STUDIO IDRAULICO - Comune di Ischitella (Fg) · Per il calcolo idraulico è stata scelta una...
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STUDIO IDRAULICO
INTRODUZIONE Per il calcolo idraulico è stata scelta una portata di riferimento (T = 200 anni) pari a 52,03
mc/sec. Sono state quindi tracciate n° 12 sezioni trasversali su un tratto del corso d’acqua di circa
200 ml., 6 a monte e 6 a valle del ponte in esame; tutte le sezioni sono state ricostruite attraverso la
cartografia esistente (carta tecnica regionale scala 1:5000) e tramite l’esame diretto dei luoghi.
Per la valutazione delle caratteristiche che la corrente idrica assume in corrispondenza dei tratti di
intervento è stato utilizzato il modello matematico uni-dimensionale implementato nel codice di
calcolo HEC-RAS (River Analysis System) sviluppato dall’UnitedStatesArmyCorps of
Engineering(USACE), HydrologicalEngineering Center (HEC). In particolare, la versione del
codice utilizzata è la 4.1.0..
Tale scelta è stata dettata, fondamentalmente, dall’estrema affidabilità e duttilità di questo codice di
calcolo, attestata dalle numerosissime applicazioni che ne sono state effettuate in tutto il mondo. A
tutt’oggi si può affermare, senza tema di smentite, che il codice HEC-RAS abbia acquisito la
valenza di standard di elaborazione del settore e che altri codici debbano ad esso essere raffrontati al
fine di operarne la validazione.
Il modello descrive il moto uni-dimensionale, stazionario, di una corrente non uniforme, tale che, in
ogni sezione, la distribuzione delle pressioni possa essere considerata di tipo idrostatico.
Il calcolo effettuato nelle suddette ipotesi risulta sicuramente cautelativo, in quanto, nella realtà,
l’onda di piena si manifesta in moto vario, con la portata al colmo persistente solo per durate
dell’ordine, al più, di qualche minuto, in relazione alla superficie del bacino sotteso.
Il codice rappresenta l’ultima evoluzione testata di una lunga serie di codici della famiglia HEC ed è
espressamente dedicato al calcolo di profili idrici in alvei naturali in condizioni di moto permanente
e, nelle ultime versione, di moto vario.
EQUAZIONI DI BASE E SCHEMA RISOLUTIVO Sotto le predette ipotesi, le principali caratteristiche della corrente (tipologia di corrente, livello
idrico, velocità media ecc.) sono state calcolate a partire da una sezione alla successiva, posta a
monte o a valle a seconda che il regime sia, rispettivamente, subcritico o supercritico, risolvendo,
con una procedura iterativa nota come standard step, l’equazione che esprime il bilancio di energia
della corrente tra le medesime sezioni, nota anche come equazione di Bernulli:
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dove, avendo indicato con il pedice m le grandezze che si riferiscono alla sezione di monte e con il
pedice v quelle della sezione di valle:
hme hvsono le altezze idriche;
zme zvsono le quote del fondo alveo rispetto ad un riferimento prefissato;
Vme Vvsono le velocità medie;
αme αv sono i coefficienti di ragguaglio delle potenze cinetiche o coefficienti di Coriolis;
ΔHè la perdita di carico tra le due sezioni.
Inoltre, in corrispondenza di particolari situazioni localizzate, per le quali il moto non può, a rigore,
essere considerato gradualmente variato, come avviene in corrispondenza di ponti, tombini,
stramazzi, risalti idraulici ecc., vengono utilizzate le equazioni di bilancio della quantità di moto
orelazioni di tipo empirico.
L’equazione di Bernulli esprime il ben noto principio per cui la variazione, tra due sezioni,
dell’energia specifica della corrente è pari alle perdite continue, derivanti dagli attriti interni dovuti
all’esistenza di strati a diversa velocità nell’interno della massa fluida, ed alle perdite localizzate, in
genere dovute alla presenza di strutture in alveo che inizialmente producono un restringimento della
corrente e un successivo allargamento con formazione di vortici che, come è noto, sono fenomeni
dissipativi.
La perdita di carico tra le due sezioni viene, infatti, valutata come la somma di due termini:
ΔH = ΔH1 + ΔH2(2)
Il primo termine corrisponde alle perdite di carico distribuite, date da:
ΔH1 = J ⋅Δx(3)
dove Δxè la distanza tra le due sezioni di calcolo e J è la cadente media dell’energia specifica nel
tratto compreso tra le due sezioni, valutata, approssimativamente, mediante la relazione di
Gauckler-Strickler
(4)
nella quale:
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Qè la portata che defluisce nelle sezioni;
Aè l’area della sezione bagnata;
KS è il coefficiente di scabrezza secondo Gauckler e Strickler;
Rè il raggio idraulico, rapporto tra l’area A e il perimetro bagnato P .
Il valore medio della cadente della linea dell’energia specifica J può essere stimato in maniera
diversa, in funzione dei valori che essa assume in ciascuna sezione e del regime della corrente; in
particolare, J può essere calcolata a mezzo di una delle seguenti relazioni:
1) media aritmetica:
2) media geometrica:
3) media armonica:
4) media pesata sulla conducibilità idraulica:
(in quest’ultima relazione Ci = Ai KS Ri2/ 3è la conducibilità idraulica della sezione i − esima ).
Il secondo termine della (2), corrispondente a perdite di carico concentrate per effetto del
restringimento o per allargamento tra le sezioni, è valutato proporzionalmente alla differenza
assoluta tra le altezze cinetiche:
Ovviamente, nel moto uniforme, tale perdita di energia specifica risulta nulla.
Il coefficiente C viene posto pari a 0.1 per il restringimento (Vv>Vm) e 0.3 per l’allargamento
(Vm>Vv).
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PROCEDURA DI CALCOLO UTILIZZATA Per la determinazione delle caratteristiche idrauliche della corrente la soluzione dell’equazione è
stata perseguita mediante una procedura iterativa che si articola nei seguenti punti:
1. si ipotizza un valore dell’altezza idrica nella sezione in cui tale altezza è incognita (di monte o
di valle a seconda che si tratti rispettivamente di una corrente subcritica o supercritica);
2. sulla base del valore di altezza ipotizzato e della portata assegnata si valutano la conducibilità
idraulica e l’altezza cinetica nella sezione;
3. con i valori determinati ai passi precedenti si valuta la cadente piezometrica media J e si risolve
l’equazione (F.4) nella variabile ΔH ;
4. con i valori determinati ai passi precedenti si risolve l’equazione di Bernulli nell’incognita
altezza idrica;
5. si confronta il valore così ottenuto con quello ipotizzato e si procede ripetendo i punti dall’1 al 4
fintantoché la differenza tra tali valori sia inferiore ad un prefissato valore di tolleranza.
SCHEMATIZZAZIONE IDRAULICA DELLE SEZIONI TRASVERSALI DELL’ALVEO Attraverso la cartografia tecnica esistente ed attraverso un rilevamento diretto dei luoghi, sono state
ricostruite n° 12 sezioni trasversale su un tratto di circa 200 metri del corso d’acqua; le sezioni a
ridosso del ponte in progetto sono state disegnate a partire da un rilievo topografico.
Nella procedura di calcolo, per la determinazione delle caratteristiche idrauliche della corrente, è
necessario determinare l’area della sezione bagnata A, il perimetro bagnato P, il raggio idraulico R e
la larghezza B della sezione in corrispondenza di un determinato valore della superficie libera.
Per gli alvei naturali, la cui geometria non è schematizzabile con sezioni di forma semplice (per le
quali le suddette funzioni presentano, spesso, un’espressione analitica), è utilizzata la classica
procedura di suddividere la sezione mediante strisce verticali, delimitate superiormente dal pelo
libero (assunto costante in tutta la sezione) e inferiormente dal letto dell’alveo.
Procedendo in tal modo, indicata col pedice i la i − esima delle N sottosezioni individuate mediante
la suddivisione in strisce verticali, è risultato possibile valutare: l’area idrica Ai , la larghezza in
superficie Bi e le altre grandezze funzioni dell’altezza idrica h.
Per il calcolo del perimetro bagnato Pie, conseguentemente, del raggio idraulico elementare Ri, per
ciascuna sottosezione, si è tenuto in conto, ovviamente, anche la presenza di eventuali pareti
verticali.
L’area idrica A , la larghezza in superficie B , il perimetro bagnato P e le altre grandezze, sono state,
quindi, calcolate come:
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CAMBIAMENTI DEL REGIME DI MOTO DELLA CORRENTE Le transizioni da un regime di movimento all’altro possono essere di sei tipi: da lenta a veloce; da
veloce a lenta; da lenta a critica; da critica a lenta; da critica a veloce; da veloce a critica.
Il codice di calcolo HEC-RAS procede sempre al tracciamento di due profili: uno di corrente lenta
calcolato da valle verso monte, ed uno di corrente veloce calcolato da monte verso valle.
Nel tracciamento del profilo da valle, in corrispondenza di una transizione veloce/lenta, il
programma di calcolo non trova soluzione all’equazione che governa il fenomeno (equazione
Bernulli) nel campo delle correnti lente. In tal caso, esso pone il tirante idrico pari a quello di stato
critico in tutte le sezioni successive nelle quali la corrente rimane veloce, per poi ripartire col
tracciamento del profilo di corrente lenta dalla successiva transizione lenta/veloce.
Analogamente, nel tracciamento del profilo da monte, in corrispondenza di una transizione
veloce/lenta il programma di calcolo non trova soluzione all’equazione che governa il fenomeno nel
campo delle correnti veloci. Analogamente al caso precedente, anche in questo esso pone il tirante
idrico pari a quello di stato critico in tutte le sezioni successive nelle quali la corrente rimane lenta,
per poi ripartire col tracciamento del profilo di corrente veloce dalla successiva transizione
lenta/veloce.
Dall’analisi dei due profili tracciati e dei relativi profili delle spinte totali, si può determinare
l’andamento del profilo di corrente. Tale analisi risulta immediata laddove la corrente rimane lenta
o veloce e in corrispondenza delle transizioni lenta/veloce, un poco più articolata in corrispondenza
delle transizioni veloce/lenta. In particolare, le transizioni da corrente lenta a veloce avvengono in
maniera naturale attraverso il passaggio per lo stato critico. Le transizioni veloce/lenta avvengono,
invece, attraverso la formazione di un risalto idraulico, il cui posizionamento viene effettuato
dall’esame dei profili delle spinte di corrente lenta e corrente veloce. In particolare, il risalto
idraulico sarà posizionato tra la sezione di monte dove la spinta di corrente veloce è maggiore di
quella di corrente lenta e la sezione di valle dove la spinta di corrente lenta è maggiore di quella di
corrente veloce.
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VALUTAZIONE DEGLI EFFETTI DEI PONTI Per la valutazione degli effetti di rigurgito dovuti alla presenza di ostacoli quali pile, ponti o una
qualunque altra struttura in alveo, è possibile far riferimento all’approccio basato sul principio delle
quantità di moto totali (equazione globale dell’equilibrio dinamico).
Ciascuna struttura viene modellata attraverso la definizione di 4 sezioni:
1. una sul corso d’acqua immediatamente a monte del ponte (m);
2. una seconda sulla struttura nella parte di monte (bm);
3. una terza sulla struttura nel lato di valle (bv)
4. una sul corso d’acqua immediatamente a valle della struttura (v).
L’applicazione di tale principio è effettuata in tre passi successivi, che, nel caso di corrente
supercritica, diventano:
1. bilancio di quantità di moto tra la sezione di monte del corso d’acqua e quella di monte del ponte
(indicata con bm) per il calcolo di hbmnota che sia hm;
2. bilancio di quantità di moto tra la sezione di monte del ponte e quella di valle (indicate
rispettivamente con i pedici bme bv) per il calcolo di hbvnota hbm;
3. bilancio di quantità di moto tra la sezione del corso d’acqua a valle (indicata con il pedice v) e la
sezione di valle del ponte (indicata con il pedice bv) per il calcolo di hvnota la hbv.
Nel caso di correnti subcritiche, la sequenza sopra indicata è invertita.
Il punto 1 fornisce l’espressione:
(5)
dove:
Q= portata liquida;
Vi= velocità della corrente nella sezione;
Ai = area idrica nella sezione;
yi= affondamento del baricentro nella sezione;
γ= peso specifico dell’acqua;
ρ= densità dell’acqua;
Apm= proiezione dell’area dell’elemento del ponte che ostacola il deflusso su una superficie
ortogonale alla direzione della corrente, corrispondente al tirante idrico hm;
ypm= affondamento del baricentro di Apm;
CD= coefficiente di drag.
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Nell’equazione (5) si è assunto, implicitamente, che le forze di attrito sul contorno siano trascurabili
rispetto alle altre. Il secondo membro della (5) esprime la spinta totale esercitata dal pilone sulla
corrente. Tale spinta è pari alla somma di due termini: il primo relativo alla spinta di carattere
statico, il secondo relativo ad una spinta di carattere dinamico.
Il punto 2 fornisce l’espressione:
Il terzo punto fornisce, infine, l’espressione:
dove:
Apv= proiezione dell’area del pilone su una superficie ortogonale alla direzione della corrente,
corrispondente al tirante idrico hv;
ypv= affondamento del baricentro di Apv.
Si osservi che, nella (5), è stata considerata la sola azione statica esercitata sulla corrente.
Per correnti lente ritardate è utilizzabile la relazione di Yarnell, che fornisce direttamente il
dislivello idrico tra monte e valle del ponte:
con K parametro empirico funzione della forma della pila. CONDIZIONI AL CONTORNO La determinazione delle condizioni al contorno, cioè l’assegnazione, in una determinata sezione, di
un valore noto del livello idrico da cui far procedere il calcolo dei livelli incogniti (partendo da valle
se la corrente è subcritica o, viceversa, da monte se la corrente è supercritica) risulta una dei
passaggi più difficili e maggiormente affetti da incertezza nella simulazione delle correnti idriche in
corsi d’acqua naturali.
Le possibili condizioni da assegnare sono, essenzialmente, tre:
1. un livello idrico noto;
2. il livello di moto uniforme per l’assegnata portata e pendenza di fondo nota;
3. il livello di stato critico per l’assegnata portata.
Quando non sia disponibile un valore noto del livello (condizione preferibile), è possibile ipotizzare
l’instaurarsi delle condizioni di moto uniforme nel tratto a valle (per le correnti lente) o in quello a
monte (per le correnti veloci). Tale condizione, tuttavia, potrebbe risultare affetta da errore elevato
in quanto i corsi d’acqua naturali sono, per la loro intrinseca estrema variabilità, sempre molto
lontani dalle condizioni ideali del moto uniforme. Più facilmente nei corsi d’acqua naturali, si
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possono trovare situazioni morfologiche per le quali si stabiliscono per la corrente condizioni di
deflusso in stato critico, o in altri termini costituiscono sezioni di controllo dal punto di vista
idraulico.
Quando non si hanno elementi sufficienti per assegnare le condizioni al contorno con limitata
incertezza una strategia che può essere adottata, è quella di prolungare il tratto in studio verso
monte e verso valle, rispettivamente per correnti veloci e correnti lente. In tal modo la condizione al
contorno viene assegnata lontano dal tratto di effettivo interesse. Errori di valutazione nei livelli
idrici da assegnare esercitano, in questo modo, una minore influenza sui valori delle caratteristiche
idrometriche nel tratto considerato.
VALUTAZIONE DELLE PORTATE EVENTUALMENTE SFIORATE LUNGO IL PERCORSO Come è noto, l’equazione della continuità esprime un bilancio tra le masse entranti ed uscenti da un
tronco d’alveo di lunghezza finita Δxo infinitesimale dx.
Nell’ipotesi, senz’altro veritiera soprattutto per le correnti a pelo libero, in cui la densità del fluido
possa ritenersi costante, il suddetto bilancio si può effettuare, indifferentemente, tra le masse o,
come nel caso in esame, tra volumi d’acqua in ingresso ed uscita dal tronco.
In condizioni di moto permanente ed in assenza di portate laterali in ingresso ed uscita, la suddetta
equazione si può scrivere nella seguente maniera:
(6) con il valore della costante eventualmente variabile da tronco a tronco.
Il sistema di equazioni differenziali costituito dall’equazioni di Bernulli e dalla (6) è risolto,
numericamente, per differenze finite.
Discretizzando l’equazione di Bernulli, si può scrivere:
in cui l’energia specifica E è pari a :
essendo:
z= la quota di fondo della sezione trasversale;
y= il tirante idrico;
v= la velocità media di portata;
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g= l’accelerazione di gravità;
α= il coefficiente correttivo per le velocità (primo coefficiente di Coriolis).
Quindi, la si può scrivere nella forma:
dove e h sono le perdite di energia tra le due sezioni 1 e 2.
La successiva Figura mostra i vari termini che rientrano nell’equazione del moto.
Le perdite di energia tra due sezioni trasversali si possono valutare avvalendosi della seguente
equazione:
dove:
J= perdite di energia per unità di lunghezza;
c = coefficiente di perdita per espansione o contrazione laterale.
MODALITÀ DI INDIVIDUAZIONE DI EVENTUALI RISALTI IDRAULICI Il software HEC-RAS utilizza, parallelamente all’equazione di bilancio dell’energia, anche
l’equazione di bilancio delle quantità di moto, scritta nella forma approssimata
nella quale σ è la sezione idraulica e ξ è l’affondamento del baricentro della sezione idrica.
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Tale equazione viene utilizzata, più in particolare, in tutte quelle situazioni in cui il profilo di
corrente è rapidamente variabile, come nei risalti idraulici o nelle confluenze, e, pertanto, non
risulta più possibile applicare in modo affidabile il principio di conservazione dell’energia descritto
dall’equazione di Bernulli.
Il software utilizzato è capace, inoltre, di valutare gli effetti di vari ostacoli eventualmente presenti
in alveo, come ponti, tombini, sottopassi, rilevati stradali o ferroviari ed altre strutture.
Esso, pertanto, si presenta particolarmente utile nel caso in esame, anche in relazione alla necessità
di simulare, in modo realistico, il comportamento idraulico del ponte esistente lungo il tratto in
esame, il cui effetto viene a dipendere cospicuamente dalla geometria del ponte, e dalle opere in
progetto (briglia e contro briglia) che comportano cambi di bruschi cambi di pendenza e relativi
risalti idraulici.
COEFFICIENTE DI CONDUCIBILITÀ IDRAULICA E CONDIZIONI AL CONTORNO ADOTTATI NELLA SIMULAZIONE Per quanto concerne la valutazione dei coefficienti di scabrezza in alveo, non avendo a disposizione
dati storici atti ad effettuarne la taratura, si è fatto riferimento, nel caso in esame, ai valori riportati
in letteratura, nonché, soprattutto, alle indicazioni proposta da Cowen (1956):
n = (n1 + n2+ n3+ n4+ n5) ·m
Con l’utilizzo di tale relazione si tiene conto di tutti i fattori che influenzano il coefficiente di
scabrezza, ossia:
n1 =materiale costituente l’alveo
n2 =presenza di vegetazione
n3 =forma della sezione trasversale
n4 =grado di uniformità longitudinale
n5 = effetto delle ostruzioni
m = grado di sinuosità
Nel tratto in esame, considerando anche i lavori di ripulitura che seguiranno il progetto, è stato
calcolato un coefficiente di Mannig n pari a:
n = 0,03s/m1/3nell’alveo di morbida,
n = 0,036s/m1/3 lungo le sponde e nelle aree golenali
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Per quanto riguarda le condizioni al contorno nel caso in esame le condizioni poste sono: livello di
livello di stato critico a valle ed a monte. Tali condizioni, anche se non possono definirsi del tutto
verificate, sono comunque sufficientemente lontane dal tratto di più spiccato interesse per il
progetto (sez. 14÷sez. 17) da non influirne le caratteristiche idrauliche.
RISULTATI CALCOLO IDRAULICO La verifica idraulica è stata eseguita in moto permanente con una Q = 50,67 m3/sec, pari ad una
portata di piena con tempo di ritorno T = 200 anni.
Sono state inserite n° 12 sezioni per una lunghezza totale esaminata pari a 212 metri; le sezioni
sono state quindi interpolate ad una distanza di 0,25 m..
I risultati del tratto in esame (circa 60 metri nell’intorno del ponte) sono riportati nella tabella e
nella figura che seguono.
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
(m3/s) (m) (m) (m) (m) (m/m) (m/s) (m2) (m) 1 8 Qmax 200 52.03 0.4 1.83 1.83 2.43 0.0081 3.42 15.42 13.99 0.97
1 7 Qmax 200 52.03 0.3 1.67 1.67 2.24 0.0076 3.4 16.02 14.01 0.99
1 6 Qmax 200 52.03 0.17 1.49 1.49 2.03 0.0077 3.28 16.04 15.59 0.98
1 5 Qmax 200 52.03 0.07 1.57 1.28 1.88 0.0036 2.48 20.99 19.82 0.69
1 4.5 Bridge
1 4 Qmax 200 52.03 -0.25 1.27 0.96 1.57 0.0034 2.43 21.44 18.99 0.67
1 3 Qmax 200 52.03 -0.4 1.12 0.91 1.51 0.0044 2.77 19.06 15.6 0.77
1 2 Qmax 200 52.03 -0.5 1.01 0.9 1.48 0.0055 3.1 17.53 14 0.85
1 1 Qmax 200 52.03 -0.6 0.83 0.83 1.43 0.0081 3.43 15.41 13.99 0.97
12
0 10 20 30 40 50 60-1.0
-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017
Main Channel Distance (m)
Ele
vatio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
Ground
Profilo terreno, livello liquido,livello di stato critico e linea dell’energia
SEZIONI
0 10 20 30 400.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 8 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0 m/s
1 m/s
2 m/s
3 m/s
4 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
13
0 10 20 30 400.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 7 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
1.5 m/s
2.0 m/s
2.5 m/s
3.0 m/s
3.5 m/s
4.0 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
0 10 20 30 400.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 6 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0 m/s
1 m/s
2 m/s
3 m/s
4 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
14
0 10 20 30 400.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 5 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0.0 m/s
0.5 m/s
1.0 m/s
1.5 m/s
2.0 m/s
2.5 m/s
3.0 m/s
Ground
Ineff
Bank Sta
.04 .029 .04
0 10 20 30 400.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 4.5 BR
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0.0 m/s
0.5 m/s
1.0 m/s
1.5 m/s
2.0 m/s
Ground
Ineff
Bank Sta
.04 .029 .04
0 10 20 30 40-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 4.5 BR
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0.0 m/s
0.2 m/s
0.4 m/s
0.6 m/s
0.8 m/s
1.0 m/s
1.2 m/s
1.4 m/s
Ground
Ineff
Bank Sta
.04 .029 .04
15
0 10 20 30 40-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 4 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0.0 m/s
0.5 m/s
1.0 m/s
1.5 m/s
2.0 m/s
2.5 m/s
3.0 m/s
Ground
Ineff
Bank Sta
.04 .029 .04
0 10 20 30 40-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 3 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0.5 m/s
1.0 m/s
1.5 m/s
2.0 m/s
2.5 m/s
3.0 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
0 10 20 30 40-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 2 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
1.0 m/s
1.5 m/s
2.0 m/s
2.5 m/s
3.0 m/s
3.5 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
16
0 10 20 30 40-1.0
-0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
Torrente Compana Plan: Plan 01 09/04/2017 RS = 1 N.18
Station (m)
Elev
atio
n (m
)
Legend
EG Qmax 200
WS Qmax 200
Crit Qmax 200
0 m/s
1 m/s
2 m/s
3 m/s
4 m/s
Ground
Bank Sta
.04 .029 .04
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CONCLUSIONI Con riferimento al progetto di “MITIGAZIONE RISCHIO IDROGEOLOGICO POLDER
MUSCHIATURO – LAVORI DI RICOSTRUZIONE DI UN PONTE A CAMPATA UNICA SUL
TORRENTE CAMPANA CON SISTEMAZIONE AREE DI ADDUZIONE”, attraverso la
cartografia tecnica ed un rilevamento di dettaglio dei luoghi di interesse è stato ricostruito un tratto
di circa 200 metri del corso d’acqua mediante n° 12 sezioni trasversali; la portata per il calcolo è la
portata duecentennale calcolata per la stazione di misura (attraversamento) è pari a QMAX200= 52.03
mc/sec).
Per la verifica idraulica in moto permanente è stato utilizzato il modello matematico uni-
dimensionale implementato nel codice di calcolo HEC-RAS (River Analysis System) sviluppato
dall’UnitedStatesArmyCorps of Engineering(USACE), HydrologicalEngineering Center (HEC).
Dai risultati, si evince che la corrente, è completamente contenuta entro l’alveo attuale e non
coinvolge le aree golenali, si presenta in regime critico e subcritico (corrente lenta) con tiranti idrici
massimi pari a 1,52 m e velocità contenuta (v ≤ 3,5 m/sec); il ponte in progetto (D = 16 m., H =
2.70 m) è sufficientemente ampio da far defluire tutta la portata duecentennale con un franco di
oltre 1 metro.
Occorre segnalare che nel calcolo si è tenuto conto di una ripulitura dell’alveo (coeff. di Manning
pari a 0.03), con una correzione della sua pendenza, calcolando una pendenza di compensazione
(ovvero una pendenza per cui la corrente non erode il letto e non deposita materiale lungo l’alveo)
compresa tra l’1% ed il 2% (attualmente la pendenza varia dall’1% al 0.4%).
Dalla consultazione della perizia geologica, si evince che l’area, ove sarà ubicato il nuovo ponte
a campata unica, è stata classificata ad alto rischio idraulico, sia per la morfologia sia in quanto il
precedente ponte a cinque campate, non permetteva il naturale deflusso delle acque, a causa dei
detriti che ostruivano i n. 5 anelli. L’effetto diga del precedente ponte, provocava l’esondazione del
canale. Informazioni storiche relative ad un ponte a campata unica antecedente quello a cinque
campate suddetto, non evidenziano nessuna esondazione del canale. Pertanto, si può ritenere che il
nuovo ponte ad una sola campata, permetterà alle acque il naturale deflusso.
Ischitella, lì 05/04/2017
Ing. Giampiero DI LELLA
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