Relazione Rio Malborghetto Moro-Prelog

Università Degli Studi di Trieste

Facoltà di Ingegneria

Anno Accademico 2008-2009

Corso di Sistemazione dei Bacini Prof. E. Caroni

Progettazione delle opere di

Sistemazione del Rio Malborghetto

Autori:

Nicola Moro

Piero Prelog

Corso di Sistemazione dei Bacini – Sistemazione del Rio Malborghetto

2

Indice:

1. Scopo della relazione pag. 3

2. Elaborazione statistica delle precipitazioni pag. 4

3. Progettazione della briglia pag. 7

3.1. Calcolo del Run-off

3.1.1.Caratteristiche del bacino

3.2. Calcolo della portata solida

3.3. Dimensionamento idraulico della briglia

3.4. Dimensionamento della vasca di dissipazione e della

controbriglia

3.5. Dimensionamento della briglia

3.5.1.Stabilità prima dell’interrimento

3.5.2.Stabilità dopo l’interrimento in condizioni drenate

3.5.3.Stabilità dopo l’interrimento in condizioni non

drenate

3.6. Verifica al ribaltamento

3.7. Verifica allo scorrimento

3.8. Verifica al sifonamento e dimensionamento dei taglioni

4. Progettazione delle soglie pag. 24

5. Progettazione del muro di sponda pag. 31

6. Bibliografia pag. 32


3

1. Scopo della relazione Il presente lavoro ha lo scopo di progettare alcune opere di sistemazione dell’asta

fluviale del Rio Malborghetto, affluente del Fella. Il bacino si sviluppa

prevalentemente da Nord a Sud per una superficie stimata in 23,14 km2 e posizionato

tra Pontebba e Tarvisio (Figura 1).

Le opere progettate sono:

Briglia a gravità con vasca di dissipazione e contro briglia per trattenere il

materiale solido trasportato a valle

Soglie per ridurre la pendenza del fondo e dunque velocità e capacità di

trasporto della corrente

Muro di sostegno per impedire la divagazione del torrente nella zona più a

valle del conoide

Le informazioni sulle quali ci si è basasti sono:

Estratti della CTR;

Dati pluviometrici delle stazioni di Pontebba e Tarvisio.

Figura 1: Estratto della Carta Tecnica Regionale.


4

2. Elaborazione statistica delle precipitazioni

Tra i dati disponibili sulle intensità di precipitazione di Pontebba e Tarvisio dal 1923

al 1994, sono stati selezionati quelli di durata pari a 1, 3, 6, 12 e 24 ore. I dati sono

stati ordinati in modo crescente rispetto all’intensità in mm/h d è stata assegnata loro

la variabile standardizzata empirica di Gumbel:

con: i indice progressivo

n numero totale di eventi della medesima durata.

In seguito si sono plottati i valori di y rispetto alle intensità di pioggia valutando il

trend lineare delle cinque nuvole di punti empiriche relative alle cinque durate di

riferimento ottenendo le rette rappresentative le cui equazioni sono riportate in

Tabella 1.

Durata [h] Tarvisio Pontebba

1 y = 5,6135x + 17,306 y = 9,872x + 22,872

3 y = 8,9467x + 28,604 y = 14,986x + 36,864

6 y = 10,97x + 41,733 y = 21,881x + 53,079

12 y = 13,39x + 57,879 y = 31,72x + 73,904

24 y = 16,558x + 78,108 y = 36,48x + 104,07

Tabella 1: Equazioni delle curve di Gumbel per le varie durate di pioggia.

Utilizzando il tempo di ritorno previsto per le opere di difesa fluviali:

Tr = 50 anni,

si è calcolato il valore:

yTr = = 3,90

con: F = = 0,98.

Con il valore yTr si sono determinati i 5 punti con cui costruire le LSPP (Linea di

Segnalazione di Possibilità Pluviometrica) di Pontebba e Tarvisio (Figura 2 e Figura

3) con cui poter stimare l’altezza media j di pioggia relativo ad un evento di durata

arbitraria.

L’andamento delle due curve è rappresentabile con l’equazione:

j = a*dn


5

Pertanto si sono stimati i parametri in Tabella 2.

Pontebba Tarvisio

a 60,70 40,00

n 0,4523 0,4063

Tabella 2: Parametri di Gumbel per Pontebba e Tarvisio.

Figura 2: Grafico di stima della LSPP ricavata dai dati pluviometrici di Pontebba.

Figura 3: Grafico di stima della LSPP ricavata dai dati pluviometrici di Tarvisio.

y = 60,704x0,4523

0

50

100

150

200

250

300

0 5 10 15 20 25 30

LSPP pontebba

y = 40x0,4063

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 5 10 15 20 25 30

LSPP Tarvisio


6

Per ottenere la curva LSPP più attendibile relativamente al bacino del Rio

Malborghetto (Figura 4) si sono calcolati i parametri a e n della curva pesandoli

rispetto all’inverso del quadrato della distanza:

Con: A distanza Pontebba – Malborghetto

B distanza Tarvisio – Malborghetto

E analogamente per il parametro n.

Si sono ottenuti i valori riportati in Tabella 3.

Pontebba Tarvisio Malborghetto

Distanza da

Malborghetto [km] 9,4 4,8 /

a 60,70 40,00 44,28204811

n 0,4523 0,4063 0,415813824

Tabella 3: Parametri di Gumbel stimati per Malborghetto.

Figura 4: Grafico della LSPP stimata per il bacino del Rio Malborghetto.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0,25

1

1,75 2,

5

3,25

4

4,75 5,

5

6,25

7

7,75 8,

5

9,25 10

10,7

5

11,5

12,2

5 13

13,7

5

14,5

15,2

5 16

16,7

5

17,5

18,2

5 19

19,7

5

20,5

21,2

5 22

22,7

5

23,5

LSPP Malborghetto


7

3. Progettazione della briglia

Lo scopo della realizzazione della briglia è quello di rallentare la velocità di moto

uniforme della corrente e ridurre la capacità di trasporto solido al fondo fermando il

materiale ed asportandolo periodicamente. La briglia è stata posizionata a quota Z0 =

1025 metri s.l.m.m. alla confluenza del Rio Malborghetto da Nord-Ovest con il Rio

Auernig, l’altro ramo principale da Nord-Est, dove vi è la possibilità di contenere

volumi maggiori e una adeguata accessibilità per la rimozione del solido trattenuto.

3.1. Calcolo del run-off

Per stimare la portata uscente alla sezione di chiusura del sottobacino considerato si è

utilizzato il tempo di Corrivazione calcolato con il metodo di Giandotti.

3.1.1. Caratteristiche del bacino

Il sottobacino idrografico che confluisce alla sezione di ubicazione della briglia ha

un’area stimata in:

Asb = 11,76 km2

La lunghezza dell’asta principale (Rio Malborghetto) è stimata in:

L = 4,77 km

Per il calcolo della quota media del bacino si è costruita la curva ipsografica del

sottobacino (Figura 5) e la quota media è stimata in:

H = 1450 m

Figura 5: Curva ipsografica del sottobacino con sezione di chiusura a quota 1025 metri s.l.m.m.

1900 m

1700 m

1500 m

1300 m

1100 m1025 m(briglia)

1450 m (quota media bacino)

1025

1125

1225

1325

1425

1525

1625

1725

1825

1925

2025

0 2 4 6 8 10 12 14

Qu

ota

[m

]

Area Bacino [km2]


8

In base alle caratteristiche di copertura boschiva e di pendenza del terreno si è

assunto il coefficiente di deflusso:

φ = 0,25

Si determina il tempo di Corrivazione con la formula di Giandotti:

1,26

L’intensità di pioggia di progetto è determinata come:

p = a*Tcn-1

= 38,59

Ed infine la portata in uscita alla sezione considerata a quota 1025 metri è stimata in:

Q = c*p* φ*Asb = 31,52

con c = coefficiente di correzione per le unità di misura.

3.2. Calcolo della portata solida

E’ stato utilizzato il metodo di Meyer Peter – Muller per la valutazione della portata

solida e l’approccio di Shields per il calcolo della pendenza di equilibrio.

Si sono adottati i seguenti parametri:

Sedimenti:

d50 = 0,08 m

d90 = 0,25 m

ρ = 1000 kg/m3 γ = 9810

ρs = 2600 kg/m3 γs = 25506

Alveo:

Pendenza del fondo if = 0,02375

Larghezza sezione b = 8 m

Parametro di Shields critico (Meyer Peter – Muller)

Yc = 0,047

Tensione tangenziale critica

τcr = S*( γs- γ)*d50 = 59,017

Coefficiente di Gauler – Strickler


9

ks = = 32,758

Raggio idraulico

Rh = = 1,456 m

Tensione tangenziale del corso d’acqua

τ = if*Rh* γ = 339,31

Parametro di Shields

= 0,270

Attraverso l’utilizzo della equazione di Meyer-Peter e Muller:

è stata ricavata l’espressione adimensionale della portata solida per unità di larghezza

dell’alveo Φ espressa dalla formula:

Da cui si è ottenuto il valore:

qs = 0,0756

e dunque:

Qs = qs*b = 0,605 .

La pendenza di equilibrio per il trasporto solido in corrispondenza della sezione è:

= 0,00413


10

3.3. Dimensionamento idraulico della briglia

La briglia sarà del tipo a gravità ed è stata dimensionata con l’obbiettivo di impedire

il passaggio del materiale con diametro superiore a d50 = 0,08 metri. Il muro della

briglia sarà dotato di dreni a sezione circolare del diametro di 40 cm. Nella zona di

deposizione del materiale verranno costruite opere a difesa delle sponde, con massi a

scogliera, in modo da evitare un’erosione causata dalle correnti che si potrebbero

impostare ai lati dell’accumulo del materiale.

Nell’impostare i calcoli si utilizzerà lo schema di Figura 6.

Figura 6: Schema di funzionamento di una briglia a gravità.

In prossimità della sezione la corrente ha le seguenti caratteristiche:

Altezza critica del pelo libero di monte yc = 1,165 m

Velocità critica della corrente di monte vc = 3,381

Altezza del profilo di moto uniforme y0 = = 0,661 m

Velocità del profilo di moto uniforme v0 = = 6,486

Numero di Froude della corrente Fr0 = = 2,546 > 1

(Corrente Veloce)

Per definire la larghezza della gaveta (bs) ed avere la certezza della formazione del

risalto è stato assunto il rapporto di riduzione:


11

Da cui una larghezza di progetto:

bs = 4 m

e una portata per unità di larghezza della gaveta:

7,879

Per verificare l’effetto di rallentamento della corrente da parte della briglia si è

calcolata l’altezza critica de pelo libero in corrispondenza della gaveta:

yc = 1,849 m

e per ricavare l’altezza del pelo libero y della corrente a valle del risalto si sono

eguagliati i livelli di energia della corrente ottenendo il valore y in modo ricorsivo.

Hc = = 1,5*yc = 2,774 m = H2

Da cui:

y2 = 2,663 m

v2 = 1,479

Fr2 = 0,2894 < 1

Dopo il risalto e prima della gaveta la corrente è lenta e permette il passaggio di

materiale con un diametro massimo stimato empiricamente con:

0,0342 m < d50 = 0,08 m.

In base ai precedenti calcoli si assumerà una altezza della gaveta di 2,5 m che si

raccorderà alle ali con un angolo di 45°. Le ali arriveranno complessivamente ad una

altezza di 3 m per poter contenere anche il flusso di piena in condizioni di briglia

riempita. Il coronamento della struttura (gaveta e ali) saranno ricoperti con delle

lastre in pietra dello spessore di 20 cm per evitare l’erosione del calcestruzzo. E’

prevista inoltre la realizzazione di una sporgenza di 0,5 metri dal bordo della gaveta

verso valle per evitare il contatto tra il flusso d’acqua e la parete di valle del corpo

della briglia

Si assumerà per le successive verifiche statiche una altezza z del corpo briglia di 5,3

m.


12

3.4. Dimensionamento della vasca di dissipazione e della

controbriglia

La vasca di dissipazione e la controbriglia hanno lo scopo di concentrare al suo

interno i fenomeni dissipativi e di rallentare la corrente subito a valle del salto della

briglia. Essa è stata dimensionata considerando che il livello energetico Hc a valle

della briglia risulti coincidente con quello critico e quindi è stata determinata l’altezza

in corrente veloce del pelo libero y1 (yv nello schema sottostante) mediante il

procedimento ricorsivo utilizzato nel caso della briglia selettiva. In questo modo si

sono potuti calcolare velocità e numero di Froude in corrente veloce nel tratto di

larghezza b a valle della briglia.

Hc = 2,774 m

y1 = 0,603 m

v1 = 6,526

Fr1 = 2,682 > 1

Per avere la certezza della localizzazione del risalto nella vasca è stata calcolata

l’altezza in corrente lenta immediatamente successiva al fenomeno dissipativo

mediante la formula:

= 2,007 m

v2 = 1,962

Fr2 = 0,4422 < 1

La lunghezza del risalto per definire il tratto da corazzare prima della contro briglia li

stima con il rapporto:

Lr = 12,44 m

Analogamente alla gaveta della briglia in base al numero di Froude Fr2 della corrente

è stato assunto un rapporto di restringimento per la contro briglia che assicurasse la

formazione del risalto pari a 0,8 e dunque un larghezza per la contro briglia:

b’s = 6,4 m

Infine è stata stimata l’altezza del cuscino di dissipazione a ridosso del corpo della

briglia:

3,327 m

All’interno della vasca di dissipazione è previsto l’uso di materiale lapideo di grossa

pezzatura posto in appositi gabbioni per rivestire il fondo in modo da aumentare la


13

dissipazione grazie ad un incremento della scabrezza, le pareti della vasca di

dissipazione saranno con massi a scogliera.

Per il dimensionamento si è fatto riferimento allo schema in Figura 7.

Figura 7: Schema di funzionamento di una vasca di dissipazione con controbriglia.


14

3.5. Dimensionamento della briglia

I calcoli statici e le verifiche sono state condotte rispetto alle seguenti condizioni

limite:

stabilità PRIMA dell’interrimento;

stabilità DOPO l’interrimento in condizioni drenate;

stabilità DOPO l’interrimento in condizioni NON drenate (dreni occlusi);

al ribaltamento;

al sifonamento;

allo scorrimento.

Le grandezze e i coefficienti utilizzati sono:

Altezza della briglia z = 5,5 m

Tirante in corrispondenza della gavetà h = 1,7 m

Altezza del cuscino di dissipazione Yv = 3,1 m

Peso specifico del materiale solido secco γd = 25506

Peso specifico dell’acqua γw = 9810

Peso specifico del materiale solido saturo γsat = γd(1-n)+ γwn = 20797,2

Peso specifico del calcestruzzo γc = 23500

Porosità n = 0,3

Angolo di attrito del terreno φ = 30°

Coefficiente di spinta attiva Ka = 0,3

Coefficiente di spinta a riposo K0 = 0,5

Coefficiente di sicurezza al ribaltamento G = 1,5

Coefficiente di attrito calcestruzzo-terreno f = 0,7

Coefficiente di Bligh-Lane Cw = 4 (ghiaie fini)

Le grandezze predimensionate sono:

Base della briglia (Kronfeller-Kraus)

b = α1(z+h) = 5,04 m valore di progetto b = 5,5 m

Altezza della fondazione (Kronfeller-Kraus)

zf = α2(z+h) = 2,88 m valore di progetto zf = 3 m

Lunghezza dello sporto di valle

zv = 0,7zf = 2,02 m valore di progetto zv = 2,2 m

Base superiore della briglia

s = b-ns*z = 3,82 m valore di progetto s = 4 m


15

Nei calcoli seguenti si indicano con:

SIm: spinta idraulica di monte

SIv: spinta idraulica di valle

STm: spinta del terreno di monte

STv: spinta del terreno di valle

Sm: sommatoria delle spinte di monte

Sv: sommatoria delle spinte di valle

Sp: sottopressioni lungo la linea di contatto calcestruzzo-terreno di fondazione

Le verifiche sono condotte su un tronco di larghezza unitaria pertanto le forze sono

espresse in N/m e i momenti in N.

3.5.1. Stabilità prima dell’interrimento

Per il calcolo si farà riferimento allo schema statico in Figura 8.

Figura 8: Schema statico di una briglia a gravità prima dell’interrimento.


16

Spinte agenti sul parametro di monte:

SIm = 488538

STm = 14832,72

Spinte agenti sul parametro di valle:

SIv = 196327,5

STv = 24721,2

Sottopressioni:

Sp = 566527,5

Sm = 503370,72

Sv = 221048,6595


17

3.5.2. Stabilità dopo l’interrimento in condizioni drenate


Figura 9: Schema statico di una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni drenate.


SI1m = 45189,77

SI2m = 196327,5

ST1m = 40494,96

ST2m = 144106

ST3m = 65966,03


18


SIv = 196327,5

STv = 24721,2

Sottopressioni:

Sp = 477893,1

3.5.3. Stabilità dopo l’interrimento in condizioni non drenate


Figura 10: Schema statico di una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni non drenate


19


SIm = 488538

STm = 113536,2


SIv = 196327,5

STv = 24721,2

Sottopressioni:

Sp = 566527,5

Ipotesi Sm [N/m] Sv [N/m] Sp [N/m]

Prima dell’interrimento 503370,72 221048,6595 566527,5

Dopo l’interr. - Drenate 492084,1733 221048,6595 477893,1

Dopo l’interr. – Non

drenate 602074,2312 221048,6595 566527,5

Tabella 4: Sollecitazione della briglia nelle varie condizioni di carico ipotizzate.

Poiché il caso di briglia interrita e in condizioni non drenate è il più critico si effettua

la verifica al ribaltamento rispetto a queste ultime ipotesi.


20

3.6. Verifica al ribaltamento

Per il calcolo dei momenti si farà riferimento allo schema in Figura 11.

Figura 11: Schema statico dei momenti agenti su una briglia a gravità dopo l'interrimento in condizioni non drenate.


W1: peso proprio del corpo briglia

W2: peso proprio delle fondazioni

bSIm: braccio della spinta idraulica di monte

bSIv: braccio della spinta idraulica di valle

bSTm: braccio della spinta del terreno di monte

bSTv: braccio della spinta del terreno di valle

bSp: braccio delle sottopressioni lungo la linea di contatto calcestruzzo-terreno

di fondazione

Ms: momento stabilizzante

Mr: momento ribaltante

L’obbiettivo è quello di verificare che il rapporto tra Ms e Mr sia maggiore o uguale

del coefficiente di sicurezza G = 1,5. Non si considera il peso proprio dei taglioni che

verranno inseriti e dimensionati in seguito. Questa assenza risulta comunque a favore

di sicurezza nei calcoli di stabilità.


21

Il peso della briglia vien determinato come:

W1 = 591612,5

W2 = 669750

Per il calcolo dei bracci dei momenti vengono usate le seguenti formule:

Braccio Valore [m] Momento [N] Effetto

bSIm 3,193194 1559997 Ribaltante

bSTm 1 119073,8 Ribaltante

bSIv 1,566667 317396,1,1 Stabilizzante

bSTv 1 24721,2 Stabilizzante

bSp 4,147797 2349841 Ribaltante

bW1 5,305263 3138660 Stabilizzante

bW2 3,85 2578538 Stabilizzante

Tabella 5: Momenti sollecitanti della briglia a gravità.

Ms = 6059315

Mr = 4023374

1,51 > G


22

3.7. Verifica allo scorrimento


Fo: risultante delle forze orizzontali

Fv: risultante delle forze verticali

L’obbiettivo è verificare la relazione:

Fv = W1 + W2 – Sp = 694835

Fo = SIm + STm – Siv – STv = 381025,6

486384,5

3.8. Verifica al sifonamento e dimensionamento dei taglioni

La verifica al sifonamento si effettua per evitare che si verifichi, al di sotto della

fondazione della briglia, un moto di filtrazione delle particelle fluide nel terreno tale

da generare un flusso con una velocità in grado di asportare il terreno al di sotto della

briglia; con il risultato di un possibile annullamento delle sue pressioni effettive e la

conseguente instabilità del manufatto.


L0: sommatoria dei percorsi orizzontali;

Lv: sommatoria dei percorsi verticali;

L*: lunghezza del terreno efficace.

Si utilizza la relazione di Bligh-Lane secondo la quale l’obbiettivo è verificare la

disequazione:

= 4

Con Δh = 5,35 m

Si effettua una verifica iniziale senza prevedere la presenza dei taglioni sotto la

fondazione, in genere non è soddisfatta perciò si aggiungono uno o più taglioni per

aumentare la sommatoria dei percorsi verticali totali.


23

6,966667 m

1,302371≤

La verifica non è soddisfatta pertanto si prevede la realizzazione di 2 taglioni il cui

dimensionamento è dato dalla formula:

m

Inserendo i due taglioni la sommatoria dei percorsi verticali diventa:

33,2 m

m


24

Figura 12: Ubicazione della briglia a gravità all'interno del bacino.

4. Progettazione delle soglie

Lo scopo dell’inserimento di soglie all’interno di un alveo fluviale è quello di ridurre

la pendenza if del canale principale al di sotto della pendenza di equilibrio ie per il

trasporto solido (Shields) in modo da ridurre la velocità della corrente e la quantità di

materiale portato a valle nei pressi dei centri abitati.

Per decidere dove posizionare le soglie è stata plottata la pendenza media del canale

principale dalla foce fino a quota 1025 m (posizionamento della briglia a gravità) in

modo da evidenziare i tratti a maggiore pendenza (Figura 12).


25

Figura 13: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale in funzione della distanza dalla foce.

Dal grafico si notano due aspetti principali:

il tratto più critico per velocità della corrente e capacità di trasporto è tra i 1400

e i 3600 metri dalla foce dove si supera in 3 segmenti, denominati AB – CD –

EF, la pendenza di 0,08 (Tabella 6 e Figura 13);

nella parte finale da 0 a 1100 metri dalla foce quando il fiume esce in conoide

(segmento GH) la pendenza è minore ma comunque tale da comportare una

corrente di tipo veloce in prossimità del centro abitato (Figura 14).

Si progetteranno le soglie con il seguente criterio:

Per il tratto critico da 1400 a 3600 metri dalla foce, verranno calcolati numero

e tipo di soglie a puro titolo di esercitazione, poichè la morfologia non

consente un agevole accesso all’alveo;

Per il tratto finale da 0 a 1100 metri dalla foce, le soglie verranno progettate al

fine di una effettiva realizzazione dell’opera di rallentamento della corrente in

prossimità del centro abitato.

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0,14

0,16

0,18

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000


26

Figura 14: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale da 1400 a 3600 metri dalla foce.

Figura 15: Andamento della pendenza media dell'asta fluviale principale da 0 a 1200 metri dalla foce.

Si è deciso di inserire le soglie in 4 segmenti:

Segmento Da [m dalla foce] A [m dalla foce] Da [m s.l.m.m.] A [m s.l.m.m.]

GH 0 1100 707 735

EF 2000 2300 784 808

CD 2500 2900 815 851

AB 3100 3500 858 893

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0,14

0,16

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

2600

2700

2800

2900

3000

3100

3200

3300

3400

3500

3600

3700

3800

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0,035

0,04

0,045

0,05

0 200 400 600 800 1000 1200 1400


27

Tabella 6: Tabella riassuntiva dei dati sui tratti interessati dalla realizzazione delle soglie.

Le caratteristiche dei segmenti sono quelle riportate in Tabella 7, 8 e 9.

Segmento Lunghezza Dislivello Pendenza

media

Larghezza

media

Raggio

Idraulico

Pendenza

di

equilibrio

GH 1100 28 0,028 15 1,159064 0,004689

EF 300 24 0,08 15 1,399938 0,00519

CD 400 36 0,09 12 1,399938 0,004297

AB 400 35 0,0875 12 1,283123 0,004454


Per poter progettare le soglie è necessario stimare la portata che interessa i tratti in

esame. E’ stata dunque ricavata la curva ipsografica dell’intero bacino (Figura 15) da

cui poi sono stati estratti i valori necessari a trovare le portate in corrispondenza delle

sezioni di valle dei segmenti.

Figura 16: Curva ipsografica del bacino del Rio Malborghetto.

707 m sezione chiusura

1100

1300

1500

1700

1900

1307 m (quota media bacino)

707

907

1107

1307

1507

1707

1907

2107

0 5 10 15 20 25

Area Bacino [km2]


28

Sezione di

uscita

Lunghezza

asta [km]

Area

sottobacino

[km2]

Tempo di

corrivazione

[h]

Intensità di

precipitazione

[mm/h]

Q [m3/s]

H 10,29 23,13676 1,769515 31,72741 50,97705

F 8,29 18,8 1,519632 34,67836 45,27453

D 7,79 18,4 1,471893 35,33107 45,14525

B 7,19 17,1 1,394467 36,46418 43,30121


Segmento yc vc y0 v0 Fr Corrente

GH 1,055924 3,21848 0,48806 6,963217 3,182282 veloce

EF 0,975631 3,093693 0,15423 19,57016 15,9102 veloce

CD 1,129963 3,329405 0,201831 18,63986 13,24689 veloce

AB 1,098979 3,283441 0,192751 18,7207 13,6141 veloce


Per ridurre la pendenza si è deciso di adottare delle soglie alte 1,5 metri, realizzate

utilizzando massi di pezzatura 0,8-1 m3, in numero tale da garantire una pendenza dei

massi di 1:1.5. I pali battuti in legno che fungeranno da ancoraggio ai massi dovranno

avere diametro pari a 20 cm ed interasse di 2 m. I massi verranno legati ai pali con

funi di acciaio aventi diametro di 20 mm. Lo stesso diametro verrà utilizzato per le

funi di collegamento dei massi ai pali. L’immorsamento alle sponde sarà pari a 2,5 m.

Figura 17: Schema di funzionamento delle soglie per la riduzione della pendenza media del fondo dell'alveo.


29

Per ottenere una riduzione della pendenza sufficientemente elevata si realizzeranno le

soglie come nella Tabella 10 seguente.

Segmento Numero minimo

di soglie

Distanza media tra

le soglie [m]

GH 16 69

EF 15 20

CD 23 17

AB 23 18


La realizzazione delle soglie modifica la corrente come indicato in tabella 11.

Segmento Y0 V0 Fr Corrente

GH 2,470142 1,37582 0,27949 Lenta

EF 1,554539 1,941606 0,497194 Lenta

CD 2,852097 1,319066 0,249373 Lenta

AB 6,646278 0,542926 0,067238 Lenta



30

Figura 18: Ubicazione delle soglie all'interno del bacino.


31

Figura 19: Posizionamento delle soglie nel segmento GH da 0 a 1100 metri dalla foce.


32

5. Progettazione del muro di sponda

Si è decisa, infine, la costruzione di un muro di sponda, dalla quota 730 m di sbocco

del torrente in conoide fino alla confluenza nel Fella per una lunghezza complessiva

di circa 1100 m. L’obiettivo di tale sistemazione è evitare la divagazione del torrente

e il conseguente pericolo per gli edifici e le infrastrutture dell’abitato di

Malborghetto. L’opera dovrà essere adeguatamente immorsata nei versanti, per

prevenire un incanalamento tra uno dei due muri di sponda ed il versante stesso. Alla

base del muro dovrà essere realizzata una pavimentazione con massi ancorati da cavi

d’acciaio per evitare la sottoescavazione al piede del muro di sponda.

Figura 20: Ubicazione del muro di sostegno all'interno del bacino.


33

6. Bibliografia:

“Sistemazione dei corsi d’Acqua” di Da Peppo, Datei, Salandin; ©2004

Edizioni Libreria Cortina Padova;

“La sistemazione dei bacini idrografici” di Vito Ferro; ©2006 Edizioni

McGraw-Hill.

Relazione Rio Malborghetto Moro-Prelog

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