OGGETTO: POLO n° 15 “VECCHIAZZANO”...

ALLEGATO 3: Studio modificato sull’area di laminazione da realizzare sul Rio Ronco ramo A (orientale in destra orografica) e ramo B (occidentale in sinistra orografica): (richiesta dall’Agenzia Regionale Sicurezza del Territorio e Protezione Civile – Servizio Area Romagna: punto 3)

Dott. Geol. Carlo Fabbri: via D. Raggi 168, Forlì (FC)

Dott. Geol. Giuseppe Onorevoli: via Tomba 46, Vecchiazzano (FC)

Dott. Ing. Simone Riminucci; via della Lirica 61, Ravenna (RA)

Committente: F.M.L. – S.G.S. – SA.PI.FO. – Sig. Luigi Garavini – Sig. Renzo Sansoni

POLO n° 15 “VECCHIAZZANO”

RELAZIONE TECNICA PER IL PROGETTO DEFINITIVO E V.I.A.

PER L’APERTURA DI UNA CAVA DI GHIAIA E SABBIA

(Legge regionale n° 17 del 18/07/1991 e s.m.i. “Disciplina delle attività estrattive”)

(Legge regionale n° 3 del 20/04/2012 in materia di V.I.A.)

OGGETTO:

Comune: Forlì

Provincia : Forlì-Cesena

Carta topografica d’Italia: Foglio 100 “Forlì”, Quadrante IV, Tavoletta S.O. “Forlì”

Carta tecnica regionale: Elemento n° 255046 “Terra del Sole”

Carta geologica: Foglio 100 “Forlì”

Data: luglio 2017

1

PREMESSA:

A seguito dei colloqui intercorsi con il responsabile del Servizio Tecnico dei Fiumi

Romagnoli di Forlì si è convenuto di realizzare, in concomitanza dell’attività estrattiva del

Polo 15 Vecchiazzano, un’area di laminazione sul Rio Ronco.

La presente relazione si articola in due parti: la prima di carattere geologico e la seconda

progettuale.

PARTE GEOLOGICA

1) – FINALITÀ E METODOLOGIA D’INDAGINE DI CARATTERE GEOLOGICO:

I fini dell’ elaborato definitivo sono quelli di verificare:

a - la natura litologica del sottosuolo;

b - il sistema idrologico ed idrogeologico presente;

c - la caratterizzazione sismica del sito;

d - la suscettibilità a fluidificazione del terreno in presenza di sisma;

e - i parametri geomeccanici caratteristici del terreno e della fondazione;

f - l'idoneità del sito all’intervento di progetto;

g - la pendenza e la stabilità dello scavo in destra orografica del Rio Ronco in termini di

sforzi efficaci (verifica a lungo termine);

L'indagine è così articolata:

1) rilevamento geologico della zona con notazioni di carattere morfologico, litologico,

idrologico ed idrogeologico;

2) rilevamento planoaltimetrico in adeguata scala con acquisizione del profilo

longitudinale e relative sezioni trasversali;

3) reperimento delle colonne stratigrafiche eseguite in prossimità del Rio Ronco;

4) realizzazione di una prova sismica passiva HVSR;

5) esecuzione di documentazione fotografica;

Al presente elaborato si allegano:

- rapporto della prova sismica passiva HVSR e verifica di stabilità;

- colonne stratigrafiche delle indagini esplorative T22+T23+T24+T29+S6;

- Tav. G1: inquadramento territoriale alla scala 1:25ú000;

- Tav. G2: carta geologica alla scala 1:50ú000;

- Tav. G3: rilievo plano-altimetrico a curve di livello dello stato attuale alla scala 1:200 con

31 tracce di sezione;

2

- Tav. G4: rilievo plano-altimetrico a curve di livello dello stato modificato alla scala 1:200;

- Tav. G5: profilo longitudinale in asse alveo alla scala 1:100 - 1:1ú000 per 770,64 m;

- Tav. G6: sezioni trasversali alla scala 1:200 per complessivi 822,41 m con profilo attuale

e di progetto (parte I); Tav. G7 (parte II);

- Tav. G8: immagine virtuale dell’area di laminazione;

2) – NORMATIVA E RACCOMANDAZIONI DI RIFERIMENTO:

La relazione geologica, le prove in situ e di laboratorio sono state condotte secondo le

sottoindicate norme:

- Norme tecniche per le costruzioni (N.T.C. 2008) D.M. 14/01/2008;

- A.G.I.: raccomandazioni sulla programmazione ed esecuzione delle indagini geotecniche

– giugno 1885;

- Eurocodice EC7 per l’ingegneria geotecnica – settembre 1988;

- I.S.R.M.: basic geotechnical description of rock masses - 1980;

- A.S.T.M.: American Society for Testing and Materials;

- A.A.S.H.T.O.: adopted by the American Association of State Highway and Traspostation

Officials;

- B.S.I.: British Standards Institution;

- C.N.R.: UNI ente nazionale italiano di unificazione;

- NAVFAC DM: 7.1 May 1982 “Soil Mechanics” design manual 7.1, Dept. of the Navy;

- A.G.I.: raccomandazioni sulle prove geotecniche di laboratorio – maggio 1990;

Le prove in sito sono state eseguite anche secondo le procedure di riferimento

dell’I.S.S.M.F.E. (International Society Soil Mechanics Foundation Engineering) e

dell’A.N.I.S.I.G. (Associazione Nazionale delle Imprese Specializzate nelle Indagini

Geognostiche).

3) – RIFERIMENTI CARTOGRAFICI, MORFOLOGICI E LITOLOGICI:

L'area in oggetto interessa la parte centro-meridionale della Tavoletta IV SO "Forlì" del

Foglio 100 della Carta Topografica d'Italia; geologicamente ricade nel Foglio 100 "Forlì".

La quota iniziale dell’alveo del Rio Ronco è di 55,95 m s.l.m. per terminare a 46,50 m.

L’estesa è di 770,64 m e la pendenza è del 1%.

L’inclinazione massima attuale della sponda di destra è di 47° con profondità massima di

5,1 metri. La sezione in alveo è larga 1 metro.

3

Dal punto di vista litologico si è in presenza di:

- terreno vegetale;

- limo argilloso;

- ghiaia in matrice sabbiosa;

Il substrato compatto è rappresentato da argille limose color grigio-azzurro del Pleistocene

inferiore. La direzione degli strati è di 145°, immersione verso N-NE e la pendenza è

compresa tra 8° e 14°. Il motivo strutturale è monoclinalico.

4) – IDROGEOLOGIA E RAPPORTI CON GLI ACQUIFERI SOTTERRANEI:

Nell’area del Polo n. 15 sono stati alloggiati, nelle trincee esplorative e nei sondaggi

eseguiti, n. 17 piezometri da 100 rivestiti con geotessile.

All’interno del Polo n. 15 è stata rilevata la presenza di n. 3 pozzi con battente idrico

praticamente nullo.

A partire dall’08/02/99 si è proceduto a numerose letture piezometriche di cui si riporta la

profondità minima dell’acqua, rilevata nel Marzo 2000.

Punto di misura Quota p.c.

m (s.l.m.)

Prof. acqua dal p.c.

m

Quota acqua

m (s.l.m.)

Note

T1 66,63 7,03 59,60

T2 60,31 3,45 56,86

T3 53,41 5,05 48,36

T5 65,00 7,55 57,45

T11 65,77 7,30 58,47

T16 59,26 ASSENTE -

S1 61,28 11,21 50,07

S2 56,94 ASSENTE -

S3 61,48 10,77 50,71

S4 57,00 9,69 47,31

S5 55,76 12,95 42,81

S6 51,77 9,53 42,24

T21 65,11 6,71 58,40

T22 58,60 4,86 - Livello dell’acqua

nell’argilla di substrato

S7 63,66 8,12 - “

S8 58,96 11,80 - “

S9 62,55 8,53 - “

P1 64,14 7,70 56,44

P3 61,44 10,24 51,20

P4* 63,12 7,30 - Livello dell’acqua

nell’argilla di substrato

4

dove: T = trincea esplorativa

S = sondaggio

P = pozzo esistente

P4* = pozzo in proprietà Selli fuori dall’area del Polo n. 15

Le misure dei livelli freatimetrici hanno permesso la redazione della Carta idrologica,

idrogeologica con isofreatiche alla scala 1:1ú000 (Tav. n. 6), dalla cui analisi emerge:

a - le linee di flusso hanno andamento medio da S verso N;

b - il gradiente idraulico è di 0,0249 che corrisponde ad un angolo di 1,4291°;

c - la tavola d’acqua non è continua;

d - esistono ampie zone nelle quali non è presente acqua nel sottosuolo;

e - l’acqua presente non ha alcun interesse acquedottistico;

Il 16/06/2016 (dopo 16 anni dall’installazione) si è proceduto ad ulteriori misure

freatimetriche con ricerca dei piezometri originari.

Si riportano in tabulato i valori con le relative note:


m (s.l.m.)

Prof. acqua dal p.c.

m

Quota acqua

m (s.l.m.)

Note

T1 66,63 n.p. - interrato

T2 60,31 n.p. - distrutto


T5 65,00 n.p. - interrato



S1 61,28 11,27 50,01 praticabile

S2 56,94 n.p. - distrutto

S3 61,48 10,70 50,78 praticabile




T21 65,11 6,93 58,18 praticabile

T22 58,60 4,80 53,80 praticabile



S9 62,55 8,53 54,02 praticabile

P1 64,14 n.p. - distrutto

5

P3 61,44 n.p. - distrutto

Si effettua la comparazione delle misure del 2000 con quelle del 2016 nei piezometri

praticabili:


m (s.l.m.)

Prof. acqua dal p.c. nel 2000

m

Quota acqua nel 2016

m

Variazione del livello freatimetrico

m

S1 61,28 11,27 11,27 - 0,06

S3 61,48 10,77 10,70 + 0,07

T21 65,11 6,71 6,93 - 0,22

T22 58,60 4,86 4,80 + 0,06

S9 62,55 8,53 8,53 0,0

Dal confronto si deduce che le variazioni del livello statico dell’acqua sono praticamente

nulle, pertanto si ritiene valido il modello idrogeologico presentato nel 2000.

Alla luce di quanto esposto, nella programmazione estrattiva e sistemazione finale, è stato

lasciato uno spessore di 0,50 m di materasso ghiaioso sopra il tetto dell’argilla; questo per

mantenere l’attuale sistema drenante del sottosuolo.

Tale scelta è stata possibile in base all’art. 20 delle Norme di P.A.E. del Comune di Forlì di

cui si riporta l’estratto:

“ Nelle aree interessate da depositi alluvionali ghiaioso-sabbiosi o comunque permeabili,

dovrà essere mantenuto un franco di rispetto della falda freatica nel periodo di massimo

ravvenamento di almeno 1 m. Tale prescrizione non trova applicazione nel caso in cui sia

comprovata l’assenza di qualsiasi collegamento con i flussi di subalveo del corpo idrico

principale”.

5) – RISULTATI DELLA PROVA SISMICA PASSIVA HVSR:

Il rapporto di prova si trova a fine allegato; la velocità Vs30 è = 291 m/s ed il terreno risulta

di categoria C.

6) – SISMICITÀ:

6.1) – Categoria del sottosuolo:

Sulla base di quando riportato nelle NTC del 14.01.2008, ai fini della definizione della

azione sismica di progetto si definiscono le seguenti categorie del suolo di fondazione:

A Ammassi rocciosi affioranti o terreni molto rigidi caratterizzati da valori di Vs,30 superiori a 800 m/s, eventualmente comprendenti in superficie uno strato di alterazione, con spessore massimo pari a 3 m.

6

B Rocce tenere e depositi di terreni a grana grossa molto addensati o terreni a grana fina molto consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi tra 360 m/s e 800 m/s (ovvero NSPT,30 > 50 nei terreni a grana grossa e cu,30 > 250 kPa nei terreni a grana fina).

C Depositi di terreni a grana grossa mediamente addensati o terreni a grana fina mediamente consistenti con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 compresi tra 180 m/s e 360 m/s (ovvero 15 < NSPT,30 < 50 nei terreni a grana grossa e 70 < cu,30 < 250 kPa nei terreni a grana fina).

D Depositi di terreni a grana grossa scarsamente addensati o di terreni a grana fina scarsamente consistenti, con spessori superiori a 30 m, caratterizzati da un graduale miglioramento delle proprietà meccaniche con la profondità e da valori di Vs,30 inferiori a 180 m/s (ovvero NSPT,30 < 15 nei terreni a grana grossa e cu,30 < 70 kPa nei terreni a grana fina).

E Terreni dei sottosuoli di tipo C o D per spessore non superiore a 20 m, posti sul substrato di riferimento (con Vs > 800 m/s).

S1 Depositi di terreni caratterizzati da valori di Vs,30 inferiori a 100 m/s (ovvero 10 < cu,30 < 20 kPa), che includono uno strato di almeno 8 m di terreni a grana fina di bassa consistenza, oppure che includono almeno 3 m di torba o di argille altamente organiche.

S2 Depositi di terreni suscettibili di liquefazione, di argille sensitive o qualsiasi altra categoria di sottosuolo non classificabile nei tipi precedenti.

Dall’indagine a sismica passiva HVSR realizzata nel il sito in esame risulta che il terreno

rientri nella categoria C.

6.2) – Definizione dell’azione sismica:

Sulla base di quanto previsto dalle N.T.C. di cui al D.M. del 14.01.08 e delle “Istruzioni per

l’Applicazione” di cui alla circolare n° 617 del 2 febbraio 2009 si procede:

- alla definizione dei parametri sismici del sito e della categoria di sottosuolo;

- alla definizione dei fattori di amplificazione stratigrafica e topografica;

- alla verifica del pericolo di liquefazione.

Parametri sismici

L ’area in esame interessa il territorio comunale di Forlì (FC) e risulta classificata, in base

alla nuova classificazione sismica dell'Ordinanza n.3274 del 20/03/2003 del Presidente del

Consiglio dei Ministri e successive modifiche ed integrazioni, come Zona di categoria 2

(figura 1.a).

7

Facendo riferimento alla zonazione sismogenetica ZS9 aggiornata in seguito

all’emanazione dell’O.P.C.M. 20/03/2003 n. 3274 dal gruppo di lavoro dell’INGV

(“Redazione della Mappa di Pericolosità Sismica: Rapporto Conclusivo – marzo 2004”) si

ha che il Comune di Forlì ricade all’interno della zona sismogenetica 914 “Forlivese”

(figura 1.b) dove sono previsti valori di massima magnitudo (Mwmax2 cautelativa) pari a

6,14.

Come già anticipato il terreno ricade nella categoria di suolo C.

La tabella che segue riporta i valori dei parametri sismici ag (accelerazione orizzontale

massima su suolo rigido e pianeggiante attesa al sito), F0 (valore massimo del fattore di

amplificazione dello spettro in accelerazione orizzontale) e Tc* (periodo di inizio del tratto

a velocità costante dello spettro in accelerazione orizzontale) per i periodi di ritorno Tr

associati a ciascun stato limite da applicare per il sito in esame effettuata con il software

“Geostru PS” (www.geostru.com).

Sito in esame: latitudine ED50: 44,184650

longitudine ED50: 12,021282

Classe d’uso dell’edificio: II (a cui corrisponde un coefficiente Cu = 1,0)

Figura 1.a: mappa delle zone sismiche Figura 1.b: mappa delle zonazione sismogenetica ZS9

(tratte dalla “Redazione della Mappa di Pericolosità Sismica: Rapporto Conclusivo” marzo 2004 – Ordinanza PCPM 20/03/2003 n. 3274)

8

Vita nominale: 50 anni

Stato Limite Probabilità

superamento[%]

Tr

[anni]

ag

[g]

F0 Tc*

[s]

Operatività (SLO) 81% 30 0,068 2,391 0,262

Danno (SLD) 63% 50 0,087 2,385 0,271

Salvaguardia vita (SLV) 10% 475 0,207 2,463 0,304

Prevenzione collasso (SLC) 5% 975 0,258 2,526 0,315

Periodo di riferimento per l'azione sismica:

50

Fattori di amplificazione topografica e stratigrafica:

Alla categoria di suolo di fondazione C corrisponde la seguente formulazione del

coefficiente Ss di amplificazione stratigrafica:

Ss = 1.00 ! 1,70 – 0,60 · F0 · ag/g ! 1,50

da cui si ricava per ogni Stato Limite il relativo valore di Ss.

Si opera in zona pianeggiante, pertanto relativamente alle condizioni topografiche si

rientra nella categoria T1. Per questa categoria della superficie topografica si potrà

adottare un coefficiente di amplificazione topografica St = 1,0.

I coefficienti sismici ottenuti per il sito in esame, con le relative caratteristiche di

amplificazione stratigrafica e topografica, sono:

SLO: SS: 1,500 CC: 1,630 ST: 1,000 KH: 0,021 KV: 0,010 AMAX: 1,007 BETA: 0,200 SLD: SS: 1,500 CC: 1,620 ST: 1,000 KH: 0,026 KV: 0,013 AMAX: 1,284 BETA: 0,200 SLV: SS: 1,390 CC: 1,560 ST: 1,000 KH: 0,081 KV: 0,040 AMAX: 2,825 BETA: 0,280 SLC:

9

SS: 1,310 CC: 1,540 ST: 1,000 KH: 0,095 KV: 0,047 AMAX: 3,319 BETA: 0,280

Si riporta di seguito il rapporto del calcolo dei parametri sismici con il software “Geostru

PS”:

PARAMETRI SISMICI

TIPO DI ELABORAZIONE: STABILITÀ DEI PENDII E FONDAZIONI MURO RIGIDO: 0

SITO IN ESAME. LATITUDINE: 44,18465

LONGITUDINE: 12,021282

CLASSE: 2

VITA NOMINALE: 50

SITI DI RIFERIMENTO

SITO 1 ID: 18293 LAT: 44,1749LON: 11,9569 DISTANZA: 5248,411




PARAMETRI SISMICI CATEGORIA SOTTOSUOLO: C

CATEGORIA TOPOGRAFICA: T1

PERIODO DI RIFERIMENTO: 50ANNI COEFFICIENTE CU: 1

OPERATIVITÀ (SLO): PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO: 81 %

TR: 30 [ANNI] AG: 0,068 G

FO: 2,391

TC*: 0,262 [S]

DANNO (SLD): PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO: 63 %

TR: 50 [ANNI] AG: 0,087 G

FO: 2,385

TC*: 0,271 [S]

SALVAGUARDIA DELLA VITA (SLV): PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO: 10 %

TR: 475 [ANNI] AG: 0,207 G

FO: 2,463

TC*: 0,304 [S]

PREVENZIONE DAL COLLASSO (SLC): PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO: 5 %

TR: 975 [ANNI] AG: 0,258 G

FO: 2,526

TC*: 0,315 [S]

COEFFICIENTI SISMICI SLO: SS: 1,500

CC: 1,630

ST: 1,000

KH: 0,021

KV: 0,010

10

AMAX: 1,007

BETA: 0,200

SLD: SS: 1,500

CC: 1,620

ST: 1,000

KH: 0,026

KV: 0,013

AMAX: 1,284

BETA: 0,200

SLV: SS: 1,390

CC: 1,560

ST: 1,000

KH: 0,081

KV: 0,040

AMAX: 2,825

BETA: 0,280

SLC: SS: 1,310

CC: 1,540

ST: 1,000

KH: 0,095

KV: 0,047

AMAX: 3,319

BETA: 0,280

LE COORDINATE ESPRESSE IN QUESTO FILE SONO IN ED50

GEOSTRU SOFTWARE ! WWW.GEOSTRU.COM

COORDINATE WGS84

LATITUDINE: 44.183709

LONGITUDINE: 12.020310

7) – STIMA DELLA SUSCETTIBILITÀ DEL TERRENO ALLA LIQUEFAZIONE

Il termine “liquefazione del terreno” indica diversi fenomeni fisici che portano alla perdita di

resistenza di terreni saturi per l’effetto di sollecitazioni statiche o dinamiche, a seguito della

quale il terreno raggiunge una condizione fluida a bassa viscosità.

In condizioni sismiche la “liquefazione” consiste in una rilevante perdita di resistenza

dovuta alla generazione ciclica di sovrapressioni interstiziali, contrapposta alla perdita di

resistenza dovuta ad una sollecitazione di taglio e/o deformazione monotonica, risultato di

un più ampio e unidirezionale spostamento di taglio.

Dal punto di vista fisico viene spiegata considerando il principio delle tensioni efficaci ',

ovvero le tensioni effettivamente agenti fra le particelle: ' = – (u+!u), dove ' è lo

sforzo efficace, lo sforzo totale, u rappresenta la pressione del liquido presente nella

porosità e !u è la sovrapressione dello stesso fluido causata dal carico rapido.

Il fenomeno consiste in un aumento della pressione interstiziale (u+!u) dovuto ad un

incremento progressivo delle sovrapressioni (!u) che si accumulano per effetto dell’arrivo

del treno di onde sismiche. Questo cambiamento porta ad una diminuzione delle tensioni

efficaci ( ') fino al loro annullamento (quando = u+!u). La conseguenza è un

annullamento della resistenza, causa dell’intensa perdita di capacità portante del terreno

di fondazione, in quanto la resistenza agli sforzi di taglio ("R) di un materiale privo di

11

coesione in condizioni drenate è funzione dell’angolo d’attrito (#') e della tensione efficace

( '): "R = ' · tg#', per cui "R = 0 se ' = 0.

Questo comportamento si verifica se sono contemporaneamente verificate alcune

condizioni:

suscettibilità del terreno: presenza, a profondità inferiore a 15-20 metri e con tavola

d’acqua a meno di 5 metri dal piano di campagna, di terreni saturi, non cementati,

sciolti (Dr < 60%), con diametro medio dei granuli ricadente nel campo delle sabbie

e dotati di scarso contenuto di materiale fine.

condizioni sismiche: perché agisca come fattore d’innesco di liquefazione, il

terremoto deve avere magnitudo M > 5,5 con picco di accelerazione massima

orizzontale PGA > 0,15 g e durata di scuotimento maggiore di 15-20 secondi.

Se queste condizioni si realizzano, dopo un certo numero di scuotimenti sismici la

pressione interstiziale può uguagliare o superare il carico litostatico portando al

“galleggiamento” dei granuli nell’acqua e alla conseguente liquefazione del terreno.

La stratigrafia dell’area di cava in esame, dedotta dalle prove in sito, evidenzia la presenza

di limi sabbiosi e sabbie limose potenzialmente fluidificabili entro gli 8 metri dal p.c.

Nel area oggetto di studio la falda è stata misurata a profondità maggiori rispetto ai livelli

potenzialmente fluidificabili. Inoltre l’esecuzione degli scavi manterrà il livello piezometrico

in condizioni naturali ad una quota prossima al fondo scavo e di conseguenza non potrà

avvenire la saturazione degli orizzonti dotati di caratteristiche di fluidificabilità.

Questa situazione idrogeologica porta ad escludere per i depositi indagati la possibilità di

liquefazione in concomitanza di un evento sismico atteso per lo Stato Limite Ultimo S.L.V.

8) – VERIFICHE DI STABILITÀ DELLA SPONDA IN DESTRA OROGRAFICA DEL RIO RONCO:

La verifica di stabilità è stata effettuata secondo le NTC del 14.01.2008 e riguarda la

rimodellazione morfologica in destra orografica del Rio Ronco;

Per verificare quanto sopra riportato si è proceduto mediante:

a ) esecuzione di una prova a sismica passiva HVSR (Cap. 5);

b ) definizione della categoria del sottosuolo (Cap. 5);

c ) definizione dell’azione sismica (Cap. 6);

d ) analisi delle colonne stratigrafiche relative alle trincee esplorative e sondaggi in area

di proprietà F.M.L. – S.G.S. – SA.PI.FO. – Rubini – Selli (Allegato A1) e delle relative

12

prove di laboratorio sui campioni prelevati nelle trincee esplorative n° 1-3-5-7 in

proprietà F.M.L. – S.G.S. – SA.PI.FO. – Rubini (Allegato A3);

e ) analisi delle colonne stratigrafiche relative alle trincee esplorative in area di proprietà

Ciocca – Maglieri – Milanesi – Tedaldi (Allegato A4) (esercente Garavini Luigi) e delle

relative prove di laboratorio (Allegato A7);

f ) analisi delle colonne stratigrafiche relative alle trincee esplorative e sondaggi in area

di proprietà Sansoni (Allegato A6) e delle relative prove di laboratorio sui campioni

prelevati nelle trincee esplorative n° 1-3-5-7 in proprietà F.M.L. – S.G.S. – SA.PI.FO.

– Rubini (Allegato A3);

g ) attenta analisi del progetto di scavo e ripristino;

8.1) – Considerazioni generali:

Le condizioni di stabilità dei terreni sono state oggetto di osservazioni di carattere generale

sulla base dei dati di campagna che comprendono l’assetto morfologico, l’acclività,

l’erodibilità, le frane in atto o potenziali, le condizioni statiche degli edifici e dei manufatti.

L’area d’intervento è perfettamente stabile e non presenta dissesti in atto ne elementi che

facciano prevedere movimenti più o meno estesi del terreno.

La ghiaia è estremamente addensata con densità relativa Dr = 98 % e angolo di attrito

interno drenato !’ = 53°.

L’argilla di substrato è sovraconsolidata e presenta un valore dell’angolo di attrito interno

drenato !’ = 24° e coesione drenata pari a 0,3 kg/cm2.

L’angolo di scavo ha inclinazione di circa 18,5° (pari ad una pendenza del 3/1) per

permettere la buona pratica agronomica ed assicurare la massima stabilità dei luoghi.

8.2) – Parametri geomeccanici caratteristici del terreno dedotti dalle prove in sito, di laboratorio e da letteratura (si veda Allegato A3):

Come riportato nelle “Istruzioni per l’applicazione delle N.T.C. 14.01.2008” (circolare n°

617 del 02/02/2009) nella progettazione geotecnica la scelta dei valori caratteristici dei

parametri deve derivare da una stima cautelativa in funzione del tipo di opera e del

conseguente volume significativo di terreno interessato.

Si riassumono i parametri relativi alle varie unità litotecniche del terreno in ordine di

profondità crescente:

limo argilloso:

Dati ottenuti con prove di laboratorio eseguite su campioni prelevati nella trincea n.1

eseguita nella zona di proprietà F.M.L. – S.G.S. – SA.PI.FO.

13

k = 0,18 kg/cm3 peso medio dell’unità di volume del terreno naturale

"k = 25° angolo di attrito drenato (valore tipico)

c’k = 0,05 kg/cm2 coesione drenata (valore tipico)

WL = 44% limite liquido (valore nella norma)

WP = 19,5% limite plastico

IP = 24,5% indice plastico (terreno mediamente plastico)

A = 0,68 attività (terreno non attivo)

Si evidenzia che i valori di resistenza al taglio sono stati valutati con prove effettuate su

materiale fluidificato e ricostruito, ottenendo un valore di resistenza di “stato critico”. Si è

operato in condizioni di severità.

ghiaia in matrice sabbioso-limosa:

Dati dedotti da prove in sito e letteratura.


"k = 53° angolo di attrito drenato

c’k = 0,01 kg/cm2 pseudocoesione drenata dovuta alla matrice sabbioso-

limosa

argilla di substrato:

Dati dedotti da prove in sito e letteratura.


"k = 24° angolo di attrito drenato

c’k = 0,3 kg/cm2 coesione drenata

8.3) – Condizioni delle verifiche di stabilità:

Si è proceduto, mediante il Programma “Slope” prodotto dalla Geostru, alla verifica di

stabilità delle scarpate utilizzando il metodo di Morgenstern-Price, i coefficienti sismici

relativi allo Stato Limite Ultimo S.L.V. (vedi Cap. 2.2), e la penalizzazione dei parametri

geomeccanici con i coefficienti parziali delle NTC del 14/01/2008.

E’ stato adottato il seguente modello geomeccanico;

1) è stato considerato il livello di falda;

2) le verifiche sono condotte sul profilo di progetto in termini di sforzi efficaci (lungo

termine), condizione più severa nell’esecuzione di scavi;

3) è stato applicato il metodo all’equilibrio limite globale di Morgenstern-Price;

14

4) ai parametri geomeccanici caratteristici assunti, dedotti dalle prove in sito e di

laboratorio, sono stati applicati i coefficienti parziali relativi all’approccio 1

combinazione 2 (A2+M2+R2) definiti nelle tabelle 6.2.I, 6.1.II e 6.8.I delle NTC del

14/01/2008;

5) è stato considerato l’effetto sismico relativo allo Stato Limite Ultimo S.L.V.;

6) non sono stati considerati sovraccarichi in prossimità dei cigli di scavo;

Qui di seguito vengono riassunti i risultati della verifica (l’analisi di stabilità completa e la

relativa relazione di calcolo si trovano nell’Allegato A0).

8.4) – Verifica di stabilità dell’area di laminazione del Rio Ronco

ORIZZONTE

n.

LITOLOGIA DENSITÁ NATURALE

[kg/cm3]

ANGOLO DI ATTRITO INTERNO

DRENATO $ [°]

COESIONE DRENATA

c

[kg/cm2]

1 T.V e limo argilloso 0,18 25 0,05

2 Ghiaia 0,19 53 0,01

3 Substrato argilloso 0,21 24 0,3

Il risultato è qui di seguito riportato:

CONDIZIONE DI VERIFICA

PIEZOMETRICA

EFFETTO SISMICO

CARICHI

SUPERFICI VERIFICATE

N.

MINIMO COEFFICIENTE

DI SICUREZZA FS

lungo termine considerata considerato non considerati 1314 2,42

La verifica è soddisfatta.

10) – PROGETTO DI RIPROFILATURA DELLA SPONDA DESTRA:

Il progetto prevede:

- mantenimento della stessa pendenza longitudinale dell’alveo pari all’1%;

- larghezza dell’alveo pari a 3,0 metri;

- pendenza della sponda destra del 3/1 pari a circa 18,5° che permetterà la buona

pratica agronomica e servirà da volano idrico;

15

11) – CONCLUSIONI DELLA PARTE GEOLOGICA: Da quanto accertato l’area è idonea alla realizzazione della pista ad uso privato per

l’accesso degli autocarri all’area estrattiva.

Non sussiste pericolo di liquefazione in presenza di sisma.

Si consiglia di effettuare i lavori in periodo stagionale favorevole, di eseguire le fossette di

regimazione delle acque superficiali a latere della carrabile e di spostare la linea Telecom.

Lo scotico del terreno vegetale sarà sistemato a latere della pista e verrà rialloggiato al

termine dello smantellamento della stessa.

Dott. Geol. Carlo Fabbri

Dott. Geol. Giuseppe Onorevoli

16

PARTE PROGETTUALE

12) – VERIFICA DEI VOLUMI DI TERRENO E VOLUMI DI INVASO

Effettuate le verifiche di cui ai punti precedenti ed impostata la quota della piena

duecentennale come da Relazione Tecnica del Servizio Tecnico di Bacino Romagna

denominata “Rilevazione Delle Topografie E Analisi Idraulica Degli Affluenti Dei Corsi

D’acqua Principali, Finalizzate Alla Integrazione Della Rete Idraulica Digitale” redatta in

data 17/10/2011 dall’ Ing. Paolo Mazzoli, dalla Dottoressa Francesca Piccinini e dagli

Ingegneri Broccoli, Bagli e de Tassis, per il ramo in oggetto di cui si riporta un’estratto alla

pagina successiva. Dall’immagine sopra è possibile esplicitare la topografia della zona, già

abbastanza a quota depressa per il ramo in oggetto.

17

Tabella 27: Risultati numerici della simulazione del Ronco di Vecchiazzano per

TR200.

Sezioni Progr. Quota

minim

a del

fondo

alveo

Quota

del

pelo

libero

Altezza

critica

Quota

della

linea

dei

carichi

totali

Penden

za della

linea

dei

carichi

Velo

cità

dell

a

corr

ente

n°

Froud

e

Area

bagna

ta

Raggi

o

idraul

ico

Cord

a

bagn

ata

Tension

i

tangenz

iali nel

canale

Total

stream

power

(m) (m) (m) (m) (m/m) (m/s) (mq) (m) (m) (N/mq) (N/ms)

sez1 2090 175.57 176.81 177.51 179.34 0.0671 7.05 2.5 5.19 0.74 6.4 485.63 3424.75

2089 Inl Struct

sez2b 2076.4 168.92 170.99 170.99 171.71 0.0111 3.8 0.97 10.61 0.97 8.38 105.78 364.76

sez2 2055.4 166.69 168.03 168.8 170.97 0.0959 7.59 2.69 4.87 0.6 6.34 563.56 4233.58

2040.9 Inl Struct

sez3 1979.5 162.37 164.69 164.37 165.35 0.0113 3.6 0.78 10.17 2.1 13.33 231.86 834.12

1979 Bridge

sez4 1522.6 150.64 154.02 153.27 154.63 0.0031 3.67 0.66 13.48 2.44 24.03 74.77 203.04

1502.1 Bridge

sez5 1484.6 149.4 151.78 152.38 153.83 0.0296 7.18 1.64 8.36 1.27 17.55 369.12 1616.79

sez6 1393.6 147.35 149.99 150.39 151.42 0.0133 6.07 1.22 14.29 1.14 10.92 148.57 426.17

sez7 1317.6 146.4 149.21 148.47 149.47 0.0022 2.3 0.51 20.92 1.49 12.39 31.76 62.25

sez8 1244.9 145.58 148.33 148.08 149.25 0.0057 4.28 0.86 10.13 2.16 8.64 119.57 483.95

1238.8 Bridge

sez9 1219.1 144.91 147.61 146.77 147.9 0.0017 2.5 0.51 23.62 1.55 13.81 26.2 45.48

sez10 1188.9 144.05 146.86 146.86 147.74 0.0081 4.63 0.91 16.52 1.18 11.97 93.72 232.64

1184.4 Inl Struct

sez12 1168.1 142.32 143.76 144.62 146.55 0.0544 7.44 2.08 5.93 0.75 6.15 401.39 2774.17

sez13 1057.5 140.12 144.06 143.68 144.21 0.0014 2.57 0.43 47.89 1.07 40.96 15.19 13

1055.3 Bridge

sez14 1049.5 140.01 143.64 143.64 144.11 0.0066 3.59 0.64 21.62 0.84 21.48 54.16 102.72

sez15 978.8 139.14 142.11 141.85 142.41 0.0032 3.22 0.61 31.24 1.16 25.48 36.39 47.77

sez16 938.5 138.72 141.35 141.35 142.16 0.0080 4.58 0.95 17.61 1.25 12.06 98.35 228.94

sez17 888.38 137.23 138.69 139.4 141.18 0.0477 7.07 2.22 6.56 0.72 8.34 335.58 2098.64

sez17b 822.88 135.37 138.45 138.1 139.25 0.0056 4.06 0.8 13.19 1.31 6.3 72 223.76

822.28 Bridge

sez18 810.23 135.27 138.04 138.04 139.11 0.0093 4.69 0.98 10.94 1.17 6.05 107.02 401.08

sez19 758.23 134.22 136.29 136.96 138.22 0.0308 6.16 1.66 6.83 0.97 5.35 293.7 1763.11

sez20 736.73 134.21 135.95 136.42 137.51 0.0253 5.53 1.64 7.59 0.93 7.23 229.48 1238.78

sez21 684.43 133.26 134.98 135.35 136.33 0.0183 5.83 1.49 10.57 1.03 8.86 185.2 718.7

sez22 661.43 132.41 135.43 135.11 135.91 0.0056 3.83 0.73 18.6 1.32 10.6 72.43 159.69

sez23 638.13 131.88 134.84 134.84 135.71 0.0092 4.73 0.92 12.83 1.2 7.14 108.86 347.89

sez24 574.73 131.11 132.65 133.22 134.57 0.0281 6.27 1.81 7.93 0.94 8.43 258.98 1339.56

568.73 Bridge

sez25 546.43 130.92 131.71 132.27 133.71 0.0556 6.27 2.41 6.59 0.62 9.93 340.61 2119.05

sez26 482.43 130.2 131.84 131.45 132.12 0.0089 2.34 0.62 17.99 1.2 14.02 104.62 238.43

480.63 Inl Struct

sez27 474.93 127.47 129.52 129.09 129.78 0.0190 2.26 0.62 18.15 1.24 13.44 231.79 523.74

sez28 432.43 126.84 128.92 128.43 129.15 0.0116 2.1 0.57 19.51 1.26 14.25 144.26 303.1

sez29 312.83 125.37 127.29 127 127.62 0.0160 2.52 0.71 16.24 1.15 12.6 181.46 458.05

sez30 297.83 125.15 126.74 126.74 127.28 0.0273 3.26 1 12.59 0.99 11.58 265.74 865.18

sez30b 297.33 124.48 125.69 126.14 127.16 0.0891 5.37 2.01 7.64 0.66 10.52 580.86 3117.33

sez31 229.33 123.67 125.31 125.31 125.86 0.0263 3.29 1 13.46 1 12.5 257.31 845.22

18

sez32 171.73 122.84 124.59 124.43 125.02 0.0030 2.89 0.82 15.27 1.25 13.28 36.96 107

167.18 Bridge

sez33 139.93 122.66 124.32 124.32 124.87 0.0048 3.3 1 13.39 1.07 13 50.57 166.95

sez34 87.43 122.04 123.93 123.93 124.57 0.0057 3.56 1 12.41 1.05 9.54 59.17 210.78

sez35 50.23 121.75 123.78 123.57 124.24 0.0032 2.98 0.8 14.83 1.24 11.33 39.2 116.84

49.23 Bridge

sez36 40.43 120.69 122.6 122.67 123.27 0.0061 3.63 1.08 12.17 1.03 11.42 61.87 224.66

sez37 0 120.06 122.88 121.96 123.07 0.0008 1.93 0.42 24.84 1.53 13.85 11.69 20.8

21

Il ramo oggetto di questo studio confluisce in quello riportato come “Ronco di

Vecchiazzano” in particolare nelle sezioni denominate 3 e 4.

Si è quindi proceduto al calcolo dell’invaso prima e dopo l’intervento di laminazione delle

acque: in ciascuna sezione è riportata la quantità di terreno di sterro, quanta di questa

coinvolge il cappellaccio di limi e argille e quanta invece la Ghiaia in Natura. Quest’ultima

è suddivisa fra la quantità presente in area Privata da quella presente in area Demaniale.

TABELLA 1: SEZIONI

Sezione Progressiva

Sezione

di Sterro

Cappellaccio

Limi e Argille

Ghiaie in natura Area

Q200

PRE

Delta

Area

Q200 Demanio PRIVATA

m mq mq mq mq mq mq

1 0,00 3,87 3,87 0,00 0,00 1,95 0,80

2 23,91 3,73 3,73 0,00 0,00 2,38 0,90

3 47,54 5,77 5,77 0,00 0,00 2,51 1,15

4 73,50 7,83 7,83 0,00 0,00 2,93 1,37

5 89,78 17,31 12,65 0,00 4,66 3,50 1,74

6 105,92 18,28 12,60 0,00 5,68 3,86 1,87

7 132,43 12,02 9,12 0,38 2,52 3,53 2,21

8 155,00 5,12 5,12 0,00 0,00 3,81 2,26

9 179,33 2,66 2,20 0,19 0,27 5,21 1,77

10 203,38 22,35 6,66 0,10 15,59 5,78 2,76

11 234,22 0,00 0,00 0,00 0,00 4,07

12 260,76 31,17 8,02 0,00 23,15 4,63 1,55

13 274,74 21,14 6,75 0,02 14,37 4,08 1,45

14 297,39 0,00 0,00 0,00 0,00 6,91

15 328,84 0,00 0,00 0,00 0,00 4,89

16 376,57 0,00 0,00 0,00 0,00 3,13 2,31

17 407,94 21,98 21,98 0,00 0,00 3,89 2,93

18 438,44 20,48 20,48 0,00 0,00 4,12 2,98

19 455,50 14,34 14,34 0,00 0,00 4,33 4,41

20 480,91 18,29 18,29 0,00 0,00 5,05 3,00

21 504,14 15,44 15,44 0,00 0,00 5,42 3,49

22 523,42 15,57 15,57 0,00 0,00 10,17 3,25

23 548,25 11,15 11,15 0,00 0,00 4,71 3,25

22

24 567,47 17,16 17,16 0,00 0,00 4,16 3,64

25 591,90 34,73 34,73 0,00 0,00 3,87 3,81

26 617,46 22,00 22,00 0,00 0,00 4,69 3,96

27 634,78 50,67 50,67 0,00 0,00 7,01 4,56

28 662,29 59,13 50,81 0,00 8,32 13,16 4,51

29 701,43 26,64 26,64 0,00 0,00 7,70 4,25

30 726,21 24,90 24,90 0,00 0,00 5,89 4,32

31 754,68 8,56 8,56 0,00 0,00 13,63 0,47

32 770,64

Si è quindi proceduto, tramite il calcolo a sezioni ragguagliate, alla definizione dei volumi

totali per ciascuna delle voci di cui sopra:

TABELLA 2: VOLUMI

Tratto Distanza

Sezione di Sterro Cappellaccio

Ghiaie in natura ! Sezioni Ragguagliate

Vol. Q200

PRE

Delta Vol. Q200 POST

Demanio

in!Alveo Privata

m mc mc mc mc mc mc

1!2 23,91 46,27 46,27 0,00 0,00 23,31 9,56

2!3 23,63 89,79 44,07 0,00 0,00 28,12 10,63

3!4 25,96 123,31 74,89 0,00 0,00 32,58 14,93

4!5 16,28 110,70 63,74 0,00 0,00 23,85 11,15

5!6 16,14 202,88 102,09 0,00 37,61 28,25 14,04

6!7 26,51 471,75 167,01 0,00 75,29 51,16 24,79

7!8 22,57 341,94 102,92 4,29 28,44 39,84 24,94

8!9 24,33 208,51 62,28 0,00 0,00 46,35 27,49

9!10 24,05 93,55 26,46 2,28 3,25 62,65 21,28

10!11 30,84 385,65 102,70 1,54 240,40 89,13 42,56

11!12 26,54 296,58 0,00 0,00 0,00 54,01 0,00

12!13 13,98 217,88 56,06 0,00 161,82 32,36 10,83

13!14 22,65 592,41 76,44 0,23 162,74 46,21 16,42

14!15 31,45 332,43 0,00 0,00 0,00 108,66 0,00

15!16 47,73 0,00 0,00 0,00 0,00 116,70 0,00

16!17 31,37 0,00 0,00 0,00 0,00 49,09 36,23

17!18 30,50 335,20 335,20 0,00 0,00 59,32 44,68

23

18!19 17,06 362,18 174,69 0,00 0,00 35,14 25,42

19!20 25,41 442,39 182,19 0,00 0,00 55,01 56,03

20!21 23,23 379,00 212,44 0,00 0,00 58,66 34,84

21!22 19,28 325,16 148,84 0,00 0,00 52,25 33,64

22!23 24,83 384,99 193,30 0,00 0,00 126,26 40,35

23!24 19,22 256,78 107,15 0,00 0,00 45,26 31,23

24!25 24,43 345,81 209,61 0,00 0,00 50,81 44,46

25!26 25,56 663,15 443,85 0,00 0,00 49,46 48,69

26!27 17,32 491,28 190,52 0,00 0,00 40,62 34,29

27!28 27,51 999,58 696,97 0,00 0,00 96,42 62,72

28!29 39,14 2.148,79 994,35 0,00 162,82 257,54 88,26

29!30 24,78 1.062,69 330,07 0,00 0,00 95,40 52,66

30!31 28,47 733,67 354,45 0,00 0,00 83,84 61,50

31!32 15,96 267,01 68,31 0,00 0,00 108,77 3,75

TOTALE 770,64 12.711,32 5.566,86 8,34 872,36 2.047,04 927,40

E’ quindi risultato un volume pre-intervento, alla piena duecentennale, di 2047,04 mc

mentre il volume post-intervento è 2974,44 mc con un incremento di 927,40 mc (maggiore

quindi del 45,3%).

Sono risultati inoltre 8,34 mc di ghiaia in natura in terreno demaniale e 872,36 mc in

terreno privato che, applicata una resa ridotta del 15% per sfridi e mescolamenti, è pari a

748,59 mc in totale. Il movimento terra totale è risultato di 12.711.32 mc.

Dai grafici, l’area di intervento risulta per la maggior parte entro i 10 metri dalla sponda

attuale ed al massimo di 16 metri puntualmente. La nuova scarpata che viene formata

rimane in ogni caso a più di 30 metri (33,10 circa) dagli edifici esistenti. La sezione

dell’alveo termina con una tubazione che fornisce quindi una strozzatura di “laminazione”

al tronco in oggetto, che potrà essere ridotta se si vuole modificare il limite ai 10 l/s * Ha.

Come indicato in relazione Generale l’evento piovoso per il fosso del Rio Ronco o ramo

del fosso di Vecchiazzano, posto a N-O del Polo n. 15 è così calcolato:

Le acque meteoriche che interessano la depressione che divide il settore 4B sono drenate

dal materasso ghiaioso presente lungo tutto il perimetro della trincea. Vari sopralluoghi

24

non hanno evidenziato presenza di aree di ristagno anche dopo periodi piovosi e di

scioglimento della neve.

Calcolo dell’intensità di pioggia e quantificazione idrologica del microbacino eseguito secondo il metodo regionale

Analizzando la distribuzione statistica dei dati di pioggia, regolarizzata con una funzione di

densità di probabilità del tipo TCEV (two components estreme value distribution), si è

ottenuta la possibilità di calcolare una “pioggia indice” di riferimento, rappresentativa in

qualche modo della pioggia massima media annua, per ciascuna durata. I dati sono stati

interpolati con una legge di potenza, ottenendo le curve di possibilità climatica “indice” (di

per sé non rappresentative), che legano la precipitazione h [mm] alla sua durata d [ore]

secondo una relazione:

h = a d n (1)

in cui i parametri a ed n sono funzione dei parametri “pioggia massima annuale media di

durata 1 ora” (m1) e “pioggia massima annuale media di durata 24 ore” (m24). Noti questi

ultimi parametri, si può calcolare il valore di a ed n virtualmente in ogni punto del territorio.

Per la zona in esame, nella figura 1 di seguito riportata, è individuata una isolinea dei

valori di m1 pari a 24,0 mm (a) dove m1 rappresenta la “pioggia massima annuale media

di durata di 1 ora”. Per ottenere la curva di possibilità climatica di assegnato tempo di

ritorno a partire dalla (1), occorre moltiplicare il parametro a per un fattore di crescita X che

dipende dal tempo di ritorno e che viene ricavato dall’analisi della distribuzione di

probabilità dei valori di pioggia. Questo fattore assume per i vari tempi di ritorno di

maggiore interesse applicativo i seguenti valori:

Zona est T=30 anni T=50 anni T=100 anni T=200 anni T=500 anni

d = 1-6 ore 2.00 2.25 2.62 2.99 3.50

d 12 ore e 1 g 1.94 2.17 2.51 2.86 3.34

Zona ovest T=30 anni T=50 anni T=100 anni T=200 anni T=500 anni

d = 1 ora 1.87 2.05 2.29 2.54 2.88

d = 3 ore 1.83 2.00 2.24 2.47 2.80

d 6 ore e 1 g 1.75 1.90 2.11 2.33 2.61

La pioggia di durata d e di tempo di ritorno assegnato viene calcolata con la relazione:

h’ = X a dn (2)

d = 1 ora (valore più severo)

X = 2,00 - 2,25 - 2,62 (Zona Est con T = 30 - 50 - 100 anni)

a = 25,75 mm = m1

25

Da cui:

h’= 1,87 ! 25,75 mm ! 1 ora = 48,15 mm/h pioggia con tempo di ritorno trentennale

h’= 2,05 ! 25,75 mm ! 1 ora = 52,79 mm/h pioggia con tempo di ritorno cinquantennale

h’= 2,29 ! 25,75 mm ! 1 ora = 58,97 mm/h pioggia con tempo di ritorno centennale

h’= 2,54 ! 25,75 mm ! 1 ora = 65,40 mm/h pioggia con tempo di ritorno duecentennale

Quantificazioni idrologiche per il microbacino sotteso dall’area d’intervento:

La portata è calcolata mediante:

Q = " ! i ! A

i = 25,75 mm/h (intensità pioggia)

A = area del bacino in m2

" = coefficiente di deflusso pari a 0,05 per orti, giardini, seminativo con piccole pendenze.

Si riassumono i dati in tabulato:

Bacino

Superficie

m2

Intensità pioggia

m/h

Coeff. deflusso

"

Portata oraria

m3/h

Portata al sec.

m3/s

1 40ú000 0,02575 0,05 51,50 0,01

Nell’ipotesi di evento piovoso con tempo di ritorno T = 30 anni si avrà:

Bacino

Superficie

m2

Intensità pioggia

m/h

Coeff. deflusso

"

Portata oraria

m3/h

Portata al sec.

m3/s

1 40ú000 0,04815 0,05 96,30 0,03


Bacino

Superficie

m2

Intensità pioggia

m/h

Coeff. deflusso

"

Portata oraria

m3/h

Portata al sec.

m3/s

1 40ú000 0,05279 0,05 105,58 0,03


Bacino

Superficie

m2

Intensità pioggia

m/h

Coeff. deflusso

"

Portata oraria

m3/h

Portata al sec.

m3/s

1 40ú000 0,05897 0,05 117,94 0,03


Bacino Superficie Intensità pioggia Coeff. deflusso Portata oraria Portata al sec.

26

m2 m/h " m3/h m3/s

1 40ú000 0,06540 0,05 130,80 0,036

Figura 1: carta delle isoiete m1 (Autorità dei bacini romagnoli)

27

Calcolo del tubo in uscita:

Dimensionamento Strozzatura

Battente massimo 100 cm

Diametro 1000 mm

Portata defluente 2086 l/sec

13) – CONCLUSIONI DELLA PARTE PROGETTUALE:

I calcoli idrologici relativi ai bacini afferenti i diversi corsi d’acqua analizzati sono stati condotti secondo

quanto indicato nella Direttiva idraulica della Autorità dei Bacini Regionali Romagnoli (ADBRR , 2003)

utilizzando il “Metodo Razionale con coefficiente di deflusso in forma probabilistica” al fine di valutare

per ogni corso d’acqua il valore della portata al colmo con tempo di ritorno 200 e 30 anni. Tali risultati,

estrapolati dalla citata Relazione Tecnica del Servizio Tecnico di Bacino Romagna denominata

“Rilevazione Delle Topografie E Analisi Idraulica Degli Affluenti Dei Corsi D’acqua Principali, Finalizzate

Alla Integrazione Della Rete Idraulica Digitale” redatta in data 17/10/2011 dall’ Ing. Paolo Mazzoli,

dalla Dottoressa Francesca Piccinini e dagli Ingegneri Broccoli, Bagli e de Tassis, sono sostanzialmente

ad essa coincidenti e qui riportati per completezza documentale.

Il metodo razionale utilizzato è finalizzato alla stima della precipitazione di durata d (ore) e tempo di

ritorno T ed alla valutazione delle portate al colmo di assegnato rischio. Rimandando alla sopracitata

direttiva per ogni approfondimento, si riporta di seguito una sintesi del metodo utilizzato.

Si definiscono:

# K!(d,T) fattore di frequenza

# x'Q(T) fattore di crescita della variabile idrologica portata al colmo di tempo di ritorno T

# x'P(d,T) fattore di crescita della variabile idrologica precipitazione di durata d e tempo di

ritorno T

# " coefficiente medio di afflusso

# ! coefficiente di deflusso (rapporto tra apporto meteorico e deflusso superficiale).

La portata Q è definita tramite la formula:

28

Ponendo:

K!(d,T)= x’Q(T) / x’P (Tc,T)

Si ottiene:

Il tempo di corrivazione Tc[hr] viene calcolato tramite la formula di Giandotti:

in cui A è l’area del bacino [km2], L la lunghezza dell’asta principale [km] e H l’altezza media del

bacino alla sezione di chiusura [m].

La curva di possibilità climatica ragguagliata è data da:

in cui il coefficiente di riduzione areale è definito da:

I valori dei fattori di crescita x'Q(T) e x'P(d,T) sono indicati all’interno della Direttiva idraulica. Il

coefficiente medio di afflusso è valutato in funzione del valore dell’indice CN.

I parametri m1 ed n per diversi tempi di ritorno, ed i loro valori indice sono disponibili presso il sito

web dell’Autorità di Bacino in versione cartografica e derivano dalle analisi regionali condotte per la

ADBRR riportate in ( Franchini, 2001) :

http://www.regione.emilia-romagna.it/baciniromagnoli/Elab_PSRI.htm

29

TABELLA DEI RISULTATI NEL TRONCO IN OGGETTO (RONCO DI VECCHIAZZANO)

Il tronco riguarda la parte iniziale del ramo che interessa un bacino da 1,73 kmq fino a 8,75 kmq.

Sezione

T

ritorno

Area

bacino

Lungh. Asta

princ. H

Tc

(giandotti) CN y x'Q(T) x'P(d,T)

anni kmq km m ore

sez. valle 200 8.75 6.89 51.10 3.88 85.7681 0.58 5.15 2.99

sez.intermed 200 8.4 6.32 51.10 3.68 85.7681 0.58 5.15 2.99

sez. monte 200 1.73 3.08 29.72 2.27 85.2266 0.58 5.15 2.99

sez. valle 30 8.75 6.89 51.10 3.88 85.7681 0.58 2.82 2.00

sez.intermed 30 8.4 6.32 51.10 3.68 85.7681 0.58 2.82 2.00

sez. monte 30 1.73 3.08 29.72 2.27 85.2266 0.58 2.82 2.00

Sezione

zone

bacino

T

ritorno K(d,T) m1 n

Coeff rid

ARF(d,A)

Curva di poss. Ragg. h' (Tc,T) Q(T) q(T)

anni mm mm mc/s

mc/s/kmq

sez. valle est 200 1.72 24.556 0.308974 0.963 107.5 67.3 7.7

sez.intermed est 200 1.72 24.5751 0.309499 0.964 106.0 67.1 8.0

sez. monte est 200 1.72 24.631 0.313843 0.991 94.3 20.0 11.6

sez. valle est 30 1.41 24.556 0.308974 0.963 71.9 36.9 4.2

sez.intermed est 30 1.41 24.5751 0.309499 0.964 70.9 36.7 4.4

sez. monte est 30 1.41 24.631 0.313843 0.991 63.1 10.9 6.3

30

Considerato l’evento piovoso con tempo di ritorno trentennale T30 avremo una portata in

ingresso 10,9 mc/s ovvero 10900 l/s. Considerata la strozzatura vi sarà una portata

defluente di 2086 l/s. La differenza di 8814 l/s ovvero 8,8 mc/s viene laminata dal bacino

così formato comprendente un volume di 2974 mc. Tale volume è quindi in grado di

laminare il picco di piena per 338 secondi riducendolo a 2,09 mc/s senza esondare nel

territorio circostante (la quota del tirante idrico è sempre inferiore a quella degli argini

laterali). Considerando il progressivo allagamento delle aree agricole, nell’ipotesi di piano

ribassato (circa 4 metri di media ma comunque superiore, puntualmente, al fondo alveo), il

volume di invaso ammonta a 27497 mc, delineando una capacità di laminazione per 52

minuti di evento piovoso critico.

Considerato invece l’evento piovoso con tempo di ritorno trentennale T200 avremo una

portata in ingresso 20,0 mc/s ovvero 20000 l/s. Considerata la strozzatura vi sarà una

portata defluente di 2086 l/s. La differenza di 17914 l/s ovvero 17,9 mc/s viene laminata

dal bacino così formato comprendente un volume di 2974 mc. Tale volume è quindi in

grado di laminare il picco di piena per 166 secondi riducendolo a 2,09 mc/s senza

esondare nel territorio circostante. Considerando il progressivo allagamento delle aree

agricole, nell’ipotesi di piano ribassato (circa 4 metri di media ma comunque superiore,

puntualmente, al fondo alveo), il volume di invaso ammonta a 27497 mc, delineando una

capacità di laminazione per 25 minuti circa di evento piovoso critico.

Da tale analisi, il piano di ripristino ribassato è quello che attiene i migliori risultati dal

punto di vista idraulico.

31

OFFICIOSITA' SEZIONI

Sezione Progr. Quota

Fondo

Fondo

Alveo

Tirante

Idrico

Contorno

Bagnato

Raggio

Idraulico Pend. K Velocità Portata

m m m m m m m/m % m/s mc/s

1 0,00 55,95 0,70 1,00 5,26 0,52 1,506% 20,8 1,85 5,08

2 23,91 55,59 0,70 1,07 5,89 0,56 1,523% 21,3 1,96 6,44

3 47,54 55,23 0,70 1,15 6,17 0,59 1,541% 21,8 2,09 7,63

4 73,50 54,83 0,70 1,23 6,81 0,63 1,597% 22,3 2,24 9,65

5 89,78 54,57 0,70 1,30 7,85 0,67 1,611% 22,8 2,36 12,39

6 105,92 54,31 0,70 1,37 8,18 0,70 1,697% 23,2 2,53 14,50

7 132,43 53,86 0,70 1,50 7,64 0,75 1,595% 23,8 2,61 14,97

8 155,00 53,50 0,70 1,58 7,73 0,78 1,439% 24,2 2,57 15,60

9 179,33 53,15 0,80 1,64 8,45 0,83 1,455% 24,6 2,70 18,86

10 203,38 52,80 0,80 1,70 9,91 0,86 0,746% 25,0 2,01 17,13

11 234,22 52,57 1,79 1,27 5,59 0,73 0,641% 23,5 1,61 6,54

12 260,76 52,40 1,80 1,21 8,84 0,70 0,644% 23,2 1,56 9,61

13 274,74 52,31 0,80 1,33 8,02 0,69 1,413% 23,1 2,28 12,59

14 297,39 51,99 0,80 1,38 9,66 0,72 2,671% 23,4 3,23 22,35

15 328,84 51,15 0,70 1,42 6,88 0,71 0,649% 23,3 1,59 7,75

16 376,57 50,84 0,80 1,49 7,23 0,75 0,765% 23,8 1,81 9,83

17 407,94 50,60 0,80 1,58 8,51 0,80 0,754% 24,4 1,89 12,92

18 438,44 50,37 0,80 1,65 8,54 0,83 0,762% 24,7 1,97 13,95

19 455,50 50,24 0,80 1,70 10,12 0,86 0,748% 25,0 2,01 17,58

20 480,91 50,05 0,80 1,76 9,13 0,88 0,517% 25,2 1,70 13,70

21 504,14 49,93 0,80 1,77 9,98 0,89 0,622% 25,3 1,89 16,83

22 523,42 49,81 0,80 1,76 14,90 0,90 0,362% 25,4 1,45 19,49

23 548,25 49,72 0,80 1,76 9,04 0,88 0,520% 25,2 1,71 13,59

24 567,47 49,62 1,00 1,76 8,71 0,90 0,491% 25,4 1,68 13,12

25 591,90 49,50 1,20 1,76 8,44 0,91 2,074% 25,5 3,50 26,90

26 617,46 48,97 1,00 1,89 9,09 0,95 4,850% 25,9 5,57 48,14

27 634,78 48,13 1,00 1,98 11,47 1,01 2,145% 26,4 3,89 45,02

28 662,29 47,54 0,80 2,00 17,36 1,02 0,945% 26,5 2,60 45,98

32

29 701,43 47,17 0,80 2,03 11,75 1,02 1,735% 26,5 3,52 42,09

30 726,21 46,74 0,80 2,01 10,26 1,00 0,843% 26,3 2,41 24,62

31 754,68 46,50 0,80 2,00 13,92 1,01 0,627% 26,5 2,11 29,74

32 770,64 46,40

Per riassumere qindi l’ipotesi studiata, ovvero il recupero dei piani attali - più conservativa,

permette di aumentare il volume di invaso e ridurre di 8,8 mc/sec il picco di piena TR30 e

di far fronte al TR 200 portandolo a circa 2000 l/s circa (determinato dalla strozzatura a

valle). Se dovesse attuarsi quella a piani ribassati, sempre tramite risezionamento del

ramo ma con pendenze più lievi in destra idraulica (e quindi una maggiore area coinvolta)

è stato calcolato che potrebbe far fronte all’evento TR 30 per circa 52 minuti per il bacino

di competenza (8,75 kmq) mentre per l’evento critico TR 200 anni il contributo sarebbe di

circa 25 minuti con un recapito come detto di 2 mc/s in luogo dei 20 mc/s previsti senza

intervento.

L’opera idraulica è ottimale sia per consumo del suolo che per operatività idraulica

secondo i disegni predisposti.

Dott. Ing. Simone Riminucci

OGGETTO: POLO n° 15 “VECCHIAZZANO”...

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