
23 kN/m3 = 2300 daN/m3
φ’ = 23°
182 kPa = 1.82 daN/cm2
17
9.3.
Analisi dei carichi
9.3.1.
Pesi propri
Traversa:
- calcestruzzo armato:
- rivestimento superficiale:
2500 daN/m3
2500 daN/m3 (*)
(*) si considera un peso di volume del materiale lapideo di rivestimento di circa 2600
daN/m3. Considerando gli interstizi tra i blocchi riempiti di calcestruzzo non armato e
quantificando questi in circa il 15% dello spazio risulta:
a favore di sicurezza si arrotonda a
2600*0.85+2350*0.15 = 2562.5 daN/m3
3
2500 daN/m
Data la sostanziale coincidenza dei pesi di volume si considera la sezione della
traversa come se fosse omogenea e in calcestruzzo armato.
Terreno:
- substrato marnoso:
- ghiaie sabbiose ciottolose superficiali:
2300 daN/m3
1900 daN/m3
Acqua:
1000 daN/m3
9.3.2.
Azioni permanenti
Pressione dell’acqua:
p = 1000*z [daN/m2]
con z = profondità dal pelo libero (in metri)
Pressione del terreno:
- ghiaie:
coefficiente di spinta attiva:
ka = (1-senφ’)/(1+senφ’) = 0,22
coefficiente di spinta passiva:
kp = 1/ka = 4,60
spinta attiva:
Sa = 1900*z*0,22 [daN/m2]
spinta passiva:
Sp = 1900*z*4,60 [daN/m2]
con z = profondità dal piano dell’alveo (in metri)
18
9.3.3.
Azioni sismiche
Analisi condotta con metodo pseudo statico.
- coefficiente sismico orizzontale: kh = βm*amax/g
- coefficiente sismico verticale:
kv = ±0.5*kh
con: g = accelerazione di gravità = 9.81 m/s2
amax = accelerazione orizzontale massima:
amax = S*ag = SS*ST*ag
Categoria di sottosuolo: A (ammassi rocciosi affioranti o terreni molto
rigidi)
SS = effetto amplificazione stratigrafica = 1.0
Categoria topografica: T1 (superficie pianeggiante, pendii e rilievi isolati
con inclinazione media i ≤ 15°)
ST = effetto amplificazione topografica = 1.0
amax = ag
19
L’accelerazione orizzontale massima su suolo di riferimento rigido ag si ricava dalla
Tabella 1 dell’Allegato A delle NTC. Essendo il punto oggetto di verifica (Priola - LAT
44,259; LON 8,027) non ricadente nei nodi del reticolo di riferimento, i valori del
parametro ag si calcola come media pesata dei valori assunti da tali parametri nei
quattro vertici della maglia elementare del reticolo di riferimento contenente il punto
in esame, utilizzando come pesi gli inversi delle distanze tra il punto in questione ed i
quattro vertici:
A
B
LON 7,9697; LAT 44,3064 LON 8,0394; LAT 44,3096
(ag = 0,240)
(ag = 0,225)
C
D
LON 7,9742; LAT 44,2565 LON 8,0438; LAT 44,2597
(ag = 0,252)
(ag = 0,236)
Distanze dai vertici del reticolo:
DA = [(7,9697-8,027)2+(44,3064-44,259)2]1/2 = 0,074
DB = [(8,0394-8,027)2+(44,3096-44,259)2]1/2 = 0,052
DC = [(7,9742-8,027)2+(44,2565-44,259)2]1/2 = 0,053
DD = [(8,0438-8,027)2+(44,2597-44,259)2]1/2 = 0,017
ag =(0,240/0,074) + (0,225/0,052) + (0,252/0,053) + (0,236/0,017) / (1/0,074) +
+(1/0,052) + (1/0,053) + (1/0,017) = 0,237
Poiché la traversa per la sua conformazione non è in grado di subire spostamenti
relativi rispetto al terreno si pone βm = 1, per cui si ha:
- coefficiente sismico orizzontale: kh = βm*amax/g = 1,0*0,237/9,81 = 0,0242
- coefficiente sismico verticale:
kv = ±0,5*kh = ±0,0121
Le azioni sismiche sono rappresentate da forze statiche equivalenti pari al prodotto
delle forze di gravità (pesi) per i coefficienti sismici kh e kv.
20
9.4.
Approcci progettuali, combinazioni di carico e verifiche
Le verifiche nel seguito sono condotte secondo l’Approccio 1 di cui al punto 6.2.3.1
delle NTC.
Verifiche a SLU di tipo geotecnico (GEO) e di equilibrio di corpo rigido (EQU):
- scorrimento sul piano di posa:
combinazione
1:
(A1+M1+R1)
combinazione
(A2+M2+R2)
2:
9.4.1.
Coefficienti parziali per le azioni e per i materiali
Coefficienti parziali per le azioni o per l’effetto delle azioni:
CARICHI
Pesi propri
Pressione acqua
Pressione terreno
Azione sismica
EFFETTO
Coefficiente
parziale
γF
favorevole
sfavorevole
favorevole
sfavorevole
favorevole
sfavorevole
favorevole
sfavorevole
γG1
γG2
γG3
γQ
EQU
(A1)
STR
(A2)
GEO
0.9
1.1
0.0
1.5
0.0
1.5
0.0
1.5
1.0
1.3
0.0
1.5
0.0
1.5
0.0
1.5
1.0
1.0
0.0
1.3
0.0
1.3
0.0
1.3
Coefficienti parziali per i parametri geotecnica del terreno:
PARAMETRO
GRANDEZZA ALLA QUALE
APPLICARE IL
COEFFICIENTE
PARZIALE
COEFFICIENTE
PARZIALE
γM
(M1)
(M2)
tan φ’
γφ’
1.0
1.25
c’
γ
γc’
γγ
1.0
1.0
1.25
1.0
Tangente angolo resistenza al
taglio
Coesione
Peso dell’unità di volume
Coefficienti parziali γR per le verifiche agli stati limite ultimi STR e GEO:
VERIFICA
Capacità portante della fondazione
Scorrimento
Resistenza del terreno a valle
COEFFICIENTE
PARZIALE
(R1)
COEFFICIENTE
PARZIALE
(R2)
COEFFICIENTE
PARZIALE
(R3)
γR = 1.0
γR = 1.0
γR = 1.0
γR = 1.0
γR = 1.0
γR = 1.0
γR = 1.4
γR = 1.1
γR = 1.4
21
9.5.
Geometria dell’opera
9.5.1.
Sezione tipo con gommone
Per le verifiche sarà considerata la condizione con livelli piezometrici sfioranti la
traversa in quanto risulta essere quella che genera le maggiori azioni instabilizzanti
sull’opera. Infatti, durante l’evento di piena i livelli piezometrici di monte e di valle
sono praticamente coincidenti.
9.6.
Calcolo forze agenti
Ai fini della semplicità di calcolo s’ipotizzano superfici di scorrimento piane inclinate
di circa 30° sull’orizzontale che approssimano una realistica superficie di scorrimento
del corpo traversa-ammasso roccioso coinvolto in un ipotetico collasso.
Tutte le forze in gioco sono valutate per una striscia di larghezza unitaria pari a 1.00
m.
22
9.6.1.
Sezione tipo
Pesi propri
La traversa è costituita da una porzione fissa con struttura in cls armato e una mobile
soprastante realizzata mediante un cilindro elastomerico gonfiabile.
Ai fini delle verifiche statiche si è deciso di non considerare il peso della parte mobile,
ma solamente il peso della struttura fissa in cls armato.
Traversa:
G1 = 17*2500 = 42500 daN
G2 = 2,5*2500 = 6250 daN
Terreno (marna):
G4 = 3,95*2300 = 9085 daN
G5 = 9,80*2300 = 22540 daN
G6 = 7,80*2300 = 17940 daN
Terreno (ghiaie):
G7 = 4,18*1900 = 7942 daN
G8 = 4,05*1900 = 7695 daN
Spinte idrostatiche
Si considera l’ammasso roccioso fratturato saturo d’acqua e una variazione di
altezza piezometrica lineare tra monte e valle della traversa.
pA = 0
pB = 3,48*1000 = 3480 daN/m2
pC = 3,48*1000 = 3480 daN/m2
pD = 6,48*1000 = 6480 daN/m2
pE = 6,48*1000 = 6480 daN/m2
pF = 2,98*1000 = 2980 daN/m2
pG = 2,50*1000 = 2500 daN/m2
pH = 1,80*1000 = 1800 daN/m2
pI = 3,30*1000 = 3300 daN/m2
pL = 2,90*1000 = 2900 daN/m2
pM = 0,00*1000 = 0 daN/m2
pN = 1,00*1000 = 1000 daN/m2
pP = 3,48*1000 = 3480 daN/m2
PAD = 20995 daN
PBC = 4002 daN
PDE = 6480 daN
PEF = 16555 daN
PFG = 8384 daN
PGH = 5698 daN
PHI = 3825 daN
PIL = 6200 daN
PLM = 4205 daN
PLN = 8970 daN
PEI = 20783 daN
PDP = 29880 daN
23
Spinte del terreno
Si considera spingente solo il terreno non coesivo superficiale. L’azione spingente
dell’ammasso roccioso viene valutata a livello di equilibrio globale dei cunei a monte
e a valle.
La spinta del terreno e calcolata considerando il peso di volume depurato dal peso
specifico dell’acqua in quanto completamente sotto il livello piezometrico.
pM = 0 daN
pQ = 4139 daN
PMQ = ½*(0+4139)*1,00 = 2070 daN
pS = 0 daN
pR = 98 daN
PSR = ½*(0+98)*1,00 = 98 daN
Spinte sismiche
Si considerano le spinte sismiche pseudostatiche orizzontali agenti concordemente
alla spinta dell’acqua a monte della traversa.
L’azione d’inerzia dell’acqua sono assimilate ad una distribuzione continua di
pressione normale
p = C*γ*c*y0
dove: C = (4-2)/100 = 0,02 (ponendo S = 4)
γ = 1000 daN/m3
y0 = 6,48 m per taglione di monte; 2,91 m per taglione di
valle
c = cm/2*[y/y0*(2- y/y0)+√(y/y0)*(1- y/y0)]
cm = 0,74 (paramento verticale)
taglione di monte:
y [m]
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,50
4,00
4,50
5,00
5,50
6,00
6,48
c
0,00
0,20
0,30
0,39
0,46
0,52
0,58
0,62
0,66
0,69
0,71
0,73
0,74
0,74
p
[daN/m2]
0,0000
0,2558
0,3925
0,5031
0,5968
0,6770
0,7457
0,8039
0,8523
0,8913
0,9214
0,9426
0,9551
0,9590
24
taglione di valle
y [m]
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
2,91
0,00
c
0,00
0,32
0,49
0,61
0,69
0,73
0,74
0,00
p
2
[daN/m ]
0,0000
0,1883
0,2850
0,3532
0,3988
0,4243
0,4307
0,0000
Traversa:
E1 = 42500*0,0242 = 1028 daN
E2 = 6250*0,0242 = 151 daN
Terreno (marna):
E5 = 22540*0,0242 = 545 daN
E6 = 17940*0,0242 = 434 daN
Terreno (ghiaie):
E8 = 7695*0,0242 = 186 daN
Acqua:
Ep,m = 449 daN
Ep,v = 89 daN
25
9.7.
Verifiche a S.L.U. sezione tipo
9.7.1.
Scorrimento sul piano di posa
Combinazione 1: (A1+M1+R1)
Azione di progetto (Ed):
G6 xγG1xsen30°xcos30°
=
10099
daN
=
-3934
daN
PAD xγG2
=
31493
daN
PHI xγG2
=
2289
daN
PEF xγG2
=
0
daN
PLM xγG2
=
0
daN
PRS xγG3
=
59
daN
PMQ xγG3
=
0
daN
E1 x γ Q
=
1542
daN
E2 x γ Q
=
227
daN
E5 x γ Q
=
818
daN
E6 x γ Q
=
651
daN
E8 x γ Q
=
279
daN
Ep,mx γQ
=
673
daN
Ep,v x γQ
=
134
daN
44329
daN
Resistenza di progetto (Rd):
((G1+G2+G5)xγG1-(PIL+PBC+PDE+PFG+PGH)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A
=
122603 daN
[((G4+G7)xγG1 xcos30°-P LN)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A]x cos30° =
84268daN
[((G6+G8)xγG1 xcos30°-P DP)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A]x cos30° =
[
99599daN
306500daN
Ed < Rd
VERIFICATO
26
=
7768
daN
=
-3934
daN
PAD xγG2
=
27294
daN
PHI xγG2
=
1983
daN
PEF xγG2
=
0
daN
PLM xγG2
=
0
daN
PRS xγG3
=
51
daN
PMQ xγG3
=
0
daN
E1 x γ Q
=
1337
daN
E2 x γ Q
=
197
daN
E5 x γ Q
=
709
daN
E6 x γ Q
=
564
daN
E8 x γ Q
=
242
daN
Ep,mx γQ
=
250
daN
Ep,v x γQ
=
116
daN
36910
daN
((G1+G2+G5)xγG1-(PIL+PBC+PDE+PEI)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A
=
97214
[((G4+G7)xγG1 xcos30°-P LN)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A]x cos30° =
[((G6+G8)xγG1 xcos30°-P DP)/ γR xtanφ' / γφ +c' / γc' x A]x cos30° =
daN
68024daN
[
81708daN
246900daN
Ed < Rd
VERIFICATO
27
9.7.2.
Ribaltamento
Si conduce la verifica di stabilità a ribaltamento rispetto all’estremità inferiore del
taglione di valle.
La verifica a ribaltamento consiste nel determinare il momento risultante di tutte le
forze che tendono a fare ribaltare le fondazioni della traversa (momento ribaltante Mr)
ed il momento risultante di tutte le forze che tendono a stabilizzare il muro (momento
stabilizzante Ms) rispetto allo spigolo a valle della fondazione.
PAD x γG2 x d = 38736 daNm
PEF x γG2 x d = 0 daNm
PHI x γG2 x d = 2869 daNm
PLM x γG2 x d = 0 daNm
PRS x γG3 x d = 352 daNm
E1 x γQ x d = 3532 daNm
Ep,m x γQ x d = 828 daNm
Ep,v x γQ x d = 67 daNm
Ed = 48472 daN
G1 x γG1 / γR x d = 212500 daNm
G2 x γG1 / γR x d = 12500 daNm
PBC x γG2 / γR x d = - 40370 daNm
PDE x γG2 / γR x d = - 54918 daNm
PFG x γG2 / γR x d = - 54645 daNm
PHI x γG2 / γR x d = - 20041 daNm
PIL x γG2 / γR x d = - 4650 daNm
Rd = 50376 daN
Ed < Rd
VERIFICATO
28
PAD x γG2 x d = 33571 daNm
PEF x γG2 x d = 0 daNm
PHI x γG2 x d = 3703 daNm
PLM x γG2 x d = 0 daNm
PRS x γG3 x d = 305 daNm
Ep,m x γQ x d = 718 daNm
Ep,v x γQ x d = 58 daNm
Ed = 43226 daN
G1 x γG1 / γR x d = 212500 daNm
G2 x γG1 / γR x d = 12500 daNm
PBC x γG2 / γR x d = - 34987 daNm
PDE x γG2 / γR x d = - 47596 daNm
PFG x γG2 / γR x d = - 47359 daNm
PHI x γG2 / γR x d = - 11661 daNm
PIL x γG2 / γR x d = - 4030 daNm
Rd = 79367 daN
Ed < Rd
VERIFICATO
29
9.7.3.
Collasso per carico limite sull’insieme fondazione-terreno
Si verifica la portanza del terreno sotto il taglio di valle, che risulta il punto più sollecitato.
Dalle verifiche precedenti si ricava il momento risultante di tutte le forze rispetto al punto O:
ΣM = 50376 - 48472 = 1903 daNm
Dividendo per la sommatoria dei carichi verticali si trova la posizione della risultante rispetto
al punto O:
G1 x γG1 / γR = 42500 daNm
G2 x γG1 / γR = 6250 daNm
PBC x γG2 / γR = - 6003 daNm
PDE x γG2 / γR = - 9720 daNm
PFG x γG2 / γR = - 12577 daNm
PGH x γG2 / γR= - 8546 daNm
PIL x γG2 / γR= - 9300 daNm
ΣG = 2604 daN
d = ΣM / ΣG = 0,73 m
L’eccentricità rispetto al centro della traversa:
e = B/2-d = 6,15/2 - 0,73 = 2,34 m > B/6 (1,03 m)
pressione massima sul substrato roccioso:
σmax = 2640*2/(3*73*100) = 0,23 daN/cm2
Ipotizzando sul piano d’imposta del taglione di valle uno stato di tensione rappresentato dai
soli carichi verticali e ponendo quindi le tensioni principali σ1 = σmax e σ3 = 0, si può
rappresentare sul piano di Mohr-Coulomb lo stato tensionale e confrontarlo con i parametri di
resistenza dell’ammasso roccioso:
σ1 = 0,24 daN/cm2
c’ = 1,82 daN/cm2
φ’ = 23°
tan φ’ = 0,424
Lo stato tensionale risulta contenuto entro i limiti di resistenza dell’ammasso roccioso.
30
Dalle verifiche precedenti si ricava il momento risultante di tutte le forze rispetto al punto O:
ΣM = 79367 - 43226 = 36141 daNm
Dividendo per la sommatoria dei carichi verticali si trova la posizione della risultante rispetto
al punto O:
G1 x γG1 / γR = 42500 daNm
G2 x γG1 / γR = 6250 daNm
PBC x γG2 / γR = - 5203 daNm
PDE x γG2 / γR = - 8424 daNm
PFG x γG2 / γR = - 10900 daNm
PGH x γG2 / γR= - 7407 daNm
PIL x γG2 / γR= - 8060 daNm
ΣG = 8757 daN
d = ΣM / ΣG = 4,13 m
L’eccentricità rispetto al centro della traversa:
e = B/2 - d = 6,15/2 – 4,13 = -1,05 m > B/6 (1,03 m)
pressione massima sul substrato roccioso:
σmax = 8757*2/(3*413*100) = 0,14 daN/cm2
Ipotizzando sul piano di imposta del taglione di valle uno stato di tensione rappresentato dai
soli carichi verticali e ponendo quindi le tensioni principali σ1 = σmax e σ3 = 0, si può
rappresentare sul piano di Mohr-Coulomb lo stato tensionale e confrontarlo con i parametri di
resistenza dell’ammasso roccioso:
σ1 = 0,14 daN/cm2
c’ = 1.82 daN/cm2
φ’ = 23°
tan φ’ = 0.424
Lo stato tensionale risulta contenuto entro i limiti di resistenza dell’ammasso roccioso.
31
9.7.4.
Verifiche secondo D.G.R. n. 65-15352
Il punto 1.6.5 del D.G.R. n. 65-15352 prescrive che il rapporto tra la componente
verticale e orizzontale della risultante agente sia ≥ 2.
Si calcolano pertanto le 2 componenti della risultante al netto dei coefficienti correttivi
e delle azioni sismiche:
COMPONENTI ORIZZONTALI Hd
PAD
20995
PEF
-16555
PHI
3825
PLM
-4205
4060 daN
COMPONENTI VERTICALI Vd
G1
42500
Vd/Hd = 42500/4060 = 10.47 > 2
VERIFICATO
32
9.7.5.
Verifica a sifonamento
La verifica al sifonamento è necessaria per controllare che il terreno soggetto alle forze
di filtrazione sia stabile.
Nel caso in esame si è utilizzato il metodo di Lane, secondo cui:
1
V+ H
3
FS =
h
Dove
V è la somma dei percorsi verticali
H quella dei percorsi orizzontali sotto la traversa.
Il fattore di sicurezza FS da assumere nel progetto è 3 (ghiaia grossa).
Dai calcoli si ha:
7,30
9,00 +
3 = 4,40 >3.00
FS =
2,60
VERIFICATO
33
10.
IPOTETICO COLLASSO DELLO SBARRAMENTO
La portata che scaturirebbe dal collasso istantaneo di tutto lo sbarramento è stata
calcolata nel capitolo 4 “Valutazione del rischio intrinseco” della presente relazione.
Il valore della portata di collasso è stato definito:
Q = 2 g ⋅ 0,53 ⋅ 49,5 ⋅ (1,60 − 0,53) = 171 m 3 s
Vista la conformazione e analizzato il tratto a valle della traversa in progetto, si è
stabilito di verificare due sezioni significative: quella allo scarico del sedimentatore
posta a circa 190 m dallo sbarramento e quella della restituzione, ubicata a circa 1
Km dalla presa.
Le sezioni sono indicate nella “
Figura 1: Area significativa di analisi del rischio intrinseco” e indicate rispettivamente
con i numeri 9 e 10.
L’analisi della sezione suddetta a valle della traversa si è svolta con metodo analitico:
il moto è considerato uniforme, perciò descritto dalla formula di Chezy.
U = χ ⋅ R ⋅ if
dove:
- U
- χ
-
R=
- Ω
- B
- if
Ω
B
velocità media della corrente;
coefficiente d’attrito;
raggio idraulico;
area della sezione bagnata;
perimetro bagnato;
pendenza del fondo dell’alveo.
Utilizzando la formula di Strickler
χ = c ⋅ R1 6
in cui
- c = 30
coefficiente di scabrezza dell’alveo
si ottiene:
U = c ⋅ R 2 3 ⋅ i 2f 3
Ipotizzando un battente idraulico h0, si può determinare la corrispondente portata con
la formula:
Q = U ⋅Ω
Si confronta la portata calcolata con quella di progetto, se non sono identiche si
ipotizza una nuova altezza del flusso h1 e si ripete il procedimento iterativo fino a
convergenza.
34
Dai risultati ottenuti si possono calcolare ulteriori parametri idraulici di interesse, di
cui nel prosieguo si tratta.
Grandezze significative sono le altezze idrauliche cinetica e totale che si calcolano:
U2
hc =
2g
ht = h p + hc
con
-
hp
hc
ht
g = 9,81 m/s2
altezza idraulica piezometrica;
altezza idraulica cinetica;
altezza idraulica totale;
accelerazione di gravità.
Ulteriore grandezza significativa è il numero di Froude, che indica lo stato di velocità
della corrente:
hm =
Fr =
Ω
b
U
g ⋅ hm
con
-
hm
b
Fr
Profilo
profondità media del flusso idraulico;
larghezza della superficie libera;
numero di Froude.
hp
m
Ω
m2
B
m
b
m
R
m
hm
m
U
m/s
Fr
Q
m3/s
Q171 - sez 9
510,16
29,78
34,00
32,97
0,88
0,90
5,74
1,93
171
Q171 - sez 10
504,21
78,82
44,04
42,87
1,79
1,84
2,17
0,51
171
L’analisi svolta rivela che la portata di collasso è contenuta nell’alveo inciso, in
quanto le sponde del fiume Tanaro sono alla quota di 513,80 m s.l.m. in
corrispondenza dello scarico del sedimentatore (sezione 9) e a 506,50 m s.l.m. nei
pressi della restituzione (sezione 10).
Procedendo verso valle è ovvio che il rischio idraulico diminuisce ulteriormente fino
ad annullarsi.
Alla luce di quanto indicato, l’eventuale collasso istantaneo dello sbarramento
produrrebbe una portata di piena contenuta principalmente nell’alveo inciso.
Pertanto il pericolo idraulico sarebbe confinato principalmente alla regione dell’alveo
inciso.
Inoltre, il collasso istantaneo e completo dell’intera struttura è un’ipotesi non
realistica, ma puramente formale. Infatti, tale condizione si adatta meglio a
descrivere l’eventuale crollo di una diga anziché una traversa fluviale come nel caso
specifico.
35

25 Studio sulla traversa fluviale

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