3 relazione - Provincia di Cuneo

Transcript

DOTT..ING. ANTONIO GARINO VIA BASSIGNANO 15 – 12100 CUNEO TEL 0171/634594 FAX 0171/634594 e-mail [email protected]
REGIONE PIEMONTE
PROVINCIA DI CUNEO
COMUNE DI MONASTEROLO CASOTTO
PROPONENTE GAVOTTO Battista Dario
Via Rosa Bianca 52
12082 MONDOVI
Impianto idroelettrico
PRESA SUL RIO CASOTTO LOCALITÀ MOLINI - CENTRALE NEI PRESSI DEL
L’ANTICO MULINO
3
RELAZIONE
Determinazione delle massime portate per il
dimensionamento delle strutture dell’opera di presa e della
zona di scarico
Cuneo luglio 2012
Il proponente
Il Tecnico
Dott.Ing. Antonio Garino
DOTT..ING. ANTONIO GARINO VIA BASSIGNANO 15 – 12100 CUNEO TEL 0171/634594 FAX 0171/634594 e-mail garino.antonio libero.it
ANALISI IDROLOGICA DEL TORRENTE CASOTTO A MONTE DELL’OPERA DI PRESA
3
1.
GENERALITA’
3
2.
MODELLAZIONE AFFLUSSI – DEFLUSSI
4
2.1
Formazione del deflusso
4
2.2
Metodo di stima della portata massima al colmo
4
2.3
Esame della morfologia del bacino imbrifero e caratteristiche morfologiche
4
2.4
Tempo di corrivazione
5
2.5
Valutazione del coefficiente di deflusso
10
2.6
Ragguaglio delle piogge all’area del bacino imbrifero.
10
2.7
Stima della portata con il metodo cinematico (formula razionale)
12
2.8
Pioggia critica determinante l’evento di massima piena
12
2.9
Definizione della probabilità dell’evento di riferimento.
12
2.10
Dati pluviometrici di riferimento
13
2.12
Calcolo della portata massima con il metodo del Soil Conservation Service (S.C.S.)
16
2.13
Calcolo delle portate di piena: confronto con formule maggioranti
19
2.14
Massima portata al colmo utilizzata per le verifiche della sezione dell’opera di presa e della
sezione di scarico.
3
22
VELOCITÀ CRITICA DELLA VENA D’ACQUA IN CONDIZIONI DI MASSIMA PIENA E CAPACITÀ DI
EROSIONE ALVEO.
4
22
VERIFICA IDRAULICA DELLA SEZIONE DELLA TRAVERSA ANNESSA ALL’OPERA DI
DERIVAZIONE
25
5.1
Verifica della sezione della traversa.
26
5.2
Determinazione della curva di rigurgito a monte della traversa
27
6
VERIFICA DELLA SEZIONE DEL TORRENTE NELLA ZONA DELLO SCARICO DELLA CENTRALE.
27
7
CONCLUSIONI
Analisi Idrologica Determinazione massime portate
27
Pagina 2 di 27
ANALISI IDROLOGICA DEL TORRENTE CASOTTO A MONTE DELL’OPERA DI PRESA
1. GENERALITA’
Il bacino del torrente Casotto in oggetto costituisce il tronco di testata del vallone Casotto; sino al
2008 non sono mai stati eseguiti monitoraggi.
A partire dal 1 gennaio 2008 è stata installata sul torrente Casotto, a monte della confluenza con il
Rio Castorello, una stazione idrometrica da parte dell’ARPA Piemonte. Detta stazione è
posizionata circa 2,6 km a monte dell’opera di presa prevista per l’impianto in oggetto.
La sezione dell’opera di presa si situa a quota 540,80 m s.l.m. ed il bacino sotteso è di 68,9 km2.
La massima portata rilevata nel periodo di monitoraggio è di 48 m3/s chiaramente essa non è
rappresentativa delle maime portate che si sono rilevate negli anni del decennio appena
precedente al 2010.
Non esistendo rilievi idrometrici di massime portate, per la loro definizione si è fatto riferimento ai
metodi previsti nella direttiva del Piano Stralcio per l’Assetto Idrogeologico (PAI ) riporta nella
“Direttiva sulla piena di progetto da assumere per le progettazioni e verifiche di compatibilità
idraulica “, (contenuta nell’allegato 7 delle Norme di Attuazione) e come criterio di valutazione della
massima piena si è anche preferito fare riferimento ai criteri di calcolo previsti dal PAI e che
devono essere la metodologia di riferimento anche in assenza di delimitazione delle fasce fluviali.
Secondo la Direttiva citata, la portata di riferimento è pertanto ottenibile secondo due procedure
raccomandate:
a) impiego di modelli di regionalizzazione del dato idrometrico, costruiti tramite l’analisi
statistica dei dati idrologici disponibili relativi a una porzione del territorio omogenea rispetto
ai fenomeni di piena;
b) analisi statistica delle osservazioni pluviometriche relative al bacino idrografico sotteso
dalla sezione in esame con impiego di modelli afflussi – deflussi per la trasformazione in
portate.
La stessa Direttiva inoltre precisa che, per quanto riguarda il primo metodo, “ il campo di
validità dei modelli di regionalizzazione comprende i bacini idrografici con superficie comprese
all’interno dell’intervallo definito dal valore minimo e massimo per i quali si dispone di serie
storiche sufficientemente estese”
La costruzione di un modello di regionalizzazione richiede pertanto uno studio idrologico su
grande scala, che normalmente non è compatibile con le esigenze di progetto o di verifica
idraulica di un singolo intervento, soprattutto se il bacino imbrifero sotteso è di ridotte
dimensioni come nel caso in esame circa 69 km2.
La stessa direttiva segnala che quando “ l’applicazione può condurre a margini di incertezza
elevati è necessario ricorrere all’impiego di procedure appartenenti alla seconda categoria
(categoria b) sopraindicata ” ossia al modello afflussi – deflussi e questo è il metodo impiegato
per la definizione della massima portata alla sezione della traversa dell’opera di derivazione.
Pagina 3 di 27
2.
MODELLAZIONE AFFLUSSI – DEFLUSSI
Di seguito si riferiscono le procedure per pervenire alla determinazione della portata di riferimento
a partire dalle precipitazioni.
2.1
Formazione del deflusso
Come riferito in precedenza la disponibilità di dati sui deflussi rilevati alla stazione idrometrica ala
centrale di Moline valle Corsaglia è molto limitata nel tempo, infatti i rilievi riportati negli annali
idrologici sono compresi nel periodo 1931 al 1959 evidenziano una portata massima giornaliera di
68,5 m3/s ed una portata al colmo di 133,9 m3/s. Il bacino del Corsaglia è parallelo ed adiacente
sul lato nord al bacino del torrente Casotto la superficie dl bacino del torrente Corsaglia alla
stazione di monitoraggio SIM è di 89,4 km2 quindi molto simile al bacino del torrente Casotto.
Dato che il periodo di monitoraggio SIM sul bacino di riferimento Corsaglia, è distante dall’attualità
ed inoltre i riferisce ad un periodo di pochi anni si è ritenuto più valido procedere con l’analisi
proposta dalla direttiva dell’ADBPO.
2.2
Metodo di stima della portata massima al colmo
Le portate di piena di assegnato tempo di ritorno sono state stimate, mediante applicazione del
metodo cinematico, secondo cui alle portate calcolate viene attribuito il medesimo tempo di ritorno
delle piogge che le hanno generate.
È opportuno evidenziare che in questa approssimazione si prescinde dal fatto che su un bacino
idrografico, a causa del diverso stato di imbibizione del terreno, eventi meteorici di pari gravosità
possono dare luogo ad idrogrammi di piena anche sensibilmente differenti fra loro.
Secondo quanto indicato nella “ Direttiva sulla piena di progetto da assumere per le progettazioni e
le verifiche di compatibilità idraulica” in base all’art. 10 delle norme di attuazione del Pian Stralcio
per l’ Assetto Idrogeologico(PAI), il calcolo delle portate di piena sul un bacino idrografico è
effettuato in prima analisi con l’impiego di un modello cinematico afflussi – deflussi, trattandosi di
un bacino per il quale non si hanno a disposizione valori di portata per un periodo sufficientemente
lungo.
L’analisi è stata sviluppata secondo le seguenti fasi:
• Delimitazione del bacino del torrente Casotto sulla base della cartografia costituita dalla
carta Tecnica Regionale (allegato Tavola n.1) e definizione dei parametri morfometrici e
fisiografici (superficie del bacino imbrifero sotteso, lunghezza dell’asta principale, aclività,
copertura vegetale, geologia del suolo, uso del suolo);
• Calcolo del tempo di corrivazione in base alle diverse formule teorico – sperimentali e
scelta del valore di riferimento;
• Valutazione del coefficiente di deflusso da attribuire al bacino nel calcolo della portata di
massima piena in funzione delle caratteristiche di copertura e vegetazione aclività,
morfologia, ecc.;
• Stima della portata di massima piena mediante applicazione del metodo cinematico e
confronto con i valori ricavati mediante formule teorico – sperimentali;
2.3
Esame della morfologia del bacino imbrifero e caratteristiche morfologiche
L’esame del bacino è stato condotto con riferimento ai prodotti cartografici disponibili dalla
Regione Piemonte ossia dalla cartografia della carta tecnica in scala 1:10.000 sulla carta di uso
del suolo in particolare.
Pagina 4 di 27
La morfologia, la copertura vegetale, la geologia, la pedologia, la permeabilità dei terreni,l’aclività
dei versanti, la densità e la geometria della rete di drenaggio, l’uso del suolo, rappresentano i
principali fattori che influenzano il fenomeno della trasformazione afflussi – deflussi.
Le componenti morfologiche e fisiografiche sono quindi molto importanti, specialmente nello studio
di bacini di ridotta estensione, sui quali non esistono registrazioni di valori di portata in
concomitanza di eventi di precipitazioni intense.
Nella successiva Tabella n 1 sono riportate le caratteristiche morfologiche del bacino chiuso alla
sezione della traversa di derivazione ed a quota 540.80 m s.l.m. ossia:
S=
area della superficie del bacino;
(km2)
L=
lunghezza dell’asta principale del bacino;
(km)
I=
pendenza dell’asta principale
(m/m)
Y=
pendenza dei versanti
(m/m)
Hmax= quota massima del bacino
(m s.l.m.)
Hsez=Hmin= quota della sezione della traversa di derivazione (m s.l.m.)
Hmed=
quota media del bacino
(m s.l.m.)
La pendenza media dell’asta principale è stata calcolata con riferimento alla seguente relazione
del Fornari:
i=
Σ
Dove:
ii =
L i=
L
Li
ii
pendenza media dell’i-esimo tratto;
lunghezza dell’i-esimo tratto.
La pendenza media dei versanti è stata invece calcolata con riferimento alla formula di Horton:
y=
Dove
e=
l i=
A=
Tabella n. 1 Bacino
Imbrifero
Torrente
Casotto
e * Σl i
A
equidistanza fral e curve di livello impiegate per il calcolo (in genere 100 m);
lunghezza della i-esima curva di livello intercettata di confini del bacino imbrifero;
area del bacino imbrifero sotteso
Caratteristiche morfologiche del bacino imbrifero sotteso
S
Km2
68,94
L
km
20,20
Hmax
m.s.l.m.
2175
Hsez=Hmin Hmed
m.s.l.m
m.s.l.m
1249,150
540.8
i
%
8,9
y
%
15,3
2.4
Tempo di corrivazione
La determinazione del valore del tempo di corrivazione del bacino in esame, alla sezione di
chiusura considerata, è stata effettuata mediante l’applicazione delle formule di Giandotti; Pasini,
Pagina 5 di 27
Ventura, Pezzoli, Tournon ed S.C.S. , in funzione delle caratteristiche morfologiche, altimetriche
del bacino
Di seguito sono riportate le espressioni di calcolo relative ad ognuno dei metodi adottati:
Formula del Giandotti:
tc =
4 * S + 1,5 * L
0,8 * Hmed − H min)
Formula del Pasini:
t c = 0,108 *
( S * L)!/ 3
i
Formula del Ventura:
t c = 0,1272 *
S
i
Formula di Tournon:
 S
i 
t c = 0,396 * *  2 *
i  L
y 
L
0 , 72
Formula S.C.S.:
t c = 0,057 *
L0,8 * ( S '+1) 0,7
y
Formula di Pezzoli:
tc =
200
S
*
1/ 3
i
c*L
In cui:
tc
=
tempo di corrivazione
(h)
S
=
Hmax =
Hsez= Hmin=
Hmed =
L
=
I
=
Y
=
c
=
CN
=
area della superficie del bacino imbrifero sotteso;
quota massima del bacino;
quota della sezione di chiusura;
quota media del bacino:
pendenza dell’asta principale
pendenza dei versanti
coefficiente medio di scabrezza
parametro (Curve Number)
(km2)
(m s.l.m.)
(m s.l.m.)
(m s.l.m.)
(km)
(m/m)
(m/m)
(m 1/3*s-1)
Pagina 6 di 27
N.B.
S
L
tc
Nella formula del Pezzoli alcuni parametri sono espressi con le seguenti unità di misura:
=
area della superficie del bacino imbrifero sotteso;
(m2)
=
(m)
=
tempo di corrivazione
(s)
N.B. Nella formula S.C.S. il parametro S’, che rappresenta la quantità di acqua immagazzinabile
nel bacino, è dato dall’espressione :
S'=
1000
− 10
CN
Dove:
CN è il “Runoff Curve Number”, coeffiente sperimentale definito secondo criteri indicati dal U.S.
Soil Conservetion Service (Department of Agricolture) in funzione delle caratteristiche di
infiltrazione, uso e trattamento del suolo, contenuto in umidità del terreno, condizione di umidità
antecedente all’evento di piena del bacino (AMC Antecedent Misture Condition).
In relazione alla capacità di infiltrazione del terreno sono distinte quattro classi di appartenenza:
A – Suoli ad alta permeabilità (basso potenziale di scorrimento superficiale): sono costituiti
principalmente da sabbie o ghiaie di notevole spessore, con elevata capacità di drenaggio.
B – Suoli a moderato tasso di infiltrazione, caratterizzati da tessitura da moderatamente fine a fine
(argille e limi, con contenuti organici).
C
-Suoli a medio – bassa permeabilità, caratterizzati da tessitura da moderatamente fine e fine
(argille e limi, con contenuti organici).
D - Suoli a bassa permeabilità, costituiti da argille plastiche, con livello piezometrico
permanentemente alto.
Sono distinte tre condizioni di umidità antecedente l’evento in analisi (AMC) in funzione della
precipitazione avvenuta nei 5 giorni antecedenti (tabella 2):
• Condizione I
: suoli asciutti;
• Condizione II
:suoli in condizioni medie:
• Condizione III
:suoli saturi
Tabella n. 2 Categoria
AMC
I
II
III
Condizioni di umidità antecedente del terreno (AMC)
Altezza di precipitazione nei 5 giorni antecedenti (mm)
Stagione di riposo
Stagione vegetativa
<13
<36
13 ÷28
36÷53
>28
>53
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Tabella n. 3 -
Valori del coefficiente CN in funzione del suolo e tipo di copertura (AMC II)
Uso del suolo
Runoff Curve Number (CN)
Tipo di copertura
Condizione
Trattamento
idrologica
Arre residenziali
Area media dei lotti
1/8 acro o meno
¼ acro
1/3 acro
½ acro
1 acro
Parcheggi pavimentati, tetti, viali di accesso,
Strade urbane ed extra urbane
Pavimentate
inghiaiate
sterrate
Aree commerciali e professionali Impermeabili per
Distretti industriali
“
Spazi aperti, prati.parchi, campi da golf, cimiteri, etc.
In buone condizioni
copertura erosa sul
In discrete condizioni
copertura erbosa sul
Maggesi
A solchi diritti
Colture a solchi
A solchi secondo la linea
di massima pendenza
A solchi secondo le
curve di livello
A terrazze
Cereali piccoli
Colture leguminose seminati folti
o prati in rotazione
di massima pendenza
A solchi secondo le
curve di livello
A terrazze
di massima pendenza
A solchi secondo le
curve di livello
A terrazze
Pascoli
Disposti secondo
curve di livello
Prati
Boschi
le
Area impermeabile
%
65
38
30
25
20
85 %
72 %
75%
50% ÷ 75%
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
buona
cattiva
discreta
buona
cattiva
discreta
buona
buona
cattiva
discreta
buona
Aziende agricole
Pagina 8 di 27
Classe del suolo
A
B
C
D
77
61
57
54
51
98
98
76
72
89
81
85
75
72
70
68
98
98
85
82
92
88
90
83
81
80
79
98
98
89
87
94
91
92
87
86
85
84
98
98
91
89
95
93
39
49
77
72
67
70
65
66
62
65
63
63
61
61
59
66
58
64
55
63
51
68
49
39
47
25
6
30
45
36
25
59
61
69
86
81
78
79
75
74
71
76
75
74
73
72
70
77
72
75
69
73
67
79
69
61
67
59
35
58
66
60
55
74
74
79
91
88
85
84
82
80
78
84
83
82
81
79
78
85
81
83
78
80
76
86
79
74
81
75
70
71
77
73
70
82
80
84
94
91
89
88
86
82
81
88
87
85
84
82
81
89
85
85
83
83
80
89
84
80
88
83
79
78
83
79
77
86
Nella precedente Tabella n. 3 sono riportati i valori che il parametro CN assume nel caso di suoli in
condizioni di umidità media del terreno (AMC II). Nel caso di suoli asciutti (AMC I) od in condizioni
sature (AMCIII) i valori del parametro CN si ricavano invece con riferimento alla seguente Tabella
n.4, a partire dai valori definiti per i suoli in condizioni medie (AMC II).
Tabella n. 4 -Confronto fra il valori di CN nelle differenti condizioni ideologiche AMC (SCS Method).
CN
Corrispondente CN
Condizione II
100
95
90
85
80
75
70
65
60
55
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
Condizione I
100
87
78
70
63
57
51
45
40
35
31
27
23
19
15
12
9
7
4
2
0
Condizione III
100
99
98
97
94
91
87
83
79
75
70
65
60
55
50
45
39
33
26
17
0
Nel caso in esame per il bacino oggetto di studio è posto a quote medie ed è pressoché tutto
occupato da copertura vegetale. Poiché lo strato di copertura terroso permeabile è di limitata
consistenza
e con sottostante uno strato roccioso quasi affiorante è stato assunto
cautelativamente un valore medio del coefficiente
CN = 70
Nella Tabella n.5 sono riassunti i valori del tempo di corrivazione ricavati sulla base delle formule
sopra descritte ed il valore assunto per il calcolo delle portate di piena.
Tabella n. 5 Bacino
Torrente
Casotto
Tempi di corrivazione secondo le diverse formulazioni.
Giandotti
Pasini
Ventura
Tournon
S.C.S
Pezzoli
(ore)
(ore)
(ore)
(ore)
(ore)
(ore)
3,0
4,0
3,5
Pagina 9 di 27
6,1
5,7
5,2
tc
assunto
(ore)
4,0
2.5
Valutazione del coefficiente di deflusso
Il tipo di suolo e la copertura vegetale di un bacino condizionano il fenomeno di formazione di una
piena secondo due differenti aspetti:
• Controllo del tempo di concentrazione delle portate superficiali (tempo di corrivazione);
• Azione di trattenuta o intercettazione delle acque di pioggia (coefficiente di deflusso).
La stima del coefficiente di deflusso deve tenere conto dei diversi fattori che influiscono sulla
formazione dei deflussi, fra cui a natura dei terreni e la loro copertura vegetale, la capacità di
accumulo del bacino e l’effetto di laminazione del reticolo idrografico superficiale, la dimensione
del bacino, la presenza di zone urbanizzate, l’aclività dei versanti, etc.
Normalmente per i bacini di piccole dimensioni si trascura l’effetto di invaso, mentre un’indicazione
dei valori da attribuire al fattore di trattenuta del terreno è fornita nella letteratura scientifica come
di seguito riportato e tratta dalle “norme di attuazione 7 del PAI :
Tabella n. 6 Chow, 1964
Coefficienti di deflusso raccomandati da Handbook of Applied Hydrology, Ven Te
Tipo di suolo
c
Uso del suolo
Suolo con infiltrazione elevata,
normalmente sabbioso o ghiaioso
Suolo con infiltrazione media, senza lenti
argillose; suoli limosi e simili
Suolo con infiltrazione bassa, suoli argillosi e
suoli con lenti argillose vicine all superficie, strati
di suolo sottile al disopra di roccia impermeabile
Coltivato
0,20
Bosco
0,10
0,40
0,30
0,50
0,40
In conseguenza di queste valutazioni e delle valutazioni geologiche si è assunto per il bacino
imbrifero del torrente Rio Maggiore il
coefficiente di deflusso c = 0,50
valore che sembra poter cautelativamente rappresentare, seppure in maniera globale e con
l’incertezza dovuta alla mancanza di dati di taratura, i diversi fattori che influiscono sulla
formazione dei deflussi di piena.
2.6
Ragguaglio delle piogge all’area del bacino imbrifero.
L’afflusso meteorico viene valutato in riferimento ai valori puntuali di precipitazione registrati in
corrispondenza di stazioni di misura esistenti. L’andamento delle precipitazioni non tuttavia mai
costante sull’intera superficie di un bacino idrografico,in particolare per eventi intensi. Tale
situazione è tanto più accentuata quanto più esteso è il comprensorio in esame.
L’altezza di pioggia ragguagliata hrp si ricava moltiplicando il valore hp, corrispondente alla durata
tp, ottenuto dalla curva di possibilità climatica puntuale (media) con tempo di ritorno T, per il
coefficiente di riduzione (o di ragguaglio) (kr che corrisponde alla durata tp ed all’area Ap della
zona soggetta all’evento.
Il coefficiente di riduzione (kr, che è funzione della durata tp e dell’area Ap (mentre è in pratica
indipendente dal tempo di ritorno T) e che è sempre minore di 1 (uno), decresce al crescere
dell’area, mentre cresce al crescere della durata. Detto coefficiente (kr serve a tenere conto della
distribuzione di pioggia nell’intero bacino imbrifero e sarà tanto più prossimo all’unità quanto più è
ridotta la superficie del bacino sotteso dalla sezione in verifica..
Pagina 10 di 27
Decresce al crescere dell’area perché le piogge di particolare intensità tendono a concentrarsi su
zone ristrette pertanto, a parità di durata, l’altezza di pioggia ragguagliata decresce all’aumentare
dell’area considerata. Cresce al crescere della durata, perché a parità di area, la distribuzione
spaziale dell’altezza di pioggia risulta generalmente più uniforme per le piogge di durata maggiore
(e minore intensità) che per quelle di durata minore.
Per la valutazione del coefficiente di ragguaglio si è fatto riferimento a due metodi:
•
alle ricerche del Columbo riportate nella Tabella n. 6 di seguito;
•
alle ricerche del Merlo (1973) sulla base di osservazioni di eventi significativi gravosi in
Piemonte, definita dalla relazione:
kr = 1 − 0,0236 * A 0,5084
Dove A= area del bacino imbrifero in km2
Tabella n. 7 Durata
(h)
0,25
0,50
0,75
1
2
3
4
6
12
24
Coefficienti di ragguaglio (kr delle altezze di pioggia (Columbo, 1960).
Area (ha)
100
300
0.968
0.917
0.970
0.919
0.972
0.925
0.973
0.922
0.974
0.924
0.974
0.926
0.974
0.928
0.974
0.930
0.976
0.941
0.982
0.961
500
0.884
0.888
0.89
0.892
0.894
0.896
0.898
0.902
0.916
0.944
1000
0.835
0.84
0.844
0.846
0.85
0.853
0.857
0.863
0.884
0.923
1500
0.804
0.813
0.818
0.821
0.827
0.831
0.835
0.843
0.868
0.916
2000
0.782
0.791
0.798
0.803
0.811
0.815
0.821
0.831
0.858
0.906
3000
0.750
0.759
0.767
0.772
0.783
0.789
0.796
0.808
0.844
0.9
4000
0.722
0.733
0.74
0.746
0.757
0.765
0.773
0.788
0.830
0.894
5000
0.685
0.704
0.714
0.721
0.732
0.741
0.750
0.757
0.816
0.886
Quindi secondo la considerazione sopra effettuata il coefficiente di ragguaglio è:
secondo il Columbo interpolando è pari a 0,89
secondo il Merlo è pari a 0,89
La scelta dell’area Ap merita una ulteriore osservazione;in genere essa si assume usualmente
uguale all’area del bacino imbrifero considerato. Questa scelta non è sempre la più corretta, infatti
i valori sperimentali del coefficiente di ragguaglio R sono stati infatti determinati per zone di forma
piuttosto regolare (all’incirca circolare o ellittica), sostanzialmente concorde con le linee delle
isoiete; può dunque essere corretto assumere l’area Ap uguale a quella del bacino imbrifero
sotteso quando la forma del bacino stesso è abbastanza compatta e approssimabile alle figure di
riferimento indicate sopra, ma quando la forma del bacino è molto allungata sembrerebbe più
corretto attribuire ad Ap un valore maggiore (dal momento che on appare probabile che il solido di
pioggia di un evento abbia la stessa forma del bacino).
In questo caso la scelta di Ap uguale all’area del bacino imbrifero sotteso può determinare una
sovrastima dell’altezza di pioggia ragguagliata (hrp). L’eventuale errore è comunque a favore di
Pagina 11 di 27
sicurezza e comunque il bacino imbrifero si approssima abbastanza ad una forma compatta e
regolare.
Il metodo di ragguaglio impiegato si basa sull’assunzione che l’intensità di pioggia sia uniforme
nello spazio e pertanto che lo ietogramma della pioggia ragguagliata si possa ottener da quello
della pioggia puntuale moltiplicando le altezze di pioggia parziali per uno stesso valore del
coefficiente di riduzione, corrispondente alla durata tp ed all’area Ap.
Quindi per le elaborazioni che seguono si è assunto
Kr = 0,89
2.7
Stima della portata con il metodo cinematico (formula razionale)
La portata di piena con il metodo razionale sono determinate con la relazione.
Q max =
c *i * S
(m3/s)
3,6
Dove:
c = coefficiente di deflusso
i = kr*(hrp/tc) = intensità di pioggia ragguagliata espressa in
S = superficie del bacino espressa in
(mm/h)
( km2)
La formula razionale per la determinazione della portata al colmo assume la condizione che la
massima piena sia correlata essenzialmente con la precipitazione di massima intensità che ha
durata pari al tempo di corrivazione (tc), cioè il tempo che impiega la particella liquida più lontana
per raggiungere la sezione alla quale si vuole determinare la portata al colmo (Qmax).
La portata di massima piena dipende inoltre anche dalla capacità del bacino di trattenere la
pioggia, cioè della sua permeabilità, che si esprime col coefficiente di deflusso (ϕ), rapporto cioè
tra l’altezza del deflusso e quella del corrispondente afflusso meteorico.
2.8
Pioggia critica determinante l’evento di massima piena
All’interno del Piano Stralcio per l’Assetto Idrogeologico (PAI) di cui alla legge 18 maggio 1989
n.183, comma 6 ter , adottato con deliberazione n. 18 del Comitato Istituzionale dell’Autorità di
Bacino del Fiume Po in data 26 aprile 2001 è contenuta la Direttiva sulla piena di progetto da
assumere per la progettazione e le verifiche di compatibilità idraulica.
Al fine di fornire uno strumento per l’analisi della frequenza delle piogge intense nei punti privi di
misure dirette, nella Direttiva si forniscono i valori dei parametri “a” ed “n” della curva di possibilità
pluviometrica, ricavati mediante una interpolazione spaziale con il metodo di kriging in base ad un
reticolo di 2 km di lato.
2.9
Definizione della probabilità dell’evento di riferimento.
La determinazione della portata di riferimento e la verifica idraulica delle condizioni di
convogliamento sono state effettuate ipotizzando un evento di riferimento a cui è stato assegnato il
tempo medio di ritorno di 200 anni (probabilità annua di superamento F’ = 1/Tr = 0,005) .
La valutazione deriva dal fatto che le considerazioni svolte nel PAI (Autorità Di Bacino Del Fiume
Po, 2001) prescrivono che la portata di piena da assumere, per l’individuazione della fascia di
esondazione (fascia B), corrisponda all’evento con
Pagina 12 di 27
Tr = 200 anni.
2.10 Dati pluviometrici di riferimento
Per procedere all’applicazione dei modelli afflussi – deflussi occorre poter disporre di un’analisi
statistica delle osservazioni pluviometriche.
La previsione quantitativa delle piogge intense in un determinato punto è effettuata attraverso la
determinazione della curva di probabilità pluviometrica, cioè della relazione che lega l’altezza di
precipitazione alla su durata, per un determinato tempo di ritorno.
La curva di probabilità pluviometrica è comunque espressa da una di potenza del tipo:
h(t ) = a * (t ) n
Dove:
h = altezza di pioggia;
t = tempo di pioggia;
a ed n dipendono dallo specifico tempo di ritorno considerato.
I parametri della curva di probabilità pluviometrica sono stati dedotti dalla Direttiva n. 2 del PAI
che fornisce sulla base delle elaborazioni puntuali, una interpretazione della variabilità spaziale dei
parametri pluviometrici, con l’individuazione di celle di lato di 2 km nel cui ambito sono considerati
costanti i parametri a ed n per vari tempi di ritorno figura 1.
Figura 1 – Estratto delle celle di riferimento indicate nel PAI
Pagina 13 di 27
Per il bacino del Torrente Casotto chiuso alla sezione quota 540,8 m s.l.m. , si sono esaminati i
valori citati per le celle pluviometriche comprese all’interno del bacino stesso e richiamate per il
tempo di ritorno di 200 anni nella tabella n 7.
Tabella n. 8 - Parametri della pioggia critica per tempo di ritorno 200 anni per le celle sottese dal
bacino imbrifero del Casotto alla sezione 540,8 m s. l. m.
Numero
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
Cella
n
BG 145
BG 146
BG 147
BG 148
BG 149
BG 150
BG 151
BH145
BH146
BH147
BH148
BH149
BH150
BI145
BI146
BI147
BI148
Parametri
a
n
55,61
54,65
53,64
52,67
51,70
50,68
49,29
55,18
54,25
53,29
53,25
51,44
50,51
54,85
53,96
53,02
52,12
52,95
0,368
0,384
0,402
0,420
0,440
0,458
0,478
0,374
0,390
0,408
0,426
0,445
0,463
0,379
0,395
0,413
0,431
0,416
media
Le curve di probabilità pluviometrica per ogni singola cella sono rappresentate nel grafico di fig 2
Il valore medio dell’insieme delle celle dell’intero bacino è caratterizzato da valori medi pertanto si
adotta per il calcolo delle precipitazioni la relazione
h = 52.95 * t 0, 416
Nella figura 2 è riportato l’insieme delle curve di
probabilità 0,005 .
pioggia
Pagina 14 di 27
con tempo di ritorno 200 anni e
Figura 2 – Fascio delle Curve di probabilità pluviometrica delle singole celle di 2 km per Tr = 200
anni
Curve di probabilità di precipitazione tr 200 anni
200,00
180,00
160,00
altezza di pioggia (mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
20,00
0,00
0
2
4
6
8
10
12
14
16
tempo di pioggia (ore)
Di seguito si calcola la portata di piena con i vari metodi previsti dal PAI con intensità di pioggia
rappresentata dalla cella media con i parametri medi sopra calcolati.
2.11 Risultati ottenuti con il metodo razionale
Nella tabella seguente si riporta l’elaborazione che definisce il risultato della massima portata
Tr=200 anni, ottenuto sostituendo nelle formule riportate i valori morfometrici precedenti.
Pagina 15 di 27
Tabella n. 9 -
Portata di piena al colmo metodo razionale
Determinazione della portata di piena al colmo
metodo impiegato: metodo razionale
Superficie del bacino imbrifero sotteso
Lunghezza dell'asta principale del bacino imbrifero
Altitudine massima del bacino imbrifero
S
L
Hmax
km2
km
m s.l.m.
68,94
20,2
2175
Hmin
m s.l.m.
540,8
t
a
n
anni
mm
200
52,95
0,416
Parametri che definiscono la curva di possibilità pluviometrica
tempo di ritorno
parametro
parametro
Coefficiente di deflusso
(derivata da Handbook of Applied Hydrology Ven Te Chow 1964)
c
Altitudine media del bacino
Hm=0,5*(0,9*Hmax+Hmin)
Hm
m s.l.m.
Tempo di corrivazione assunto da tabella n 5
tc
h
Coefficiente di ragguaglio della pioggia all'intero bacino
kr=1-0,0236*S0,5084
kr
altezza di pioggia per durata pari al tempo di corrivazione
hc=a*tc n
hc
mm
94,26
Intensità di pioggia
i=kr*(hc/tc)
i
mm/h
18,78
Portata massima al colmo
Qc200=c*i*S/3,6
Qc200
m 3/s
287,71
0,8
1249,15
4
0,80
2.12 Calcolo della portata massima con il metodo del Soil Conservation Service (S.C.S.)
Il metodo (S.C.S.), è un metodo largamente usato negli Stati Uniti ed anche in Italia per valutare le
piene in bacini medio piccoli e privi di stazioni di misura.
Si basa sull’utilizzo di una formula empirica analoga a quella del metodo esposto in precedenza.
Il metodo adotta le seguenti assunzioni:
La durata D della pioggia netta è inferiore o uguale di 0,133 tc
La durata D è minore di 0,2 volte il tempo di crescita dell’onda di piena tp.
In queste condizioni il valore al colmo della portata si scrive:
Qc = 28 * R0 * A / t p
Dove:
R0 = volume netto di pioggia per unità di superficie [mm]
Pagina 16 di 27
(m3/s)
A = superficie del bacino [km2]
tp = tempo di crescita dell’onda di piena [hr]
il valore di tp si ricava da:
tp =
D
+ t lag
2
Dove:
D = durata della pioggia
tlag= intervallo di tempo tra il centroide della pioggia e il colmo [hr]
con:
t lag = 0,6 * t c (m)
e
t lag =
1000
− 9) 0,7 )
CN
(ore)
1900 * p 0,5
(2,587 * L0,8 * (
Dove:
L
= lunghezza idraulica del bacino (m)
CN = “curve number”, dipendente dal tipo di suolo e di copertura vegetale;
p
= pendenza media del bacino (% )
L = 110 * A 0, 6
A
= superficie del bacino (ha)
Assumendo che l’invaso per infiltrazione nel suolo in ogni istante sia proporzionale al valore
massimo dello stesso e che la precipitazione efficace sia proporzionale all’afflusso meteorico , si
ha la seguente equazione (USDA – SCS, 1996)
R0 =
(h − 0,2 * S ) 2
h + 0,8 * S
Dove
h
= precipitazione meteorica (mm)
S = valore massimo dell’invaso per infiltrazione (mm)
Il valore di S è calcolato con l’equazione:
Pagina 17 di 27
S=
25.400
− 254
CN
I valori di CN in funzione delle diverse tipologie di uso del suolo sono tratte al testo:Handbook of
Hydrology, D.R. Maindment, 1992 e riportate in tabella n. 3 e nelle norme di attuazione della
direttiva sopraccitata.
Il bacino imbrifero si presenta ricoperto da vegetazione arborea sino a quote prossime a 1800 m
s.l.m. al disopra esso è coperto solo da manto erbosoe nella parte più alta solo da roccia.
In nessun punto del bacino imbrifero, anche sul versante più scosceso non sono presenti frane o
smottamenti anche limitati per cui si può ritenere che sostanzialmente il territorio sia in buono stato
di conservazione e stabilità.
Lungo l’alveo del torrente non sono presenti franamenti lateralmente lungo le sponde, significativi
di dissesti del versante della montagna.
I dissesti riscontrabili sono esclusivamente lungo l’alveo dove l’acqua della piena ha generato
erosione.
Relativamente alla permeabilità del suolo ed alle caratteristiche geologiche del suolo del bacino
imbrifero si è fatto riferimento alla “ Relazione Geologico tecnica”
Segue la tabella del calcolo della massima portata con tempo di ritorno di 200 anni con il metodo
S.C.S.
Pagina 18 di 27
Tabella n. 10 -
Portata di piena al colmo metodo S.C.S.
Determinazione della portata di piena al colmo
Metodo impiegato: Metodo S.C.S.
Tipo di suolo e di copertura vegetale
A
km2
A
ha
Pascolo e bosco
Parametro "curve number"
CN
Pendenza media delle sponde del bacino
p
%
Parametri che definiscono la curva di possibilità pluviometrica
tempo di ritorno
parametro
parametro
t
a
n
anni
mm
Tempo di corrivazione assunto da tabella n 5
tc
h
Durata della pioggia
La durata della pioggia netta è inferiore a
D<=0,133*tc
D<0,2 volte il tempo di crescita dell'onda di piena
Si adotta
D
ore
D
ore
Dadottato ore
Lunghezza idraulica del bacino
dadata la conformazione del bacino si adotta
L
m
20.200,00
Intervallo di tempo tra centroide pioggia e colmo piena (ore)
tlag=0,6 t c
tlag
h
2,40
tlag=(2,587*L0,8*(1000/(CN-9))0,7)/1900*p0,5
tlag
h
3,79
tempo di crescita dell'onda di piena
Altezza di pioggia per tempo di crescita dell'onda di piena
Coefficiente di ragguaglio della pioggia all'intero bacino
kr=1-0,0236*S0,5084
tp
h
ore
mm
L'altezza di pioggia ragguagliata è pertanto
hr
mm
84,22
Valore massimo dell'invaso per infiltrazione
S=(25400/CN-254)
S
mm
34,64
Volume netto di pioggia per unità di superficie
R0=(h-0,2*S)2/(h+0,8*S)
R0
mm
62,87
Qc=0,28*R0*A/tp
Qc
m3/s
300,56
Superficie del bacino imbrifero sotteso
68,94
6.894,00
88
kr
30,00%
200
52,95
0,416
4,00
0,53
0,80
0,50
4,04
94,63
0,89
2.13 Calcolo delle portate di piena: confronto con formule maggioranti
I risultati ottenuti dall’applicazione del metodo razionale ed SCS sono stati confrontati con i valori
ricavati secondo le formule di inviluppo, anche note in letteratura come formule maggioranti,
definite da diversi autori sulla base di indagini di carattere statistico a partire dai dati di portata
osservati nell’ambito di una specifica regione.
In particolare si è fatto riferimento a formule proposte per bacini piemontesi e portate al colmo:
Pagina 19 di 27
Anselmo:
q=
200
+ 0,60
S + 28
e
Qc = q*S
Sordo:
per superfici inferiori a 200 km2

 T 2   1.179−0.160*
  * S
Qc = exp − 1.530 + 1.827 * ln
4
*
T
4
−


 
Dove:
S=
superficie del bacino imbrifero
Q=
contributo unitario
T=
tempo di ritorno
 T2 

ln 
 4*T − 4 


(km2)
(m3/s/km2)
(anni)
Nella tabella seguente sono riportati i valori ottenuti da varie formule compresa quella classica del
Giandotti.
Pagina 20 di 27
Tabella n. 11 -
Portata di piena al colmo formule maggioranti
Portate di massima piena con formule maggioranti
Dati imput
Superficie del bacino
tempo di ritorno
Sb
T
km2
anni
68,90
200
Anselmo
Contributo unitario
q=200/(S+28))+0,6
q
m3/s/km2
Portata al colmo
Q=q*S
Q max
m 3/s
184
Q max
m 3/s
310
T
Sb
ore
km2
Pt
K
m
Q max
m 3/s
272
Q max
m 3/s
374
2,66
Sordo
Q=exp(-1,530+1,827*(ln(T2/(4*T-4)))0,5*S1,179-0,160*(ln(T2/(4*T-4)))0,5
A
8
B
38
Giandotti
Qmax= K*Pt*Sb/T
Tempo di corrivazione in ore
Superficie bacino imbrifero
Altezza pluviometrica del caso di pioggia critica (Tr=200)
di durata uguale al tempo di corrivazione
Coefficiente di proporzionalità
4,000
68,900
0,095
166
Forti
Qmax=Sb*(2,35+500/(Sb+125)+0,5
Iskowski
Q=K*m*h*Sb
K
m
h
Q max
Pagina 21 di 27
1
7
1
m 3/s
241
I dati di portata forniti da queste formule sono a volte superiori a quelli ottenuti con i criteri previsti
dal PAI, in quanto di solito sono utilizzate per tempi di ritorno più lunghi rispetto a quelli ricavati
con i metodi ed inoltre la loro regionalizzazione si riferisce a bacini imbriferi molto più vasti e quindi
con condizioni di precipitazione diverse da quelle ottenibili con la regionalizzazione del PAI
2.14
Massima portata al colmo utilizzata per le verifiche della sezione dell’opera di presa
e della sezione di scarico.
Il calcolo eseguito è molto cautelativo in quanto si basa su un tempo di ritorno di 200 anni quando
per la zona non essendoci abitazioni in particolare nella zona dell’opera di presa si sarebbe potuto
anche considerare solo un tempo di ritorno di 100 anni. I due metodi di calcolo previsti dal PAI
forniscono dei dati congruenti; in particolare risulta leggermente più elevato il valore ottenuto con il
metodo S.C.S. ,per cui per le verifiche della sezione della traversa e per la sezione di scarico e per
il dimensionamento delle opere, si adotta ai fini cautelativi la portata maggiore ottenuta fra i due
metodi ossia:
Qcolmo = 300 m3/s
3
VELOCITÀ CRITICA DELLA VENA D’ACQUA IN CONDIZIONI DI MASSIMA PIENA E
CAPACITÀ DI EROSIONE ALVEO.
In genere si definisce stabile un fondo di alveo e sue sponde quando non si ha spostamento degli
elementi litoidi che lo costituiscono.
La condizione di inizio del movimento di questi elementi definisce il limite di stabilità del
rivestimento.
La tensione tangenziale che viene esercitata sul fondo è:
τb = γ w * y *i
Dove:
γw
= peso specifico dell’acqua
y
= profondità della vena d’acqua
i
= pendenza del fondo alveo.
Considerando un ciottolo di diametro equivalente uguale al diametro medio dm del pietrame di
fondo (cioè il diametro del vaglio che consente il passaggio del 50% in peso del materiale litoide
che costituisce il rivestimento dell’alveo) si definisce il coefficiente di Shields ( C ) la grandezza
dimensionale:
C=
τc
(γ s − γ w ) * dm
Dove :
τc
γs
= tensione tangenziale di trascinamento nella situazione critica di inizio movimento
= peso specifico dell’inerte.
Pagina 22 di 27
La tensione tangenziale di trascinamento esercitata sul fondo dalla vena d’acqua nella situazione
critica di inizio movimento vale dunque
τ c = C * (γ s − γ w ) * dm
I fondo risulta stabile se se è verificata la disuguaglianza
τb ≤τc
Con controllo delle deformazioni si ammette
τ b ≤ 1,2 *τ c
Il coefficiente di Shields per il pietrame sciolto vale circa C=0,047
È di uso corrente valutare la stabilità del rivestimento facendo riferimento alla velocità (velocità
media della corrente nella sezione in esame).
Mentre la tensione tangenziale è da sola sufficiente a definire la condizione di stabilità, la velocità
critica, per un dato rivestimento, dipende anche dalla profondità della vena d’acqua y.
Infatti la velocità e la profondità sono legate fra loro e con la tensione tangenziale dalla :
τ b = γ w * n2 *
Dove:
τb
γw
n
V
i
R
V2
= γ w * y *i
R1 / 3
= tensione tangenziale che viene esercitata sulle pareti
= peso specifico dell’acqua
= coefficiente di Manning
= velocità media dell’acqua
= pendenza del fondo alveo
= raggio idraulico della sezione idraulica
La velocità limite per cui non si ha movimento di fondo è:
V =
τ b * R1 / 3
γ w * n2
La verifica è stata condotta in tutti i punti caratteristici dell’impianto, in particolare zona dell’opera di
presa, zona di attraversamento del fondo alveo della condotta forzata, zona di scarico della
centrale.
I risultati sono riportati nella tabella seguente:
Per la sezione nella zona di presa il risultato del calcolo è riportato nella tabella seguente:
Pagina 23 di 27
Tabella n. 12 -
Effetto erosivo vena d’acqua
Sezione di monte
località opera di presa
Verifica delle condizioni di stabilità all'erosione dell' alveo
Sezione di monte
località opera di presa
Portata massima nella sezione
Raggio idraulico della sezione in verifica
Coefficiente di Manning
Peso specifico dell'acqua
Peso specifico dell'inerte
Profondità della vena d'acqua
pendenza del fondo alveo
Dimensioni minima dei massi rilevati come parallelepipedo
Volume medio dei massi
Diametro medio dei massi costituenti l'aveo
dm=(6*vm /π)(1/3)
da vm = 1/6*π*dm3
m3/s
m
Qmax
R
n
γw
γs
y
i
l
vm
kg/m3
kg/m3
m
m/m
m
m3
dm
m
300,00
1,70
0,02
1.000,00
1.900,00
2,20
0,01
0,30
0,20
0,73
Coefficiente di Shields
C
0,05
Tensione tangenziale critica di trascinamento o resistente
τc=C*(γs-γw)*dm
τc
kg/m2
30,69
Tensione tangenziale esercitata sul fondo e sulle sponde
τb=γw*y*i
τb
kg/m2
22,00
Verifica
τb<tc
verificato
non si ha deformazione se
τb<1,2*τc
τb<1,2*τc ossia
τc/τb>1,2
τc/τb
1,40
La velocità limite per cui non si ha movimento è
V=(τb*R1/3/(γw*n2))1/2
V
m/s
9,00
Velocità massima raggiunta nella sezione
Vmax
m/s
4,00
Dal punto di vista della capacità di erosione della vena della piena risulta che il rivestimento
spondale deve essere di una dimensione adeguata. Si segnala che per entrambi le sezioni
dovranno essere usati massi di lato non inferiore al 0,80 m e di forma cubica per evitare
scalzamenti oppure massi di peso non inferiore 10-12 ql .
Occorre inoltre sistemare le opere in modo che idraulicamente l’acqua sia sempre ben
accompagnata a defluire evitando spigoli netti e variazioni di pendenza brusche.
Pagina 24 di 27
sul lato sinistro della sponda esiste un rivestimento protettivo della strada provinciale di in
calcestruzzo armato in grado di resistere all’erosione in maniera sicura sulla sponda destra si
renderà necessario proteggere la bocca di derivazione con una scogliera adatta.
La velocità massima della vena d’acqua in zona è risultata essere dell’ordine di 4 m/s quindi
inferiore alla capacità erosiva del calcestruzzo armato.
4
VERIFICA IDRAULICA DELLA SEZIONE DELLA TRAVERSA ANNESSA ALL’OPERA DI
DERIVAZIONE
Si considera che la durabilità dell’opera sia da prevedere per piene con tempo di ritorno 200 anni e
comunque che esse siano robuste da essere in grado di resistere eventualmente anche a
sollecitazioni maggiori di quelle per cui sono progettate e questo anche nel caso dovessero essere
sommerse dal flusso dell’acqua.
La verifica si basa sulla geometria rilevata in sito e si tratta di determinare la portata che può
transitare sopra le luci delle traverse e quanto incidano durante la piena come sopralzo della vena
d’acqua sul fondo alveo.
Si parte dall’ipotesi che la modifica dell’alveo consista esclusivamente in un leggero sopralzo sul
fondo alveo realizzando una tura con sezione a forma Creager ma senza restringere la larghezza
attuale dell’alveo anzi migliorandone la protezione spondale sia a monte che a valle della traversa
con sistemi che mantengono indicativamente il valore della scabrezza naturale.
L’analisi dell’effetto della traversa nella sezione individuata in progetto si effettua con una analisi
del flusso di acqua in condizioni di moto uniforme, permanente e canale a sezione regolare
trapezoidale questo primo approccio è giustificato dal fatto che la geometria dell’alveo è molto
regolare non ci sono variazioni di sezione su tutta la zona ed inoltre non esistono possibilità di
accumulo di acqua significative rapportate ai volumi di portata in gioco.
Metodi più complessi come Hec-Ras ecc. in ambiente torrentizio forniscono sovente risultati non
migliori di un sistema in moto uniforme perché possono prendere in considerazione variabilità di
coefficienti idraulici in maniera più puntuale.
L’effetto di sopralzo sulla vena di acqua generato dalla traversa si analizza con moto permanente
di flusso su soglia alla Creager in quanto si prescrive che essa sia così progettata.
Per il moto in condizioni di alveo senza tura si usa pertanto la formula di Manning:
Q = (1/n ) * A R2/3 i1/2
dove:
A = h * (B + p * h)
area della sezione;
C = B + 2 * h *(1 + p2)1/2
contorno bagnato della sezione
R=A/C
raggio idraulico medio della sezione
Q
portata defluente
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n
coefficiente di scabrezza pareti in calcestruzzo
Per il deflusso su soglia Creager si usa la relazione che segue, la quale risolta indirettamente
fornisce l’altezza d’acqua sulla traversa.
Q=B*h*c*(2*g*(h+V2/(2*g)) (1/2)
Si adotta un coefficiente n=0,50
5.1
Verifica della sezione della traversa.
Come riferito in precedenza la traversa è costituita da una soglia con profilo Creager
i
pendenza del fondo dell’alveo
2
%
B
larghezza della sezione bagnata
25,7 m
Qmax
Portata massima di progetto TR200 anni
300
m3/s
Figura 3 – Verifica della sezione di imposta della traversa
Impianto di:
Torrente Casotto
Opera:
Traversa di derivazione
Verifica idraulica del livello raggiunto dalla vena d'acqua sulla soglia della traversa
Tipo di soglia adottato: soglia Creager
Q. scoliera m s.m.
q.m.s.m.
∆h=
542,90
0,45
h0=
2,10
V=
0,00
pi =
1,60
4,00
h0' = 0,88 h0 =
q m s.m.
pf=
543,35
1,848
540,80
H scogliera in progetto =
4,15
Qmax200=
Q.alveo m s.m.=
539,2
Incremento di altezza della vena d'acqua
∆h0
m
0,10
Luce della soglia sfiorante
L
m
25,74
Coefficiente di efflusso
Cq
m
0,75
Portata:
Q= Cq*L*h0*(2*9.81*(h0+V2/(2*g)))0.5
Velocità in arrivo
Qmax 200
V
m/s
300
4,00
Altezza cinetica della vena d'acqua
hcin=V2/(2*g)
hcin
m
0,82
Pagina 26 di 27
3
305,39 m /s
5.2
Determinazione della curva di rigurgito a monte della traversa
La sezione dell’alveo del torrente si presenta particolarmente regolare con una larghezza media di
25,74 m ed una tendenza all’allargamento nella zona di esecuzione della traversa ove raggiunge
la larghezza di 29 m ed oltre e prosegue poi a valle con la stessa larghezza per alcune decine di
metri.
In considerazione del fatto che l’alveo si presenta di sezione molto regolare e la capacità di invaso
a tergo della traversa è molto ridotto si procede in prima approssimazione alla determinazione del
profilo di rigurgito con metodi analitici semplici ma sufficienti a definire le caratteristiche della vena
d’acqua in condizioni di massima piena.
Verifiche in condizioni di moto uniforme indicano che per le portate di massima piena Tr 200 anni
localmente nella zona dell’impianto e nella zona a monte non dovrebbero essere presenti
esondazioni oltre le sponde dell’alveo attuale.
L’inserimento della traversa crea localmente un sopralzo della vena d’acqua che richiede un
controllo dei livelli delle scogliere di contenimento con un sopralzo che è stato rilevato nel punto in
corrispondenza della traversa essere al massimo di 2,10 m Il calcolo dimostrativo è riportato nella
relazione idraulica (verifica idraulica n. 2).
6
VERIFICA DELLA SEZIONE DEL TORRENTE NELLA ZONA DELLO SCARICO DELLA
CENTRALE.
In questa zona non sarà apportato alcuna variazione alla sezione dell’alveo sarà solo un muro in
pietra asciutta dal lato scarico centrale al fine di consolidare lo scavo per la posa del condotto di
scarico
La portata massima di esercizio della centralina è stata assunta pari a 5 m3/s mentre la portata
massima è stimata in 300 m3/s; per cui il rapporto della portate dimostra l’ininfluenza della portata
di scarico della centralina.
7
CONCLUSIONI
-Relativamente alla derivazione in oggetto il calcolo evidenzia che per il deflusso della portata
massima di 300 m3/s sulla traversa mantenuta della stessa larghezza della sezione naturale
l’altezza della vena d’acqua sulla traversa sarà di 2,10 m per cui in realtà la sponda di protezione
in destra dovrà essere sopralzata rispetto alla sommità della traversa di almeno 2,50 m . sulla
sponda sinistra la sponda di sostegno della strada è di circa 4 m quindi abbondantemente
superiore al massimo livello raggiunto durante la massima piena.
Occorre inoltre che la sponda in destra sia a monte che a valle dell’opera di presa sia ben
immorsate nel suolo per evitare rischi di scalzamenti dell’opera stessa e soprattutto contribuiscano
a convogliare bene la corrente d’acqua e materiali solidi da essa trasportati verso la sezione della
traversa.
-Occorre inoltre che la pendenza della soglia a valle della traversa sia opportunamente
regolarizzata e rinforzata con massi in grado di modellare la scabrezza dell’alveo naturale.
-Occorre sistemare le opere in modo che idraulicamente l’acqua sia sempre ben accompagnata a
defluire evitando spigoli netti e variazioni di pendenza brusche.
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3 relazione - Provincia di Cuneo

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