ID01 IDR RE A Relazione idrologico idraulica · In ragione di quanto detto, il progetto prevede la...
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INDICE
1. PREMESSA...............................................................................................................................................2
2. DESCRIZIONE DEL SISTEMA DI DRENAGGIO E PRESIDIO IDRAULICO DELL’INFRASTRUTTURA.
...............................................................................................................................................................3
3. NORMATIVA DI RIFERIMENTO...............................................................................................................5
4. CRITERI PER IL CALCOLO DELLE PORTATE DI PROGETTO ............................................................7
4.1. Definizione delle curve di possibilità pluviometrica ................................................................................7
4.2. Metodologia di calcolo delle portate di progetto: il metodo razionale ..................................................10
4.2.1. Coefficiente di deflusso ................................................................................................................10
4.2.2. Tempo di corrivazione ..................................................................................................................12
5. DIMENSIONAMENTO E VERIFICA IDRAULICA DELLE OPERE COSTITUENTI IL SISTEMA DI
DRENAGGIO E PRESIDIO IDRAULICO DELL’INFRASTRUTTURA....................................................14
5.1. Dispositivi idraulici................................................................................................................................14
5.1.1. Fossi di guardia ............................................................................................................................14
5.1.2. Tombini di raccordo dei fossi di guardia.......................................................................................15
5.1.3. Cunette alla francese ...................................................................................................................15
5.2. Vasca di trattamento delle acque di prima pioggia ..............................................................................16
5.2.1. Separazione delle portate di prima pioggia da quelle di seconda pioggia....................................16
5.2.2. Sedimentazione............................................................................................................................17
5.2.3. Disoleazione.................................................................................................................................18
6. SCARICO NEL FOSSO AFFLUENTE DELLA CAVA FONTANA..........................................................20
6.1. Definizione della quantità d'acqua da scaricare e della velocità d'immissione ....................................20
6.2. Verifica della sezione idraulica del fosso affluente della Cava Fontana ..............................................21
6.2.1. Premessa .....................................................................................................................................21
6.2.2. Portate di verifica..........................................................................................................................21
6.2.3. Modello di calcolo.........................................................................................................................23
6.2.4. Risultato delle elaborazioni...........................................................................................................24
6.3. Verifica delle condizioni d'incipiente erosione......................................................................................24
6.3.1. Verifica delle velocità al contatto ..................................................................................................26
6.3.2. Soluzioni tecniche adottate per la protezione del fondo alveo .....................................................27
ALLEGATO 1: ALTEZZE DI PIOGGIA REGISTRATE DAL PLUVIOGRAFO DI RAGUSA NEL PERIODO
1931 - 2005.......................................................................................................................................................29
ALLEGATO 2: MODELLO PER LA SIMULAZIONE DEL MOTO PERMANENTE.........................................30
ALLEGATO 3: TABULATI DI CALCOLO MODELLAZIONE IDRAULICA .....................................................33
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1. PREMESSA
Scopo della presente relazione è la descrizione, il dimensionamento e la verifica delle opere
idrauliche connesse al progetto definitivo dei “Lavori di rettifica plano-altimetrica del tracciato della
S.P.60 “Ragusa – Malavita – S.Croce” dal km 13+100 al km 15+500”.
La viabilità oggetto dell’intervento è posta in un’area subcollinare caratterizzata da andamento
degradante in direzione Sud-Ovest a debole pendenza (dell’ordine del 5%), occupata da aree
agricole.
Il tracciato si sviluppa all’interno del bacino di un fosso affluente della Cava Fontana, in prossimità
(circa 200 m) della linea di spartiacque con il bacino del Torrente Petraro.
La viabilità non interferisce in alcun punto con il reticolo idrografico e pertanto la progettazione
idrologica e idraulica è incentrata esclusivamente sul sistema di drenaggio a servizio
dell’infrastruttura.
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2. DESCRIZIONE DEL SISTEMA DI DRENAGGIO E PRESIDIO IDRAULICO
DELL’INFRASTRUTTURA
Nell’ambito della progettazione stradale è essenziale definire le modalità di raccolta, controllo e
smaltimento delle acque derivanti dalla piattaforma stradale.
Le acque drenate dalla pavimentazione stradale, specie nei primi minuti di precipitazione (first
flush), rimuovono, in quantità variabili con la combinazione di diversi fattori, le sostanze ivi
depositate a causa di:
• esercizio della strada (carburanti incombusti, detriti di pneumatici, gocciolamento di
sostanze detergenti e anticongelanti, abrasione di conglomerato bituminoso, ecc….) e alla
sua manutenzione (vernici per demarcazione segnaletica orizzontale, sostanze chimiche
utilizzate per la pulizia dei segnali verticali);
• eventi accidentali (dispersione sostanze solubili e insolubili in acqua, liquidi infiammabili,
ecc);
• altri fattori inquinanti: resti di materiali da costruzione (inerti, cementi, …), depositi di
componenti di vegetazione (fogliame, residui dello sfalcio dell’erba, pollini), escrementi,
resti di animali morti, ecc.
Il manto stradale trasferisce alle acque di dilavamento, dunque, sia materiale organico in buona
parte biodegradabile (oli e grassi, alcani, alcheni,...) ma contenente una piccola frazione a
lentissima degradabilità e di alta pericolosità ambientale (Idrocarburi policiclici aromatici, furani,…),
sia notevoli quantità di solidi inerti (sali inorganici di varia natura), nutrienti (azoto e fosforo) e
metalli pesanti.
Il Dipartimento Regionale Territorio e Ambiente – Servizio 2 - V.A.S. - V.I.A., nel parere di
assoggettabilità del progetto alla procedura di impatto ambientale ex art. 5 del DPR 12/04/96, ha
prescritto che “nelle canalette di allontanamento delle acque meteoriche dalla sede stradale, prima
dello sversamento nei corpi riceventi, dovranno essere previsti dei trattamenti di dissabbiatura e
disoleazione i cui residui dovranno essere periodicamente smaltiti”.
In ragione di quanto detto, il progetto prevede la realizzazione di un sistema di drenaggio e
presidio idraulico di tipo chiuso.
Lungo l’intero intervento è previsto un collettore in destra costituito da un fosso rivestito a sezione
trapezia di dimensioni 0.75x0.75 m (ad eccezione del tratto iniziale in cui è disposto un fosso
0.50x0.50 m) che svolge la funzione sia di raccolta delle acque di piattaforma che di quelle
proveniente dall’area agricola a monte della viabilità. Per la raccolta delle acque di piattaforma,
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oltre al suddetto fosso, è previsto un fosso in sinistra, rivestito, a sezione trapezia, di dimensioni
0.30x0.30 m, che recapita le acque nel fosso maggiore di monte mediante tombini in PVC.
Nei punti di accesso delle proprietà private e di innesto delle viabilità, al fine di garantire la
continuità della rete di fossi, sono previsti tombini circolari (in PVC per i diametri minori ed in cls
per quelli maggiori) che saranno opportunamente calottati con cls e rete elettrosaldata.
La rete descritta trova esito in una vasca in c.a. per il trattamento delle acque di piattaforma che
svolge, oltre alla funzione di raccolta degli sversamenti accidentali, anche quella di dissabbiatura e
disoleatura delle acque di prima pioggia.
Il manufatto è costituito da un primo comparto dove avviene la separazione delle portate di prima
pioggia da quelle di seconda pioggia (il cui rapporto di diluizione è tale da non richiedere alcun
trattamento) mediante due stramazzi posti a differenti quote.
Le acque di prima pioggia passano quindi ad un secondo comparto, dove avviene la disoleazione
e la sedimentazione.
Vengono inizialmente trattenuti i materiali grossolani per mezzo di una griglia a barre; quindi
l’acqua passa attraverso una parete forata con condotti di diametro 20 cm, così da dissipare la
sua energia.
La portata transitante percorre la vasca, consentendo la sedimentazione dei materiali solidi e la
flottazione degli olii, defluisce al di sotto del setto finale che consente la trattenuta dei materiali
galleggianti e giunge al comparto di scarico per mezzo di uno sfioratore.
Il volume compreso fra il bordo inferiore del setto e lo sfioratore in uscita è a disposizione degli oli
di prima pioggia, che quindi, in assenza di sversamenti, possono essere allontanati con cadenza
anche di qualche mese.
In caso di evento accidentale con sversamento di liquidi pericolosi, questi saranno isolati all’interno
della vasca, garantendo questa un volume di trattenuta di 89 mc, quasi doppio rispetto a quello di
una grande autocisterna (45.000 l), così da tenere in conto della possibile concomitanza di un
evento meteorico; gli sversamenti andranno allontanati subito dopo il verificarsi dell’incidente così
da ristabilire il corretto volume utile alla trattenuta degli olii.
Le acque di seconda pioggia e quelle trattate sono recapitate, infine, ad un fosso affluente della
Cava Fontana, mediante un collettore in cls di diametro interno 1000 mm che corre per circa 300
m lungo il confine di due proprietà, senza attraversare le stesse.
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3. NORMATIVA DI RIFERIMENTO
La Normativa italiana in materia di tutela delle acque non definisce in modo univoco le acque di
dilavamento dalla superficie stradale e, in generale, l’inquinamento diffuso; secondo il Decreto
Legislativo 3 aprile 2006 n.152 “Codice dell’Ambiente” (Parte terza – “Norme in materia di difesa
del suolo e lotta alla desertificazione, di tutela delle acque dall’inquinamento e di gestione delle
risorse idriche”) le acque meteoriche restituite al reticolo idrografico devono rispettare determinati
limiti qualitativi e comunque non devono determinare situazioni tali da peggiorare la qualità dei
corpi idrici recettori; per talune applicazioni, come nel caso di piazzali di attività produttive, è
espressamente richiesto dalla Normativa il rispetto della Tabella 3 – All. 5 Parte III DL 152/06
relativamente allo scarico in acque superficiali e della Tabella 4 se lo scarico è sul suolo.
L’Art.113 “Acque meteoriche di dilavamento e acque di prima pioggia” del D.L. 152/06 stabilisce
che:
1. Ai fini della prevenzione di rischi idraulici ed ambientali, le regioni disciplinano:
a) le forme di controllo degli scarichi di acque meteoriche di dilavamento provenienti da reti
fognarie separate;
b) i casi in cui può essere richiesto che le immissioni delle acque meteoriche di
dilavamento, effettuate tramite altre condotte separate, siano sottoposte a particolari
prescrizioni, ivi compresa l'eventuale autorizzazione.
2. Le acque meteoriche non disciplinate ai sensi del comma precedente non sono soggette a
vincoli o prescrizioni derivanti dal presente decreto.
3. Le regioni disciplinano altresì i casi in cui può essere richiesto che le acque di prima
pioggia e di lavaggio delle aree esterne siano convogliate e opportunamente trattate in
impianti di depurazione per particolari ipotesi nelle quali, in relazione alle attività svolte, vi
sia il rischio di dilavamento dalle superfici impermeabili scoperte di sostanze pericolose o di
sostanze che creano pregiudizio per il raggiungimento degli obiettivi di qualità dei corpi
idrici.
4. E' comunque vietato lo scarico o l'immissione diretta di acque meteoriche nelle acque
sotterranee.
Alle Regioni spetta, quindi, il compito di disciplinare i casi in cui può essere richiesto che le acque
di prima pioggia e di lavaggio di aree esterne siano canalizzate ed opportunamente trattate e la
definizione stessa dei parametri tecnici per la valutazione e quantificazione delle acque di prima
pioggia.
Al momento della redazione del presente progetto, la Regione Sicilia non ha emanato una
specifica Direttiva concernente le acque di prima pioggia.
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Come visto nel paragrafo precedente, si prevede di dotare, comunque, l’intera infrastruttura di un
sistema di raccolta, trattamento e smaltimento delle acque di piattaforma di tipo chiuso, in accordo
a quanto prescritto dal Dipartimento Regionale Territorio e Ambiente – Servizio 2 - V.A.S. - V.I.A..
Nel dimensionamento del sistema di raccolta e trattamento delle acque di piattaforma si sono
presi a riferimento regolamenti emanati da altre regioni italiane (ad esempio Regione Lombardia -
Regolamento Regionale del 24 marzo 2006 n. 4 “Disciplina dello smaltimento delle acque di prima
pioggia e di lavaggio delle aree esterne, in attuazione dell' articolo 52, comma 1, lettera a) della
legge regionale 12 dicembre 2003, n. 26”- BURL del 28 marzo 2006 n. 13; Regione Emilia –
Romagna - Deliberazione della Giunta Regionale 14 febbraio 2005, n.286 “Direttiva concernente
indirizzi per la gestione delle acque di prima pioggia e di lavaggio da aree esterne (art.39, DLgs 11
maggio 1999, n.152)”; Regione Emilia - Romagna - Deliberazione della Giunta Regionale 18
dicembre 2006, n.1860 “Linee guida di indirizzo per la gestione delle acque meteoriche di
dilavamento e acque di prima pioggia in attuazione della Deliberazione G.R. N.286 del
14/02/2005”), i quali sono tutti concordi nel definire “acque meteoriche di prima pioggia le acque
corrispondenti, per ogni evento meteorico, ad una precipitazione di 5 mm uniformemente
distribuita sull’intera superficie scolante servita dalla rete di drenaggio; ai fini del calcolo delle
portate si stabilisce che tale valore si verifichi in 15 minuti”.
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4. CRITERI PER IL CALCOLO DELLE PORTATE DI PROGETTO
4.1. Definizione delle curve di possibilità pluviometrica
La caratterizzazione pluviometrica del territorio in esame, utile alla stima delle portate di progetto,
è stata condotta mediante regolarizzazione statistica delle massime altezze di pioggia registrate
dalla stazione pluviografica di Ragusa, nel periodo compreso tra il 1931 ed il 2005, per durate pari
a 1, 3, 6, 12 e 24 ore (vedi Allegato 1); sono disponibili i dati relativi a 61 anni di registrazione.
Il metodo utilizzato può essere riassunto nei seguenti passi:
a) ordinamento delle altezze di pioggia, corrispondenti a ciascuna durata, in senso decrescente;
b) regolarizzazione delle curve così ottenute mediante il metodo dei minimi quadrati, assumendo
una relazione tra altezza di pioggia h e durata della precipitazione t del tipo
h = a t n
In base a tale assunzione, la funzione da minimizzare Ψ è data da
( )∑∑= =
=−−=ΨN
i
M
j
jiij tnah1 1
2minlogloglog
dove i pedici i e j identificano le grandezze relative al singolo caso critico (i = 1,…,N) ed alla
generica durata (j = 1,…,M).
Dalla risoluzione di questo problema di minimo si ottiene l’espressione necessaria alla
definizione del parametro n e dei corrispondenti parametri ai.
( )
( )∑
∑∑
=
= =
−
−
=M
j
j
N
i
M
j
ijj
tN
ht
n
1
2
1 1
loglog
logloglog
τ
τ
dove log τ è il valor medio delle grandezze log tj
τlogloglog nHa ii −=
dove log Hi è il valor medio delle grandezze log hij, relative all’ordine i.
8
Il parametro “n” risulta, nel caso in studio, pari a 0.246.
c) definizione del parametro “a” in corrispondenza di diversi tempi di ritorno Tr (10, 20, 25, 50, 100,
200, 500 anni), adottando una distribuzione di probabilità di Gumbel
P(a) = exp(-exp(-α(a-β)))
dove i parametri della distribuzione sono valutati mediante il metodo dei momenti
α = 1.2825 / σ
β = µ – 0.45006 σ
con σ = scarto quadratico medio dei valori ai
µ = media dei valori ai
La relazione tra a ed il tempo di ritorno Tr è dunque data dalla seguente espressione:
−−−=
r
rT
Ta1
1lnln1
)(α
β
Nel caso in esame sono stati ottenuti i seguenti risultati:
σ µ α β
11.329 33.086 0.113 27.987
Tr (anni) 10 20 25 50 100 200 500
a (mm/ore-n
) 47.866 54.225 56.242 62.455 68.623 74.768 82.876
d) definizione delle curve di caso critico per durate inferiori ad 1 ora;
Le elaborazioni statistiche precedentemente descritte sono state condotte su dati di pioggia con
durata compresa tra 1 e 24 ore e, dunque, i risultati sono utilizzabili, a rigore, solamente entro
questo campo di intervalli temporali. Per durate di pioggia inferiori ad 1 ora sono allora presi a
riferimento i risultati della pubblicazione “Una espressione monomia della curva di probabilità
pluviometrica per durate inferiori all'ora, valida nel territorio siciliano” (Ferreri G. B. e Ferro V. –
1989 - Bollettino dell'Ordine degli Ingegneri della provincia di Palermo, n. 1-2, pp. 49-53.).
Tale studio fornisce la seguente espressione la seguente espressione per il calcolo delle
piogge di durata t inferiore ad 1 ora:
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h(T) = a(T) t 0.386
A conclusione del paragrafo si riportano i risultati delle elaborazioni e la rappresentazione grafica
delle curve di possibilità pluviometrica.
Tr a n (t < 1 ora) n (t ≥ 1 ora)
( anni ) ( mm/ore-n
) ( - ) ( - )
10 47.866 0.386 0.246
20 54.225 0.386 0.246
25 56.242 0.386 0.246
50 62.455 0.386 0.246
100 68.623 0.386 0.246
200 74.768 0.386 0.246
500 82.876 0.386 0.246
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24
h (
mm
)
t (h)
hTr 500 hTr 200 hTr 100 hTr 50 hTr 25 hTr 20 hTr 10
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4.2. Metodologia di calcolo delle portate di progetto: il metodo razionale
Per la stima delle portate al colmo di piena necessaria per il dimensionamento del sistema di
drenaggio e presidio idraulico è stato utilizzato il metodo razionale, considerando eventi
caratterizzati da tempo di ritorno pari a 25 anni.
Alla base di tale procedura vi sono le seguenti assunzioni:
- la massima piena avviene per precipitazioni meteoriche con durata pari al tempo di
corrivazione del bacino;
- il picco di piena ha il medesimo tempo di ritorno della precipitazione che lo ha generato;
- la formazione delle piene ed il suo trasferimento lungo il reticolo idrografico avviene senza la
formazione di invasi significativi; nel caso si formino invasi significativi il colmo di piena
calcolato con questa metodologia sarà sovrastimato.
La portata al colmo di piena è espressa dalla formula:
)/(6,3
3sm
t
chSQ
c
=
dove:
c = coefficiente di deflusso del bacino;
h = altezza massima di pioggia per una durata pari al tempo di corrivazione (mm);
S = superficie del bacino (km2);
tc = tempo di corrivazione del bacino (ore).
4.2.1. Coefficiente di deflusso
Per la determinazione del coefficiente di deflusso C è stato utilizzato il metodo di Kennesey,
secondo cui tale parametro idrologico è influenzato sia dai fattori climatici quali piovosità e
temperatura sia dalle caratteristiche fisiografiche del bacino (acclività, copertura vegetale e
permeabilità).
In sintesi il metodo presuppone che il calcolo del coefficiente di deflusso medio di un bacino sia la
somma di tre componenti (ca, cv, cp), in riferimento all’acclività media, alla tipologia di copertura
vegetale ed alla permeabilità; i valori medi inoltre variano in funzione di un indice detto di aridità
che tiene conto delle condizioni di imbibizione del terreno.
vap cccc ++=
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Tabella 4.1: Coefficienti metodo di Kennesey
< 25 25 - 40 > 40
Ca - Acclività
1) > 35% 0.22 0.26 0.30
2) 35% - 10% 0.12 0.16 0.20
3) 10% - 3.5% 0.01 0.03 0.05
4) < 3.5% 0.00 0.01 0.03
Cp - Permeabilità
1) Molto bassa 0.21 0.26 0.30
2) Bassa 0.16 0.21 0.25
3) Mediocre 0.12 0.16 0.20
4) Buona 0.06 0.08 0.10
5) Elevata 0.03 0.04 0.05
Cv - Vegetazione
1) Roccia nuda 0.26 0.28 0.30
2) Pascoli 0.17 0.21 0.25
3) Colture e arbusti 0.07 0.11 0.15
4) Bosco d'alto fusto 0.03 0.04 0.05
Indice aridità
Come già evidenziato in premessa, il bacino a monte della viabilità è costituito da una zona sub-
collinare caratterizzata da andamento degradante in direzione Sud-Ovest a debole pendenza
(dell’ordine del 5%), occupata da aree agricole.
Per l’assegnazione della classe di permeabilità è stata analizzata la “Carta litologica” contenuta nel
“Piano Stralcio di Bacino per l'Assetto Idrogeologico (P.A.I.) - Bacino Idrografico del Fiume Ippari
ed aree comprese tra il bacino del F. Acate-Dirillo e il bacino del F. Irminio”, a cura dell’Autorità di
Bacino della Regione Sicilia (2005). Il territorio in esame è costituito da calcari marnosi, i quali
sono caratterizzati da una buona permeabilità.
Al fine di valutare l’indice di aridità è stato utilizzato il metodo di De Martonne, secondo cui:
2
10
12
10 ++
+= t
p
T
P
I a
dove:
P = afflusso medio annuo (mm);
T = temperatura media annua (°C);
p = precipitazione del mese più arido (mm);
t = temperatura del mese più arido (°C).
Il calcolo dell’indice di aridità dell’area è stato effettuato mediante l’elaborazione dei dati
pluviometrici e termometrici della stazione di Ragusa, registrati nel periodo 1961 - 1997.
12
Tabella 4.2: indice di aridità secondo metodo di De Martonne – stazione di Ragusa - periodo 1961-
1997 (fonte: Istituto idrografico Palermo)
T media P
(°C) (mm)
1 9.5 96.29
2 9.9 74.29
3 11.8 54.48
4 14.4 45.04
5 19.0 21.05
6 23.5 9.26 Mese più arido
7 26.4 9.65
8 26.5 20.76
9 22.9 41.64
10 18.4 85.01
11 14.3 72.98
12 10.8 101.36
Anno 17.3 631.81
Ia 13.24 < 25
Mese
Il coefficiente di deflusso dell’area agricola a monte della viabilità in progetto è, dunque, pari a
0.14.
Ia < 25
Ca - Acclività 10% - 3.5% 0.01
Cp - Permeabilità Buona 0.06
Cv - Vegetazione Colture e arbusti 0.07
0.14C
Per la piattaforma stradale si assume, invece, un coefficiente di deflusso pari a 1.00.
4.2.2. Tempo di corrivazione
Il tempo di corrivazione è determinato, facendo riferimento al percorso idraulico più lungo fino alla
sezione di chiusura considerata, mediante la relazione:
rac ttt += [ore]
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con
• ta = tempo di accesso alla rete;
• ∑⋅
=i i
i
rV
Lt
3600 = tempo di rete, pari alla somma dei tempi di percorrenza di ogni
singola canalizzazione seguendo il percorso idraulico più lungo.
Il tempo di accesso alla rete delle acque provenienti dall’area agricola a monte della viabilità in
progetto è valutato mediante la relazione di Viparelli 36001⋅
==L
v
Lta [ore] in cui L è la lunghezza
del percorso idraulico più lungo necessario perché l’acqua meteorica raggiunga l’estremo di monte
della rete dei fossi di guardia. L’avere assunto una velocità di corrivazione pari a 1 m/s risulta
essere fortemente cautelativo in quanto trattasi di un deflusso diffuso.
Per le acque di piattaforma il tempo di accesso alla rete è assunto pari a 5 minuti, come da pratica
progettuale.
Il tempo di rete è calcolato, in prima approssimazione, considerando una velocità di scorrimento
Vi=1.00 m/s; in base a tale valore si calcola la portata. Si può quindi determinare, in moto uniforme
(vedi par. 5.1), la velocità di scorrimento del collettore così da calcolare un nuovo tempo di rete.
Tale procedura iterativa ha termine quando le differenze tra i risultati relativi a due passi successivi
sono trascurabili.
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5. DIMENSIONAMENTO E VERIFICA IDRAULICA DELLE OPERE COSTITUENTI IL
SISTEMA DI DRENAGGIO E PRESIDIO IDRAULICO DELL’INFRASTRUTTURA
5.1. Dispositivi idraulici
Il dimensionamento e la verifica dei dispositivi costituenti la rete di drenaggio sono state condotte
mediante l’approccio in moto uniforme di Chezy basato sull’equazione di seguito riportata,
risolvibile per via iterativa una volta noti i dati fondamentali di progetto:
)/( 321
32
smAiRKQ Hs=
dove:
Q = portata di progetto (m3/s);
sK = coefficiente di scabrezza di Gauckler-Strickler (m1/3
/s);
A = area della sezione bagnata (m2);
HR = raggio idraulico (m);
i = pendenza motrice coincidente con la pendenza del fondo (m/m).
Il coefficiente di scabrezza di Gauckler-Strickler è stato assunto pari a:
- 80 m1/3
/s per tutti i manufatti realizzati in cls (fossi di guardia rivestiti, cunette francesi, tombini
di raccordo dei fossi di guardia);
- 100 m1/3
/s per le tubazioni in PVC.
Si riportano nelle tabelle di seguito riportate le verifiche idrauliche dei diversi elementi costituenti la
rete in progetto, relativamente ai tratti maggiormente sollecitati. Si può notare che il grado di
riempimento risulta sempre inferiore all’80%.
5.1.1. Fossi di guardia
Fossi di guardia 30 x 30
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
SX 460.00 1085.00 0.0040 0.0019 0.08 0.06 0.14 62.455 0.386 28.90 249.53 0.035 0.17 3.23 55.50
SX 1920.00 2430.00 0.0028 0.0015 0.08 0.06 0.14 62.455 0.386 28.98 173.43 0.025 0.15 2.60 50.00
15
Fossi di guardia 50 x 50
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
DX 0.00 430.00 0.0024 0.0767 0.21 0.00 0.21 62.455 0.386 33.53 586.19 0.010 0.30 2.51 59.00
Fossi di guardia 75 x 75
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
DX 460.00 1080.00 0.0052 0.3584 0.44 0.00 0.44 62.455 0.386 44.35 1536.22 0.022 0.33 4.25 44.50
DX 1080.00 1360.00 0.0104 0.4476 0.44 0.02 0.46 62.455 0.386 45.02 1978.25 0.023 0.38 4.62 50.50
DX 1360.00 1625.00 0.0123 0.4881 0.44 0.03 0.48 62.455 0.386 45.53 2147.20 0.035 0.35 5.49 47.00
DX 1970.00 2430.00 0.0178 0.6986 0.44 0.07 0.52 62.455 0.386 47.14 2917.10 0.025 0.46 5.29 61.00
5.1.2. Tombini di raccordo dei fossi di guardia
Collettori in PVC
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
DN [mm]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
SX-DX 430.00 430.00 0.0012 0.0013 0.08 0.04 0.12 62.455 0.386 27.62 88.32 0.010 315.00 0.18 1.94 57.00
SX-DX 1085.00 1085.00 0.0040 0.0019 0.08 0.06 0.14 62.455 0.386 29.12 246.45 0.012 400.00 0.28 2.64 69.50
SX-DX 1365.00 1365.00 0.0013 0.0008 0.08 0.03 0.11 62.455 0.386 26.28 93.30 0.010 315.00 0.19 1.96 59.00
SX-DX 1645.00 1645.00 0.0014 0.0008 0.08 0.03 0.11 62.455 0.386 26.28 103.01 0.010 315.00 0.20 2.00 63.00
Collettori in cls
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
DN [mm]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
DX 403.00 415.00 0.0024 0.0728 0.20 0.00 0.20 62.455 0.386 33.20 571.28 0.020 500.00 0.43 3.22 79.50
DX 430.00 460.00 0.0037 0.0767 0.21 0.00 0.21 62.455 0.386 33.53 643.37 0.015 600.00 0.41 3.09 69.00
DX 1285.00 1300.00 0.0101 0.4301 0.44 0.01 0.46 62.455 0.386 44.89 1914.01 0.025 800.00 0.58 4.87 72.50
DX-SX 1430.00 1430.00 0.0178 0.6986 0.44 0.07 0.52 62.455 0.386 47.14 2917.10 0.013 1000.00 0.85 4.12 80.00
SCARICO 0.0207 0.7001 0.44 0.08 0.52 62.455 0.386 47.17 2991.99 0.014 1000.00 0.84 4.28 80.00
5.1.3. Cunette alla francese
Lato
Pr.Iniz. [m]
Pr.Fin. [m]
Bacino piattaforma
stradale [kmq]
Bacino aree
esterne [kmq]
ta [ore]
tr [ore]
tc [ore]
a [mm/ore^n]
n [-]
h [mm]
Q [l/s]
p. long. [m/m]
Tir. Idr. [m]
V [m/s]
G.R. [%]
DX 835.00 1075.00 0.0012 0.0007 0.08 0.03 0.11 62.455 0.386 26.78 83.55 0.042 0.09 2.08 60.00
DX 1635.00 1760.00 0.0012 0.0000 0.08 0.02 0.10 62.455 0.386 25.40 84.52 0.035 0.09 2.05 60.00
16
5.2. Vasca di trattamento delle acque di prima pioggia
Come già detto nel cap. 3, sono da considerarsi “acque meteoriche di prima pioggia le acque
corrispondenti, per ogni evento meteorico, ad una precipitazione di 5 mm uniformemente
distribuita sull’intera superficie scolante servita dalla rete di drenaggio; ai fini del calcolo delle
portate si stabilisce che tale valore si verifichi in 15 minuti”.
La corrispondente intensità di pioggia è dunque pari a 20 mm/h.
Come evidente dalla tabella sottostante la portata di prima pioggia afferente alla vasca in progetto
è pari a circa 660 l/s mentre la portata complessiva, valutata per tempo di ritorno venticinquennale,
è di 2800 l/s.
Bacino
piattaforma
stradale
Bacino
aree
esterne
i Portata
(m2) (m2) (mm/h) (l/s)
20655 700111 84.93 2799.70
20655 700111 20.00 659.28
TOTALE
1° PIOGGIA
Per il dimensionamento della vasca di trattamento della vasca di trattamento delle acque di prima
pioggia sono state condotte le seguenti verifiche nei confronti di:
• separazione delle portate di prima pioggia da quelle di seconda pioggia;
• sedimentazione;
• disoleazione.
Nella vasca di sedimentazione e disoleazione vera e propria, è stato garantito un tempo di
detenzione superiore a 3 minuti ed una velocità massima dell’acqua inferiore a 0.10 m/s, in modo
tale da permettere la separazione delle sostanze sedimentabili e di quelle flottabili.
5.2.1. Separazione delle portate di prima pioggia da quelle di seconda pioggia
Al fine di separare le portate di prima pioggia da quelle di seconda pioggia sono previsti, subito a
valle della condotta di ingresso, due stramazzi di larghezza pari a 3 m. Lo stramazzo che permette
il passaggio delle acque di prima pioggia all’interno della vasca dissabbiatrice e disoleatrice è
caratterizzato da una quota di sfioro di 25 cm inferiore al secondo stramazzo.
La portata effluente da uno stramazzo di larghezza l, caratterizzato da un carico idraulico h sul
ciglio sfiorante (coincidente, per acqua ferma, con il sopraelevamento del pelo libero rispetto al
ciglio sfiorante) è pari a:
17
ghlhQ 245.0=
Nel caso in esame, essendo l pari a 3 m ed h pari a 25 cm, la portata massima effluente prima che
si inneschi il secondo stramazzo è pari a 747.5 l/s, valore superiore alla portata di prima pioggia, la
quale, si ricorda, è pari a 660 l/s.
E’ da sottolineare, infine, che anche lo stramazzo finale della vasca, a valle del setto per la
trattenuta degli olii, ha quota di sfioro di 25 cm inferiore allo stramazzo relativo alle portate di prima
pioggia, cosicché è garantito un funzionamento di quest’ultimo senza effetti di rigurgito.
5.2.2. Sedimentazione
Affinché le particelle solide trasportate dalle acque di piattaforma possano essere trattenute, è
necessario che il tempo di sedimentazione delle stesse sia inferiore a quello di permanenza delle
acque all’interno della vasca.
Poiché la quota massima di ingresso delle particelle è di 2.30 m, il tempo di sedimentazione è pari
a:
[ ]svv
ht
sedsed
sed
30.2==
Per il calcolo della velocità di sedimentazione (vsed), si fa riferimento alla teoria di Stokes, in base
alla quale:
( )µ
ρρ 2
18
1 gDv ws
sed
−=
dove sρ è il peso specifico delle particelle solide, pari a 2650 kg/m3;
wρ è il peso specifico dell’acqua, pari a 1000 kg/m3;
g è la costante di accelerazione gravitazionale, pari a 9.81 m/s2;
D è il diametro delle particelle solide; come da prassi progettuale, si è assunto quale
diametro limite delle particelle trattenute quello di valore 0.2 mm;
µ è la viscosità dell’acqua, la quale a 15 °C risulta pari a 0.00114 N/m2 s
La velocità di sedimentazione risulta pari a 3.155 cm/s e, di conseguenza, il tempo di
sedimentazione a 72.90 s.
Il tempo di permanenza dell’acqua all’interno della vasca è dato da:
[ ]sQ
Lhb
v
Lt
pph
p ==
18
dove L è la lunghezza della vasca, pari a 18.10 m;
hv è la velocità orizzontale della corrente all’interno della vasca;
h è il tirante idrico all’interno della vasca, pari a 2.30 m;
b è la larghezza della vasca, pari a 3.00 m;
ppQ è la portata di prima pioggia, pari a 660 l/s.
Il tempo di permanenza risulta pari a 193.3 s, abbondantemente superiore al tempo di
sedimentazione.
5.2.3. Disoleazione
Affinché le particelle oleose contenute nelle acque di piattaforma possano essere trattenute dal
setto di separazione, è necessario che esse risalgano, a partire dal punto minimo di ingresso alla
vasca (35 cm dal fondo), fino ad una quota superiore a quella minima del setto (30 cm dal fondo)
garantendo un franco di almeno 25 cm, così da evitare possibili fenomeni di richiamo.
L’altezza di risalita è data da:
Lv
vh
h
ris
r =
dove L è la lunghezza della vasca, pari a 18.10 m;
hv è la velocità orizzontale della corrente all’interno della vasca;
risv è la velocità di risalita delle particelle oleose.
La velocità orizzontale della corrente all’interno della vasca è pari a:
hb
Qv
pp
h = = 9.40 cm/s
dove ppQ è la portata di prima pioggia, pari a 660 l/s
h è il tirante idrico all’interno della vasca, pari a 2.30 m;
b è la larghezza della vasca, pari a 3.00 m.
Per il calcolo della velocità di risalita (vris), si fa riferimento alla teoria di Stokes, in base alla quale:
( )µ
ρρ 2
18
1 gDv ow
ris
−= = 0.108 cm/s
dove oρ è la densità delle particelle oleose, che, considerando l’olio motore, è pari a 900 kg/m3;
wρ è la densità dell’acqua, pari a 1000 kg/m3;
19
g è la costante di accelerazione gravitazionale, pari a 9.81 m/s2;
D è il diametro delle particelle oleose; in base alle indicazioni fornite dall’A.P.I. (American
Petroleum Institute) si è assunto quale diametro limite delle particelle trattenute quello di
valore 150 µm;
µ è la viscosità dell’acqua, la quale a 15°C risulta pari a 0.00114 N/m2 s.
L’altezza di risalita rh risulta, perciò, pari a 20.8 cm, cosicché, le particelle oleose raggiungono
una quota pari a 56 cm dal fondo e sono trattenute dal setto con un franco pari a 26 cm, valore
ritenuto sufficientemente cautelativo.
20
6. SCARICO NEL FOSSO AFFLUENTE DELLA CAVA FONTANA
6.1. Definizione della quantità d'acqua da scaricare e della velocità d'immissione
La rete di raccolta, trattamento e smaltimento delle acque di piattaforma e di versante a servizio
della S.P.60 trova esito in una vasca in c.a. che svolge, oltre alla funzione di raccolta degli
sversamenti accidentali, anche quella di dissabbiatura e disoleatura delle acque di prima pioggia.
Le acque di seconda pioggia e quelle trattate sono recapitate ad un fosso affluente della Cava
Fontana mediante un collettore in cls di diametro interno 1000 mm e, nel tratto terminale,
mediante un fosso a sezione trapezia, rivestito con gabbioni metallici, di profondità 75 cm e
sponde 1/1. In corrispondenza dello scarico il corso d’acqua è caratterizzato dalla presenza di
affioramenti calcareo-marnosi, con una sezione di deflusso costituita da materiale lapideo,
debolmente fratturato.
Per la stima delle portate al colmo di piena necessaria per il dimensionamento del sistema di
drenaggio e presidio idraulico è stato utilizzato il metodo razionale, considerando eventi
caratterizzati da tempo di ritorno pari a 50 anni.
Rimandando al §4.2 per la descrizione della metodologia di calcolo, si riporta nella seguente
tabella il calcolo della portata di verifica dello scarico finale (vedasi anche il §5.1.2).
La portata complessiva scaricata nel fosso affluente della Cava Fontana è, dunque, pari a
2942.88 l/s.
Il fosso rivestito in gabbioni metallici, costituente il tratto terminale dello scarico, è caratterizzato da
una pendenza longitudinale pari a 0.065 m/m (si veda l’elaborato ID05). La valutazione della
velocità di immissione è condotta mediante l’approccio in moto uniforme di Chézy (vedasi §5.1),
assumendo un coefficiente di scabrezza di Gauckler-Strickler pari a 30 m1/3
/s.
Come evidente dalla tabella soprastante, la velocità di immissione risulta pari a 3.65 m/s.
21
6.2. Verifica della sezione idraulica del fosso affluente della Cava Fontana
6.2.1. Premessa
La verifica della sezione idraulica del corso d’acqua in corrispondenza dell’immissione dello
scarico proveniente dalla S.P.60 viene condotta con riferimento alle portate generate dall’intero
bacino di monte (rappresentato in rosso in Figura 6-1), di cui il sottobacino afferente al sistema di
raccolta a servizio della S.P.60 costituisce una porzione.
E’ da sottolineare che la realizzazione dei “Lavori di rettifica plano-altimetrica del tracciato della
S.P.60 “Ragusa – Malavita – S.Croce” dal km 13+100 al km 15+500” non comporta alcuna
modifica dell’estensione del bacino di monte.
Il deflusso delle acque meteoriche verso il corso d’acqua, che attualmente è di tipo diffuso, nelle
condizioni post operam sarà semplicemente concentrato in corrispondenza dello scarico.
Le variazioni di portata legate all’incremento di aree impermeabili conseguente alla realizzazione
dell’intervento (dell’ordine di 0.005 kmq) risulta del tutto trascurabile in relazione alle dimensioni
complessive del bacino (circa 4.5 kmq).
Figura 6-1: Corografia del bacino
6.2.2. Portate di verifica
La portata al colmo di piena è stata valutata mediante l’applicazione del metodo razionale, per
22
diversi tempi di ritorno.
La caratterizzazione pluviometrica del territorio in esame è stata condotta mediante
regolarizzazione statistica delle massime altezze di pioggia registrate dalla stazione pluviografica
di Ragusa, nel periodo compreso tra il 1931 ed il 2005 (vedasi §4.1). Si riportano di seguito i
parametri caratterizzanti la curva di possibilità pluviometrica corrispondente a tempo di ritorno pari
a 25, 100 e 200 anni.
Tr a n (t < 1 ora) n (t ≥ 1 ora)
(anni) (mm/ore-n
)
25 56.242 0.386 0.246
100 68.623 0.386 0.246
200 74.768 0.386 0.246
Il bacino è interamente occupato da aree agricole il cui coefficiente di deflusso, valutato mediante
il metodo di Kennesey (vedasi §4.2.1), risulta pari a 0.14. Per le viabilità presenti è stato assunto
un coefficiente di deflusso pari a 1.00. Il coefficiente di deflusso complessivo del bacino, calcolato
come media pesata, risulta pari a 0.156.
Bacino aree
agricole
Bacino
piattaforma
stradale
φφφφ
(m2) (m2
) (-)
4473900 85000 0.156
In considerazione delle ridotte dimensioni del bacino e delle sue caratteristiche (bacino collinare),
la determinazione del valore del tempo di corrivazione è effettuata mediante applicazione delle
formule di Ventura, Pasini e Viparelli e calcolo della media dei valori ottenuti.
Vengono di seguito riportate le espressioni di calcolo relative ad ognuno dei metodi adottati:
Formula di Ventura
i
Stc ⋅= 127.0
Formula di Pasini
( )i
LStc
3/1
108.0⋅
=
23
Formula di Viparelli
6.3
Ltc =
essendo:
- S = superficie del bacino (km2);
- L = lunghezza del percorso idraulico più lungo (km);
- i = pendenza media del bacino (m/m) = (Hmax – Hmin)/L;
- Hmax = quota massima (330 m s.l.m.);
- Hmin = quota minima (134 m s.l.m.).
Come evidente dalla tabella sottostante il tempo di corrivazione del bacino in esame risulta pari a
1.33 ore.
S L i Ventura Pasini Viparelli Media
(km2) (km) (m/m) (h) (h) (h) (h)
4.559 4.52 0.0434 1.30 1.42 1.26 1.33
Si riportano di seguito i risultati delle elaborazioni
Tr S tc i φφφφ Q
(anni) (km2) (h) (mm/h) (-) (m
3/s)
25 4.559 1.33 45.45 0.156 8.98
100 4.559 1.33 55.45 0.156 10.96
200 4.559 1.33 60.42 0.156 11.94
6.2.3. Modello di calcolo
La verifica idraulica è stata condotta attraverso modellazione in moto permanente, grazie
all’utilizzo del codice di calcolo HEC-RAS (River Analysis System) versione 4.1.0 del 2010,
sviluppato presso l’Hydrologic Engineering Center, dall’United States Army Corps of Engineers.
Per una descrizione di tale modello si rimanda all’Allegato 2 alla presente relazione.
Il corso d’acqua, nel tratto di interesse, si presenta scarsamente vegetato cosicché è stato
assunto un coefficiente di scabrezza n = 0.035 s/m1/3
per l’alveo principale ed n = 0.030 s/m1/3
per
le aree golenali.
L’analisi sviluppata è stata un’analisi di moto stazionario di tipo misto (mixed flow). Quali condizioni
al contorno di monte e di valle si è assunto l’uguaglianza delle pendenza della linea dell’energia
con quella di fondo alveo, nell’ipotesi di moto uniforme in corrispondenza delle sezioni estreme a
monte ed a valle. Tale pendenza è pari a 0.0247 m/m a monte e 0.0294 m/m a valle.
24
6.2.4. Risultato delle elaborazioni
Come evidente dai tabulati di calcolo (vedi Allegato 3), in corrispondenza della sezione di
interesse (sezione 3) anche l’onda di piena per tempo di ritorno duecentennale è contenuta quasi
interamente nell’alveo ordinario, interessando parzialmente l’area golenale in sinistra idraulica, con
tiranti dell’ordine di qualche centimetro.
Lo scarico proveniente dalla S.P.60 è, dunque, ubicato in un tratto del corso d’acqua caratterizzato
da assenza di pericolosità idraulica.
6.3. Verifica delle condizioni d'incipiente erosione
In corrispondenza dello scarico il corso d’acqua è caratterizzato dalla presenza di affioramenti
calcareo-marnosi, con una sezione di deflusso costituita da materiale lapideo, debolmente
fratturato.
A supporto di tale affermazione è stata condotta una verifica delle condizioni di incipiente erosione
in corrispondenza della sezione di interesse mediante la metodologia basata sulla teoria di
Shields, secondo cui il moto del materiale di diametro minore o uguale a d e peso specifico γs ha
origine quando la tensione tangenziale ττττ0 dovuta alla corrente supera il valore critico ττττcr, funzione
25
della dimensione del materiale e delle caratteristiche geometriche dell’alveo.
La tensione tangenziale massima esercitata dalla corrente è espressa dalla relazione:
iRhw ⋅⋅⋅= γξτ 0 [N/mq]
con ξ coefficiente che tiene conto della distribuzione delle tensioni tangenziali; è assunto pari a 1
per il fondo alveo e 0.75 in corrispondenza delle sponde;
wγ è il peso specifico del fluido (9810 N/mc);
hR è il raggio idraulico (m);
i è la pendenza locale della linea dell’energia (m/m).
I valori della ττττ0 devono essere confrontati con le tensioni tangenziali critiche che mobilitano il
materiale sul fondo e sulle sponde. Il valore critico ττττcr che mobilita un masso di diametro d con
peso specifico γγγγs in assenza di coesione ed in regime turbolento ha la seguente espressione, tratta
dall’articolo “Criteri di dimensionamento e di verifica delle stabilizzazioni di alveo e di sponda con
massi sciolti e massi legati” di Armanini e Scotton, Università degli Studi di Trento - Atti del Corso
di Aggiornamento “Moderni criteri di sistemazione degli alvei fluviali” a cura del Politecnico di
Milano:
( )
−⋅=
−⋅
⋅+⋅⋅⋅−=
ϕ
ϑττ
ϕ
ααγγτ
2
2
,,
0
,
sin
sin1
tan
sincos67.0106.0
fondocrspondecr
wsfondocry
dd
[N/mq]
con sγ peso specifico dei massi, pari a 25506 N/mc;
wγ peso specifico del fluido, pari a 9810 N/mc;
d diametro del masso (m);
0y tirante idrico (m);
α angolo di inclinazione del fondo alveo rispetto all'orizzontale;
ϑ angolo di inclinazione delle sponde del corso d’acqua rispetto all’orizzontale;
ϕ angolo di attrito dei massi, pari a 45°, in base a dati di letteratura.
Tale relazione, a differenza di quella formulata da Shields (la quale è da ritenersi valida nel caso di
particelle omogenee, non coesive, su fondo orizzontale, con scabrezza relativa sufficientemente
piccola), tiene conto degli effetti legati alla pendenza del fondo alveo, alla pendenza delle sponde
26
ed alla sommergenza d/y0 relativamente bassa.
Per la verifica lungo il fosso affluente della Cava Fontana, sono stati presi in considerazione i
risultati della modellazione idraulica condotta per tempo di ritorno duecentennale.
Dalla tabella sottostante si evidenzia che il passaggio dell’onda di piena non è in grado di
mobilitare massi di diametro medio superiore a 13 cm. Per tale motivo si prevede il rivestimento
del fosso con materassi tipo Reno di spessore pari a 30 cm, con sottostante geotessile non
tessuto con funzione di filtro, in corrispondenza dello scarico del sistema in progetto per il
drenaggio delle acque meteoriche.
Per la verifica lungo il fosso a sezione rivestita in gabbioni metallici per lo scarico nel suddetto
fosso affluente della Cava Fontana, sono stati presi in considerazione i parametri idraulici per
tempo di ritorno cinquantennale. Dalla tabella sottostante si evidenzia che il passaggio dell’onda di
piena non è in grado di mobilitare massi di diametro medio superiore a 20 cm. Per tale motivo si
prevede il completo rivestimento del fosso con gabbioni metallici di altezza pari a 50 cm, con
sottostante geotessile non tessuto con funzione di filtro.
Inoltre, per scongiurare l'innalzamento del pelo libero verso la sponda opposta all'immissione, è
stato modificato l'andamento planimetrico del fosso di scarico, con un angolo di incidenza pari a
43° (anziché circa 90° come in precedenza). Si veda per maggior chiarezza l'elaborato ID05.
6.3.1. Verifica delle velocità al contatto
La velocità posseduta dall'acqua in corrispondenza del contatto tra la struttura di protezione
progettata ed il terreno di fondazione deve essere inferiore ad un certo valore limite, al fine di
scongiurare pericolosi fenomeni erosivi. La velocità al contatto può essere stimata con la formula
di natura empirica:
id
KV Scon ⋅
⋅=
3/2
2 [m/s]
con SK pari a 50 m1/3
/s, essendo presente un geotessile non tessuto sotto il rivestimento;
i pendenza del fondo alveo;
d diametro del masso (m).
27
La velocità limite è calcolabile per terreni granulari tramite:
dV ⋅= 1.16lim [m/s]
Per entrambe le protezioni, gabbioni metallici e materassi Reno, la verifica delle velocità è
verificata:
� Fosso affluente della Cava Fontana: 80.532.1 lim =<= VVcon m/s
� Fosso di scarico: 20.775.2 lim =<= VVcon m/s.
6.3.2. Soluzioni tecniche adottate per la protezione del fondo alveo
Materassi tipo Reno
Verranno impiegati per impedire l'erosione del fondo alveo in corrispondenza della zona di scarico
del sistema di raccolta delle acque meteoriche in progetto. Lo spessore delle strutture previste è
pari a 30 cm, con riempimento in pietrame del diametro medio di 13 cm.
Le strutture in materassi Reno
sono permeabili e permettono il
naturale movimento e filtrazione
dell'acqua, indispensabile alla vita
dell'ecosistema; il terreno fine si
deposita in mezzo alle pietre di
riempimento, facilitando la
creazione di piante native.
Il materasso Reno è una struttura
realizzata con rete metallica a
doppia torsione in maglia
esagonale prodotto in conformità agli standard della Direttiva Europea 89/106/CEE, è marcato CE
in conformità con ETA-09/0414 ed è provvisto di Certificato di Prodotto.
I Materassi Reno sono riempiti in cantiere con pietre (del diametro medio di progetto) per creare
una struttura flessibile, permeabile e monolitica per i rivestimenti spondali di fiumi e di canali. Al
fine di irrobustire la struttura, tutti i bordi sono rinforzati con un filo avente un diametro maggiore.
Sono divisi in celle uniformi mediante diaframmature interne posizionate ad interasse di 1 m.
Gabbioni metallici
Verranno impiegati per impedire l'erosione del fondo alveo del canale di scarico del sistema di
raccolta delle acque meteoriche in progetto. L'altezza dei gabbioni impiegati è pari a 50 cm, con
riempimento in pietrame del diametro medio di 20 cm.
28
Le strutture in gabbioni metallici sono permeabili e permettono il naturale movimento e filtrazione
dell'acqua, indispensabile alla vita
dell'ecosistema; il terreno fine si
deposita in mezzo alle pietre di
riempimento, facilitando la creazione di
piante native.
I gabbioni in rete metallica a doppia
torsione in maglia esagonale sono
provvisti di Certificato di Prodotto,
inoltre sono prodotti in conformità agli
standard della Direttiva Europea
89/106/CEE e marcati CE in conformità
con ETA-09/0414, per i seguenti
impieghi: opere di sostegno,
sistemazioni fluviali, sistemi di controllo dell’erosione, barriere fonoassorbenti e opere a carattere
architettonico.
I gabbioni sono riempiti in cantiere con pietre (del diametro medio di progetto) per creare una
struttura flessibile, permeabile e monolitica. Al fine di irrobustire la struttura, tutti i bordi sono
rinforzati con un filo avente un diametro maggiore.
Per
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ALLEGATO 1: ALTEZZE DI PIOGGIA REGISTRATE DAL PLUVIOGRAFO DI RAGUSA
NEL PERIODO 1931 - 2005
1 h 3 h 6 h 12 h 24 h
1931 24.80 41.50 72.00 131.00 180.20
1932 18.00 21.60 41.00 53.60 66.00
1933 17.00 31.00 42.00 64.40 84.60
1934 28.20 34.00 53.00 68.60 77.60
1935 50.40 50.40 50.40 50.40 78.00
1940 20.00 30.20 59.40 71.00 96.00
1947 32.00 41.20 43.40 64.40 88.20
1948 29.60 38.60 41.40 45.40 77.40
1949 29.00 39.20 56.20 68.40 81.20
1950 28.00 58.00 77.40 80.20 126.60
1953 39.00 81.00 100.20 115.60 132.00
1954 13.40 23.20 33.60 52.00 79.80
1955 25.60 31.20 49.20 50.60 61.80
1956 21.60 55.40 90.20 95.00 95.20
1957 39.00 63.40 73.40 93.20 110.60
1958 26.20 50.00 67.00 89.40 99.80
1959 11.20 26.40 36.40 46.20 50.60
1960 27.60 52.80 66.80 80.40 97.40
1961 50.40 53.40 53.40 53.60 53.60
1962 14.00 31.60 35.60 57.00 67.40
1964 52.00 52.40 52.60 53.20 127.20
1965 33.20 47.00 81.00 119.60 122.60
1966 25.80 33.40 34.80 39.60 43.60
1967 20.60 29.00 38.80 43.80 60.80
1968 26.40 40.60 45.60 45.60 47.20
1969 27.40 38.00 55.00 77.60 94.40
1970 27.20 28.80 28.80 29.20 35.20
1971 21.40 31.80 41.20 49.80 50.60
1972 55.80 56.20 60.80 63.80 63.80
1973 32.20 39.20 44.20 45.40 70.40
1974 41.20 44.40 44.40 44.40 44.40
1975 25.80 38.80 66.20 76.20 78.40
1976 30.60 38.20 57.20 81.00 91.40
1977 14.20 22.00 23.20 23.40 30.40
1978 10.60 17.40 19.90 26.60 40.60
1979 46.80 46.80 46.80 46.80 50.60
1980 14.20 22.00 28.60 29.20 36.00
1981 28.40 35.00 41.40 50.80 50.80
1982 47.00 59.00 65.80 79.20 84.20
1983 30.20 36.00 36.00 36.00 44.00
1984 22.60 22.80 29.60 34.60 48.20
1985 20.20 38.00 49.20 76.40 106.20
1986 50.00 79.00 79.00 79.00 79.00
1987 27.40 30.80 30.80 33.20 33.20
1988 26.60 26.60 28.60 35.20 38.20
1989 26.80 27.00 30.20 42.60 52.80
1990 43.60 51.20 51.20 54.20 54.20
1991 30.60 31.20 32.80 35.60 51.80
1992 32.60 32.80 32.80 38.60 53.20
1993 47.60 65.60 76.00 81.40 94.60
1994 46.00 46.80 46.80 49.80 51.80
1995 27.40 29.80 29.80 29.80 31.60
1996 40.20 41.20 54.00 94.40 141.00
1997 43.80 44.20 44.20 44.20 46.20
1998 15.40 31.60 39.00 45.20 54.40
1999 58.40 59.00 59.00 86.40 94.80
2001 20.60 23.20 28.00 28.00 41.60
2002 28.40 39.80 42.00 42.20 43.00
2003 21.20 42.00 51.40 51.40 51.40
2004 22.60 32.00 37.00 59.20 115.60
2005 20.00 26.40 45.00 62.20 73.60
30
ALLEGATO 2: MODELLO PER LA SIMULAZIONE DEL MOTO PERMANENTE
Per effettuare le elaborazioni idrodinamiche è stato utilizzato il modello di simulazione HEC-RAS
(River Analysis System) versione 4.1.0 del 2010, sviluppato presso l’Hydrologic Engineering
Center, dall’United States Army Corps of Engineers. Esso consente il calcolo dei profili idraulici di
moto permanente gradualmente vario, in reti di canali naturali o artificiali.
Con tale codice di calcolo possono essere simulate condizioni di moto subcritico (corrente lenta),
supercritico (corrente veloce) e misto, e possono essere valutati gli effetti di immissioni o emissioni
laterali di portata, briglie e salti di fondo, paratoie, brevi condotti in pressione, tombini, ponti,
ostacoli al flusso e costruzioni edificate nelle zone golenali.
Il modello dispone di una interfaccia grafica che facilita le operazioni di definizione della geometria
del problema, dei parametri di calcolo e dell’analisi dei risultati esprimibili sia in termini di tabelle
che di grafici. Questi ultimi includono la visualizzazione del tirante idrico relativo a ciascuna
sezione, la visualizzazione dei profili di moto permanente (con l’indicazione del pelo libero, dei
limiti arginali, della quota della linea dell’energia, ecc.) e grafici in prospettiva tridimensionali che
consentono di evidenziare le aree soggette ad inondazione nelle differenti condizioni idrometriche.
La corrente viene suddivisa in estesi tratti ove essa si può ritenere gradualmente variata (e l'alveo
pressoché prismatico) collegati da brevi tratti ove essa è rapidamente variata per effetto di rilevanti
variazioni geometriche della sezione prodotte da ponti, tombini, soglie e briglie.
Nel caso in esame, non essendo presenti tali variazioni geometriche repentine, il modello è
costituito da tronchi di corrente gradualmente variata; in cui il profilo liquido si calcola correlando
l'energia della corrente in varie sezioni successive con l'equazione differenziale :
dH/ds = - J [1]
in cui:
H = zo + h + α V2 / 2g è il carico totale della corrente nella sezione avente quota di fondo
assoluta zo, tirante idrico h e velocità media V sulla sezione; α é il
coefficiente di ragguaglio della potenza cinetica e g l'accelerazione di
gravità;
J è la “cadente” che rappresenta la perdita di carico continua per unità di peso e di percorso nei
tronchi.
Per valutare la cadente J si fa uso della formula di Manning definendo dapprima la capacità di
portata dell'alveo :
K = A R 2/3
/ n
31
dove A é l'area della sezione trasversale della corrente, R il raggio idraulico e n il coefficiente di
scabrezza e quindi:
J = Q2 / K
2
La definizione di K(h) presume di trattare l'intera corrente come omogenea nella sezione
trasversale assumendo:
A = A (h) R = R(h)
Questa schematizzazione non appare molto appropriata per descrivere i casi in cui il flusso
interessa, oltre che l'alveo di magra, caratterizzato da un coefficiente di scabrezza tipico per gli
alvei naturali, considerevoli porzioni di zona golenale ove il moto è controllato da una scabrezza
certamente assai maggiore.
E’ opportuno dunque definire la capacità di portata dell'alveo come somma del contributo di tre
correnti “parallele” con caratteristiche cinematiche diversificate: quella che scorre nell'alveo di
magra/morbida con area bagnata Aa e portata Qa, quella fluente in zona golenale con area
bagnata Ag e portata Qg e quella che interessa l’area coltivata invasa dalle acque con area
bagnata Ac e portata Qc, soggette alla stessa cadente piezometrica J, sicché:
Q = Qa + Qg + Qc = ( Ka + Kg + Kc ) J 1/2
= K J 1/2
onde :
K = Ka + Kg + Kc = Aa Ra2/3
/ na + Ag Rg 2/3
/ ng + Ac Rc 2/3
/ nc
A = Aa + Ag + Ac
In modo congruente si definisce il coefficiente di ragguaglio della potenza cinetica della corrente α
mettendo in conto le diverse velocità nei tre filoni, con l'espressione :
α = A2 K
-3 ( Ka
3 Aa
-2 + Kg
3 Ag
-2 + Kc
3 Ac
-2 )
Il bilancio energetico per un generico tronco di corrente gradualmente variata compreso tra le
ascisse curvilinee s1 e s2 si ottiene integrando l'equazione differenziale [1] :
H1 = H2 + Jmed Ds ( Ds = s2 - s1 )
la perdita di carico media Jmed nel tronco si valuta come media pesata dei valori corrispondenti ai
livelli di estremità:
Jmed = q J1 + (1- q) J2
intendendo H1 = H(h1), J1 = J(h1), ecc.. Si assume q = 0.5.
Si ha in definitiva per il generico tronco:
32
H1 - q Ds J1 = H2 + (1- q) Ds J2
Se la corrente è subcritica il calcolo procede dalla sezione di valle ove deve essere assegnata la
condizione al contorno, verso monte per tronchi successivi: nella espressione precedente,
applicata ricorsivamente a tutti i tronchi, dunque, si ritengono sempre note le condizioni
idrometriche della corrente nella sezione 2 (di valle) e si devono ricavare quelle della sezione 1 (di
monte).
Posto:
H = zo + h + α V2/ 2g = zo + h + α Q2
/ 2g A2
J = Q2 / K
2
si ha:
h1 + α Q2 / 2g A(h1)
2 - Ds/2 Q
2/ K(h1)
2 = H2 + Ds/2 J2 - zo1
In questa espressione il secondo membro é una quantità nota.
Risolvendo questa equazione implicita con il metodo di bisezione si ricava h1 e quindi tutte le
variabili idrometriche della corrente nella sezione di monte.
Qualora nessuna soluzione esista nel campo delle correnti subcritiche si pone nella sezione 1
l'altezza critica per proseguire il calcolo.
Ripetendo il procedimento per ogni tronco si ricava il profilo di corrente.
Se la corrente è supercritica, si applica lo stesso algoritmo procedendo da monte (ove deve
essere assegnata la condizione al contorno) verso valle.
Il livello idrico nei tratti prismatici è dunque controllato essenzialmente dai valori dei coefficienti di
scabrezza che compaiono nella definizione della capacità di portata dell'alveo.
33
ALLEGATO 3: TABULATI DI CALCOLO MODELLAZIONE IDRAULICA
Ubicazione sezioni di calcolo
34
HEC-RAS Plan: Plan 01 River: AffCavaFontana Reach: AffCavaFontana
Reach River Sta Profile Q Total Min Ch El W.S. Elev Crit W.S. E.G. Elev E.G. Slope Vel Chnl Flow Area Top Width Froude # Chl Hydr Radius C Shear Chan Shear LOB Shear ROB
(m3/s) (m) (m) (m) (m) (m/m) (m/s) (m2) (m) (m) (N/m2) (N/m2) (N/m2)
AffCavaFontana 5 TR 25 8.98 139.62 140.28 140.36 140.58 0.024717 2.49 3.77 11.37 1.23 0.41 99.83 24 17.02
AffCavaFontana 5 TR100 10.96 139.62 140.33 140.42 140.68 0.024721 2.67 4.33 12.12 1.26 0.46 111.35 29.78 22.5
AffCavaFontana 5 TR 200 11.94 139.62 140.35 140.45 140.72 0.024723 2.76 4.6 12.46 1.27 0.48 116.62 32.42 25.01
AffCavaFontana 4 TR 25 8.98 138.12 139.09 139.1 139.35 0.01671 2.24 4.01 8.24 1.03 0.47 77.48
AffCavaFontana 4 TR100 10.96 138.12 139.17 139.18 139.45 0.016277 2.33 4.7 8.92 1.03 0.51 81.73
AffCavaFontana 4 TR 200 11.94 138.12 139.21 139.22 139.5 0.016061 2.37 5.03 9.24 1.03 0.53 83.49
AffCavaFontana 3 TR 25 8.98 136.58 137.51 137.65 137.89 0.025093 2.78 3.44 11.48 1.25 0.48 118.3 13.48
AffCavaFontana 3 TR100 10.96 136.58 137.56 137.7 137.99 0.026015 2.98 4.08 13.96 1.29 0.52 132.85 20.38
AffCavaFontana 3 TR 200 11.94 136.58 137.58 137.73 138.03 0.026565 3.08 4.38 15 1.31 0.54 139.95 23.53
AffCavaFontana 2 TR 25 8.98 135.22 136.11 136.24 136.53 0.024286 3.09 3.43 10.55 1.27 0.58 137.49 35.35 41.61
AffCavaFontana 2 TR100 10.96 135.22 136.16 136.32 136.62 0.024035 3.26 4.06 11.74 1.28 0.63 148.75 41.59 47.47
AffCavaFontana 2 TR 200 11.94 135.22 136.19 136.35 136.66 0.023823 3.33 4.37 12.29 1.28 0.66 153.21 44.23 49.91
AffCavaFontana 1 TR 25 8.98 133.72 134.59 134.74 135.05 0.035092 3.01 2.98 6.86 1.46 0.42 145.06
AffCavaFontana 1 TR100 10.96 133.72 134.66 134.83 135.17 0.03412 3.17 3.47 8.05 1.46 0.47 155.78 7.76
AffCavaFontana 1 TR 200 11.94 133.72 134.69 134.87 135.22 0.033689 3.25 3.72 8.7 1.46 0.49 160.9 12.51
35
0 50 100 150 200 250133
134
135
136
137
138
139
140
141
Affluente Cava Fontana P lan: Plan 01 22/01/2014
Main Channel Distance (m)
Ele
vation
(m
)
Legend
EG TR 200
EG TR100
EG TR 25
Crit TR 200
Crit TR100
Crit TR 25
WS TR 200
WS TR100
WS TR 25
Ground
AffCavaFontana AffCavaFontana
36
37
38
