CAPITOLO IV

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CAPITOLO IV

4.1 CLASSIFICAZIONE DEI POSSIBILI TIPI D’INTERVENTO

I possibili tipi d’intervento possono essere strutturali o non. I primi sono quelli che prevedono la realizzazione d’opere di varia natura aventi lo scopo di ridurre adeguatamente la probabilità che accadano eventi alluvionali nella zona considerata. Viceversa, gli altri consistono in una corretta gestione delle aree esposte al rischio idraulico, modificando o vincolando l’uso del suolo in maniera tale da ridurre al minimo l’entità dei danni prodotti da eventuali inondazioni. Tali provvedimenti di tipo amministrativo possono consistere, ad esempio, nell’imporre vincoli di non edificabilità nelle aree esposte a rischio idraulico, per mezzo degli strumenti urbanistici vigenti (piano regolatore generale, ecc…).

Di fondamentale importanza per un intervento di questo tipo è l’individuazione delle aree investite dalle acque d’esondazione in occasione delle piene caratterizzate da determinati tempi di ritorno.

Per quanto riguarda il torrente Freddana, questo tipo d’approccio non risolve il problema dei gravi danni che sarebbero causati dalle inondazioni riguardanti le aree ricche d’insediamenti residenziali, commerciali, artigianali e industriali presenti lungo il corso d’acqua.

Gli interventi strutturali si dividono in due tipi: estensivi e intensivi.

I primi consistono nell’eseguire sistemazioni idrogeologiche e forestali del bacino. Dal punto di vista del controllo delle piene, essi hanno lo scopo di rallentare il più possibile la discesa verso valle delle acque meteoriche per favorire l’infiltrazione nel suolo ed aumentare il tempo di corrivazione. Operando in questo modo si riduce il coefficiente d’afflusso e con l’aumento della durata di pioggia più critica per il bacino, viene ridotta la sua intensità e quindi la portata al colmo.

Gli interventi di questo genere sono realizzati tramite le tecniche dell’ingegneria naturalistica, la quale si occupa delle modalità d’utilizzo, come materiale da costruzione, di piante viventi, di parti di piante (sementi, talee, radici), di materiali inerti d’origine organica (legname, stuoie di fibre vegetali), pietrame, e come

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materiale accessorio l’acciaio, oltre materiali sintetici come le reti, griglie o tessuti di polietilene ecc.

Queste tecniche consistono nel ridurre la pendenza dei versanti mediante terrazzamenti realizzati con viminate, fascinate, palizzate in legname con talee, gabbionate. Inoltre viene regolato il deflusso delle acque con un sistema di canalette e drenaggi con pendenza intorno al 2%. Tutte queste metodologie comportano un aumento della copertura vegetale, con la quale si registra un incremento delle perdite per intercettazione, ed una diminuzione della velocità di scorrimento delle acque meteoriche per l’aumento della scabrezza del terreno.

L’ efficacia di queste tecniche per la riduzione dell’erodibilità del bacino e per garantire la stabilità dei versanti è universalmente accettata. Non tutti i tecnici sono però concordi nel riconoscere l’entità della loro efficacia anche per quanto riguarda il controllo delle piene.

Gli interventi strutturali di tipo intensivo riguardano la realizzazione d’opere idrauliche di carattere puntuale o lineare lungo il corso d’acqua esaminato. Per tenere in tal modo sotto controllo una piena possono essere seguite due diverse vie:

• aumentare la capacità del deflusso dell’alveo

• realizzare, a monte del tratto considerato, opere di scolmamento delle piene in modo da ridurre a valori accettabili la portata al colmo, a valle di tali manufatti.

Naturalmente i due tipi d’intervento possono essere abbinati.

Per aumentare la capacità di deflusso dell’alveo, quasi mai è possibile aumentare la pendenza del corso d’acqua. Una riduzione della scabrezza, ottenuta con rivestimenti delle sponde e/o del fondo del corso d’acqua, oltre che essere molto onerosa, contrasta con esigenze di carattere ambientale (specie se i rivestimenti sono in calcestruzzo). Inoltre, affinché i vantaggi dei rivestimenti si mantengano nel tempo sono necessarie periodiche operazioni di manutenzione, rimuovendo gli eventuali depositi sul fondo.

Le opere di scolmamento delle piene possono essere suddivise in due categorie: alla prima appartengono quelle opere per mezzo delle quali si perviene ad un

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abbattimento del colmo di piena tramite l’immagazzinamento di una parte del volume di deflusso in un apposito invaso, alla seconda categoria, invece, quei manufatti che riducono la portata massima, facendo defluire un’aliquota della stessa in un altro alveo (diversivi, scolmatori, raddoppi del tronco fluviale).

4.2 INTERVENTI PROPOSTI PER LA MESSA IN SICUREZZA

DEL CORSO D’ACQUA

Nella presente tesi sono proposti come possibili interventi di tipo intensivo, per la messa in sicurezza dei centri abitati nella zona di valle del bacino, la realizzazione di due casse di laminazione delle piene del tipo in linea, in località Alla Tarabana ed un innalzamento dei muri di sponda ove necessario.

Le casse di laminazione in linea vengono invase dalle acque di piena grazie alla realizzazione di un forte restringimento di sezione dell’alveo, che provoca a monte, quando la portata supera un determinato valore, un innalzamento che dà origine all’allagamento dei terreni limitrofi all’alveo.

In pratica, nella sezione ristretta si verifica l’altezza critica, non possedendo la corrente indisturbata l’energia sufficiente per consentire il deflusso, mentre subito a monte la quota liquida è determinata applicando il teorema di Bernoulli tra la sezione stessa e quella di sbocco, supponendo nulle le perdite di carico.

L’ altezza critica hc è data dall’espressione:

3 2 2 g b Q h s c ⋅ =

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in cui:

bs= larghezza della sezione di sbocco

mentre l’energia specifica Hc della corrente in corrispondenza della fessura vale:

H_c =1.5⋅h_c

a monte della strozzatura l’altezza hm, ipotizzando l’alveo rettangolare molto largo, è

data dalla relazione:

_c m m m H b h g Q h = ⋅ ⋅ ⋅ + 2 2 2 2 con:

bm= larghezza della sezione di monte

Noti quindi l’idrogramma di piena in arrivo Qa =Qa(t), la curva caratteristica del serbatoio V =V(h)e la portata in uscita Q_e =Q_e(t), ne segue pertanto il funzionamento idraulico della cassa d’espansione in serie, che è retto dall’equazione di continuità: e a Q Q dt dV − =

L’ andamento qualitativo degli idrogrammi di piena in ingresso Q_a(t) e in uscita )

(t

Q_e è illustrato in figura 14.

Si può notare che la portata massima in uscita Qemax si verifica nell’istante in cui è

massimo il volume immagazzinato nella cassa. Infatti in tale istante il pelo libero nel serbatoio raggiunge la quota più elevata e quindi sono massime le portate defluenti (Qe è funzione crescente di h).

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Figura 14 – Andamento qualitativo degli idrogrammi in ingresso e in uscita da una cassa d’espansione in linea.

Q

t

Tp = Tc

Q

amax

Qemax

∆

Q

a

(t)

Q

e

_(t)

Nel caso in esame, le sezioni d’uscita delle casse sono costituite da un forte restringimento (apertura pari a 5.5 metri per la prima cassa e 5 metri per la seconda), con una larghezza del corso d’acqua a monte variabile da 17 a 18 metri (rapporto di restringimento r =b_s b_m ≅0.3), sono prive d’organi di regolazione e non sono rigurgitate da valle; quindi la portata effluente Qe dipende solo dalla quota liquida z a

monte della sezione stessa.

L’espressione che regola il funzionamento della cassa di laminazione in linea, è integrabile solo se si suppone che la superficie liquida della cassa stessa sia orizzontale, per cui V è una funzione nota di z. Questa ipotesi è soddisfatta poiché le casse non hanno una lunghezza notevole nel senso dello sviluppo dell’alveo (330 m la prima e 450 m la seconda) e la pendenza del fondo, nel tratto in cui sorgono, è trascurabile (0.7%); per cui il deflusso al suo interno comporta un innalzamento del pelo libero dalla sezione ristretta verso monte non significativo.

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4.3 CASSE DI LAMINAZIONE IN LINEA

Il sito scelto per la realizzazione delle opere si trova nel comune di Lucca in località Alla Tarabana, poiché le condizioni morfologiche della zona sono ideali, dato che vi è un’ampia area pianeggiante chiusa a valle da un restringimento.

Dall’analisi dello studio dell’uso del suolo, all’interno del bacino del Freddana, secondo le specifiche del Progetto Corine-Land Cover e da un sopralluogo, è emerso che in quest’area non vi sono insediamenti urbani.

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Figura 16 – Particolare dell’area interessata dalle casse di laminazione in linea.

Cassa 1

Cassa 2

L’equazione fondamentale usata per il dimensionamento della cassa di laminazione è l’equazione di continuità

(

(Q_a(t)−Q_e(h)

)

⋅dt =S(h)⋅dh

che in forma discretizzata vale :

(

(Q_a(t)−Q_e(h)

)

⋅∆t =∆V

Dove, la Qa(t) è l’onda di piena in ingresso da ritenersi nota; la Qe(h) è la portata uscente che dipende dalla quota h a monte della sezione di uscita, dalla quota a valle, se tale sezione è rigurgitata e anche implicitamente dal tempo t, se la sezione di uscita è dotata di organi di regolazione mobile; V è il volume invasato che è funzione di t tramite z. L’equazione è integrabile solo se si suppone che il volume liquido V invasato nella cassa stessa sia orizzontale, per cui esso è una funzione nota di z.

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Considerare che la cassa di laminazione sia costituita dalle due aree adiacenti ai lati dell’alveo, equivale a considerare un alveo suddiviso in varie sezioni in cui per h1 si

intende l’altezza della zona centrale con la relativa larghezza b1 e scarpa z1, e con h2,

b2 e z2 le grandezze relative alle zone laterali ed infine quelle riportate senza nessun

pedice si riferiscono all’intera sezione composta.

Un esempio di uno schema tipo è qui di seguito riportato:

Figura 17: sezione tipo con relative grandezze di riferimento

A questo punto considerando la formula di Gauckler-Strickler dobbiamo andare a calcolare i valori di tale formula:

• A le aree liquide

• R i raggi idraulici

• U le velocità medie

• K i coefficienti della tale formula di Gauckler-Strickler

• α ed η i coefficienti correttivi

• H l’energia specifica della corrente riferita alla quota di fondo dell’alveo di magra

• ihla pendenza della linea dell’energia

riferendoci alla sezione tipo possiamo dedurre che tutte queste grandezze si collocano nelle seguenti espressioni in funzione dell’altezza liquida h:

) ( ) ( ) (h A1 h A2 h A = + ) 2 ( ) ( ) ( ) ( ₁ ₁ ₁ ₁ ₂ ₁ ₁ ₁ 1 h h b z h h h b z h A = ⋅ + ⋅ + ⋅ + ⋅ ⋅

(

( ) ( 0.5 ( )

)

2 ) ( ₂ ₂ ₂ ₂ 2 h = h h ⋅ b + ⋅z ⋅h h ⋅ A

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) ( ) ( ) (h R₁ h R₂ h R = + 2 1 1 1 1 1 1 2 ) ( ) ( z h b h A h R + ⋅ + = 2 2 2 2 2 2 1 2 ) ( ) ( z h b h A h R + ⋅ + = ) ( ) ( ) ( h A h Q h U = h i h R h R K h U ( )= ⋅ ( )6 ⋅ ₁( )⋅ 1 1 h i h R h R K h U ( )= ⋅ ( )6 ⋅ ₂( )⋅ 1 2 ) ( ) ( ) (h Q₁ h Q₂ h Q = + ) ( ) ( ) ( ₁ ₁ 1 h U h A h Q = ⋅ ) ( ) ( ) ( ₂ ₂ 2 h U h A h Q = ⋅

Il coefficiente correttivo delle forze vive α (coefficiente di Coriolis), tenendo presente queste ultime equazioni, è esprimibile anche in funzione delle sole grandezze geometriche della sezione,ovvero:

) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ₃ 2 3 2 1 3 1 h A h U h A h U h A h U h ⋅ ⋅ + ⋅ = α

La pendenza della linea dell’energia risulta:

= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( 2 3 1 2 2 2 1 3 1 2 2 1 h R h R K h U h R h R K h U h i_h

(

)

3 1 2 2 1 1 2 ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( h R h R K h A h R K h A h Q ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ =

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Da quest’ultima equazione si ricava, sempre in funzione dell’altezza h, la scala di deflusso specifico:

(

)

6 1 2 2 1 1( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ) ( ) ( h R h R K h A h R K h A h i h Q h ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ =

mentre la curva caratteristica dell’energia specifica in funzione dell’altezza liquida per portata costante vale:

2 2 ) ( 2 ) ( ) ( ) ( h A g h Q h h h H ⋅ ⋅ ⋅ + = α

Ed infine, la curva caratteristica della portata in funzione dell’altezza liquida per energia specifica H costante ha questa equazione:

(

)

) ( ) ( 2 ) ( ) ( h h h H g h A h Q α − ⋅ ⋅ ⋅ =

Si cerca adesso la portata per la quale l’energia specifica della corrente indisturbata risulta insufficiente a superare l’ostacolo rappresentato dal restringimento, ed inizia così a formarsi un profilo di rigurgito. Ma laddove a monte non si verificasse il rigonfiamento, la corrente defluirebbe con un’altezza pari a quella di moto uniforme, che può essere calcolata quindi, con la formula di Gauckler-Strickler :

2 1 3 2 i R A K Q= ⋅ ⋅ ⋅

in cui oltre ai termini noti, i simboleggia la pendenza di fondo dell’alveo, che in

questo caso è pari ad 0.0075.

A questa condizione corrisponde un’energia specifica di monte pari a:

    ⋅ ⋅ + = 2 ₂ 2 ) ( A g Q h h Hu u

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Fissato a questo punto un restringimento br, e supponendo trascurabili le perdite di energia tra la sezione subito a monte del restringimento stesso e la sezione ridotta, si può calcolare la portata massima Qemax che può passare dal restringimento con quella data energia, che, come si vede dall’equazione, è funzione dell’altezza hu di moto uniforme:       ₋ ⋅ ⋅ ⋅ = ( ) 3 2 ) ( 2 ) ( 3 2 ) ( max h b H h g H h H h Q_e _r _u _u _u

Quando tale portata eguaglia il valore della portata di moto uniforme di monte, si è trovato il valore che dà origine al profilo di rigurgito.

Le dimensioni del restringimento, sono state fissate imponendo che la portata con la quale inizia il rigonfiamento sia minore della portata massima defluente nell’alveo, ottenendo quindi un’equazione in funzione dell’altezza di monte:

) ( ) ( max h Q h Q_e =

Quando la portata supera il valore appena calcolato, l’energia specifica della corrente indisturbata risulta dunque insufficiente a permettere il deflusso attraverso il restringimento dell’alveo appositamente realizzato, per cui nella sezione ristretta si verifica un aumento dell'energia specifica fino al valore minimo necessario al deflusso della portata in arrivo, deflusso che avviene in condizioni critiche.

Invece, a monte del restringimento, la corrente risulta lenta e si verifica un forte incremento di altezza, sia rispetto all’altezza del deflusso indisturbato, sia rispetto

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all’altezza della sezione con restringimento. Ma l’allagamento delle zone limitrofe avrà inizio solo quando la portata avrà raggiunto un preciso valore che può essere determinato calcolandosi l’altezza critica Kc e l’energia specifica Hc :

3 2 2 g b Q K r c ⋅ = 3 2 2 2 3 2 3 g b Q K H r c c ⋅ = =

L’altezza liquida nella sezione subito a monte del restringimento è stata determinata mediante la curva caratteristica Q=Q(h) della portata per energia specifica costante.

(

)

2g H h

h b

Q= ⋅ ⋅ _c −

Mediante queste equazioni si può determinare, con successive iterazioni di calcolo, la portata in corrispondenza della quale l’altezza h a monte del restringimento risulta uguale all’altezza dell’alveo di magra del corso d’acqua; per portate maggiori di questa vengono allagate le aree limitrofe all’alveo.

Un ulteriore passo è stato quello di determinare l’onda di piena laminata.

Questa può essere calcolata partendo dall’instante di primo invaso che rappresenta il momento in cui l’onda di piena in arrivo Qa(t) coincide con l’onda laminata Qe(h). Calcolando questo valore sarà poi anche possibile integrare l’equazione di continuità.

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Da notare che per tale valore di portata i volumi invasati in assenza dello sbarramento non differiscono da quelli invasati in presenza di esso, e con tale portata avviene un deflusso delle acque nel tratto vallivo in tutta sicurezza.

In moto vario, nel generico passo temporale ∆t , l’equazione di continuità relativa al tronco d’alveo compreso tra la sezione iniziale della cassa e quella subito a monte del tratto ristretto, può essere così scritta:

t t t Q t Q t t Q t Q V a a e e ⋅∆     + +∆ ₋ + +∆ = ∆ 2 ) ( ) ( 2 ) ( ) (

Fissato quindi un passo temporale ∆t , risultano note, attraverso gli idrogrammi di piena già determinati, la portata in arrivo Qa agli istanti iniziale t e finale t+∆t del passo, la portata Qe all’istante t e il volume ∆V invasato nella cassa tra gli istanti t e

t

t+∆ ; nel caso del primo passo temporale, la Qe all’istante t è stata determinata sapendo che essa rappresenta la portata in corrispondenza della quale inizia l’invaso, istante in cui l’onda di piena in arrivo coincide con l’onda laminata.

Fissata quindi una portata Qe(t+∆t) di tentativo il secondo membro dell’equazione di continuità sopra scritta risulta determinato: esso deve coincidere con il volume invasato nella cassa tra l’istante t ed il successivo istante t+∆t. Se ciò non avviene,

è necessario ripetere il procedimento utilizzando un valore diverso della portata in uscita Q_e(t+∆t) finché i due membri dell’equazione un assumano un ugual valore. Ripetendo il procedimento per tutti gli istanti successivi, è stato possibile determinare l’idrogramma delle portate uscenti.

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Infine, una volta noti i valori di Qe nei vari istanti t, è stato possibile determinare l’idrogramma dell’onda laminata che ha un andamento del tipo riportato in figura 18.

Figura 18: Andamento qualitativo di un’onda di piena in arrivo e di una laminata

Per il calcolo dei volumi invasati è stata utilizzata la formula:

(

1

)

2 1 + + ⋅ ∆Η ⋅ = i i i S S V

dove Si e Si+1 sono le aree racchiuse dalle curve di livello rispettivamente di quota i ed i+1. Il volume V1 compreso fra il punto più depresso della cassa e la prima curva di livello incontrata è stato assimilato a quello di un cono:

1 1 1 3 1 S V = ⋅∆Η ⋅ .

Di seguito sono riportate le curve caratteristiche delle superfici inondate e dei volumi invasati, in funzione delle quote liquide per le 2 casse progettate:

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Cassa n° 1 (cassa più a monte)

Curva caratteristica A=A(h)

54 56 58 60 62 0 10 20 30 40 50 Aree inondate (1000 m2₎ q u o ta d el lo s p ec ch io l iq u id o ( m s .l .s m .) Curva caratteristica V=V(h) 54 56 58 60 62 0 50 100 150 200 Volume invasato (1000 m3₎ q u o ta d el lo s p ec ch io l iq u id o ( m s .l .s m .)

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Cassa n° 2 (cassa più a valle)

Curva caratteristica A=A(h)

50 52 54 56 58 0 10 20 30 40 50 Aree inondate (1000 m2₎ q u o ta d el lo s p ec ch io l iq u id o ( m s .l .s m .) Curva caratteristica V=V(h) 50 52 54 56 58 0 50 100 150 200 Volume invasato (1000 m3₎ q u o ta d el lo s p ec ch io l iq u id o ( m s .l .s m .)

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Dallo studio condotto è emerso che per abbassare il colmo di piena, per eventi duecentennali, ad un valore di sicurezza, le altezze degli sbarramenti devono essere per entrambe le casse di 7.5 metri.

La forma dello sbarramento è mostrata qualitativamente in figura 19 e 20

PIANTA A A massi V = 1mc Figura 19 : Pianta

SEZIONE A-A

Figura 20 : Sezione

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Per una documentazione più dettagliata sulle dimensioni dello sbarramento si rimanda alle tavole n° 2 e 3.

Passando adesso all’analisi delle varie parti dell’opera, si può notare come lo sfioratore di superficie sia stato dimensionato in maniera tale da poter permettere il deflusso della portata massima di tempo di ritorno pari a 200 anni anche con la luce centrale completamente ostruita, in maniera tale da impedire alle acque di invadere aree al di fuori delle casse.

La cunetta è stata analizzata come uno stramazzo in parete grossa del tipo Belanger, la cui portata per unità di larghezza è data dalla seguente formula:

Q=µ⋅H⋅

(

2⋅g⋅H

)

in cui:

µ = coefficiente d’efflusso pari a 0.385 H = altezza carico di monte

Per preservare lo sbarramento da eventuali azioni d’urto ed abrasioni dovuti al materiale trasportato dalla corrente si è pensato di realizzare nella parte centrale una scogliera in massi di volume pari almeno a 1 m³ davanti al paramento di monte e di proteggere i bordi esposti con angolari d’acciaio inox 100 × 100 × 6 mm. Infine, con dei bolognini di pietra dura annegati nel getto, si è protetta la superficie piana della luce centrale, la quale essendo sempre a contatto con l’acqua anche nei periodi di magra è più esposta a tale pericolo.

A valle dell’opera, per evitare l’erosione dell’alveo dovuta alla vena stramazzante, è stata realizzata una platea tramite una gettata di massi di dimensioni tali da non correre il rischio di essere asportati dalla corrente.

Ai piedi dell’opera si sono realizzate delle colonne di jet-grouting per evitare la filtrazione che si istaura nel terreno, a causa del dislivello tra i peli liquidi di monte e valle, e quindi il rischio connesso di rimozione ad opera della corrente di particelle terrose di dimensioni via via sempre più grandi, con la formazione di vene o piccoli

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canali sotterranei (piping), che possono portare con rapidità al collasso del manufatto.

Di seguito sono riportati gli idrogrammi di piena in entrata ed in uscita per la durata di pioggia critica con tempo di ritorno duecentennale, il volume invasato, la corrispondente quota raggiunta dallo specchio liquido e il rapporto di laminazione

aMAX eMAX

Q Q

r= di ognuna delle due casse progettate.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 t (ore) Q ( m 3 /s ) Q ingresso Qe cassa 1 Qe cassa 2

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Cassa 1 b = 5.5 m h = 7.5 m Cassa 2 br = 5 m h = 7.5 m Qingr (m3_/s) Qeffl (m3_/s) hc (m s.l.m.) hm (m s.l.m.) Vinv (1000 m3₎ Qeffl (m3_/s) hc (m s.l.m.) hm (m s.l.m.) Vinv. (1000 m3₎ 30 20.1 55.45 56.14 6.4 16 51.1 51.7 4 45 24.5 55.9 56.8 13.6 20.1 51.3 52 5.1 60 29.1 56.3 57.4 25.2 23.4 51.5 52.2 16.7 75 36.8 56.7 57.9 36.7 29.1 51.7 52.6 20.6 90 66.2 57 58.4 52.4 38.8 52.6 53.8 31.3 105 72.9 57.3 58.9 69 50 52.8 54.1 38.7 120 81.8 57.6 59.4 88.7 67 53 54.4 48.6 135 90.8 57.9 59.8 105.1 68.7 53.2 54.7 58.5 150 111.8 58.2 60.2 122.3 74.9 53.7 55.4 85.6 178.7 150.1 58.8 60.7 144.5 103 54.5 56.7 146.8 150 157.9 58.9 60.8 148.9 131 54.6 56.9 156.9 135 156.3 58.9 60.8 149 135.1 54.3 56.9 157 120 152.5 58.7 60.6 142 138.2 54.4 56.6 137.5 105 145.7 58.5 60.5 138.1 138.8 54.4 56.5 133.2 90 132.1 58.2 60.3 127.3 138.6 54.4 56.5 133.1 75 109 57.9 59.7 104 137 54.4 56.4 128.8 60 78.8 57.4 59.1 77.1 123.4 54 55.9 98.1 45 48.2 56.8 58.1 42.3 63.4 52.5 53.8 51.9 30 31.6 56.1 57 15.9 36.6 51.9 52.7 21.6 r = 0.88 r = 0.87

4.4 MURI DI SPONDA

Per evitare il rischio d’esondazione, a causa di eventi con tempo di ritorno duecentennale, è necessario però innalzare anche i muri di sponda:

sul torrente Freddana dalla sezione 1 alla sezione 3 per 80 metri solo sulla sponda destra, dalla sezione 12 alla sezione 14 per 100 metri su entrambe le sponde, dalla sezione 56 alla sezione 57 per 100 metri su entrambe le sponde;

sul Rio Arsina dalla sezione 1 alla sezione 14 per 600 metri su entrambe le sponde; sul fosso Ribongi dalla sezione 1 alla sezione 12 per 400 metri sulla sponda sinistra e dalla sezione 6 alla sezione 9 per 200 metri sulla sponda destra.

Sul torrente Freddana e sul rio Arsina è sufficiente innalzare i muri di sponda in calcestruzzo già presenti, mentre sul fosso Ribongi bisogna realizzarne di nuovi. Per una documentazione più dettagliata si rimanda alla tavola n° 3.

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Figura 21 – Ubicazione dell’intervento proposto.

Freddana da sez.1 a sez.3

Rio Arsina da sez.1 a sez.14 Freddana da sez.12 a sez.14

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Nelle sezioni in cui i muri di sponda non esistono si è pensato di realizzarli utilizzando questa tecnica:

livello Q200

livello di magra

tondame scortecciato Dm > 20 cm tubo drenante in PVC pietrame di media pezzatura

terreno di riporto 1 1 1,5 1 imposta in contropendenza ( 10 - 15 % ) massi sciolti V = 1 mc geotessuto 5 N/m²

poiché si ha così un minor impatto a livello estetico-paesaggistico rispetto ad opere in calcestruzzo o in altro materiale artificiale.

La scogliera a secco è realizzata con massi sciolti di almeno 1 m³ di volume, a spigoli vivi e ben incastrati tra di loro, ed ha il primo corso di massi posto almeno a tre metri sotto la linea di talweg; per aumentarne la stabilità, infine, i blocchi di roccia sono stati disposti con inclinazione non superiore ai 45°.

Questo tipo di opera presenta il vantaggio di seguire i movimenti del fondo, ma anche l’inconveniente di poter essere utilizzate senza subire danno solo su corsi d’acqua con pendenza longitudinale non superiore al 2÷3%; nel tratto in cui verranno realizzate, infatti, è dell’ordine del 0,6%.

Il muro di sostegno alle spalle della scogliera è una struttura realizzata tramite la sovrapposizione d’elementi di legno (incastellatura), saldati tra di loro con chiodi e cambre (grappa a due punte), a parete doppia, riempita con materiale drenante. Queste opere sono le strutture consolidanti più usate, soprattutto per dare piede nella ricostruzione dei versanti e per la difesa delle sponde di corsi d’acqua a debole pendenza e scarso trasporto solido; particolarmente efficaci perché leggere e

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abbastanza adattabili ai movimenti del terreno. Come materiale, si usa di preferenza il larice scortecciato, con diametro variabile da 15 a 30 cm.

La durata media di tali opere, che non devono superare i 3 m d’altezza, si aggira sui trent’anni.

Sono strutture autoportanti, molto più stabili delle murature e delle gabbionate, soprattutto su terreni con debole portanza e s’inseriscono nel paesaggio meglio delle altre. Hanno infine costi inferiori alle strutture murarie o in gabbioni perché il legname occorrente è ricavato in loco.

Per quanto riguarda il sovralzo dei muri di sponda esistenti in calcestruzzo, si è considerato di utilizzare questa soluzione.

rete elettrosaldata

# 20 x 20 φ 10

muro esistente di conglomerato cementizio

barra d'ancoraggio di acciaio collegata con resine al muro preesistente lastra di porfido fissata con malta e 2 tasselli ad espansione

bolognini di porfido annegati nel getto

livello Q

200

(24)

4.5 CONFRONTO FRA STATO ATTUALE E DI PROGETTO

Di seguito sono riportati il profilo longitudinale degli ultimi 2 km del Freddana e alcune sezioni del Freddana allo stato attuale e allo stato di progetto per una pioggia critica di 2 ore con tempo di ritorno duecentennale.

Figura 23 – Profilo stato attuale.

0 5 0 0 1 0 0 0 1 5 0 0 2 0 0 0 D is ta n z a ( m ) Quota s.l.m. (m) L e g e n d a liv e llo li q u id o s p o n d a s in is tr a s p o n d a d e s tr a 5 5 60 65 70 75 80

(25)

Figura 24 – Profilo stato di progetto. Quota s.l.m. (m) 2 0 0 0 1 5 0 0 1 0 0 0 D is ta n z a ( m ) 5 0 0 0 s p o n d a s in is tr a s p o n d a d e s tr a liv e llo li q u id o L e g e n d a 7 0 5 5 60 65 75 80

(26)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 19 20 21 22 23 24 25 26

Torrente Freddana sezione 1 stato di progetto

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 30 35 40 19 20 21 22 23 24 25 26

Torrente Freddana sezione 1 stato attuale

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta

(27)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 19 20 21 22 23 24 25 26

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 30 35 40 19 20 21 22 23 24 25 26

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta

(28)

0 5 10 15 20 25 30 20 21 22 23 24 25 26 27

Torrente Freddana sezione 3.1 stato di progetto

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 30 20 21 22 23 24 25 26 27

Torrente Freddana sezione 3.1 stato attuale

(29)

0 5 10 15 20 25 20 21 22 23 24 25 26 27

Torrente Freddana sezione 3.2 stato di progetto

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Bank Sta 0 5 10 15 20 25 20 21 22 23 24 25 26 27

Torrente Freddana sezione 3.2 stato attuale

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Bank Sta

(30)

0 5 10 15 20 25 23 24 25 26 27 28 29

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 23 24 25 26 27 28 29

(31)

0 5 10 15 20 25 30 24 25 26 27 28 29

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 30 24 25 26 27 28 29

(32)

0 5 10 15 20 25 30 24 25 26 27 28 29

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Levee Bank Sta 0 5 10 15 20 25 30 24 25 26 27 28 29

(33)

0 5 10 15 20 25 26 27 28 29 30 31 32

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Ground Bank Sta 0 5 10 15 20 25 26 27 28 29 30 31 32

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Ground Bank Sta

(34)

0 2 4 6 8 10 12 14 26 27 28 29 30 31 32

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Bank Sta 0 2 4 6 8 10 12 14 26 27 28 29 30 31 32

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Crit PF 1 Ground Bank Sta

(35)

0 5 10 15 20 25 29 30 31 32 33 34 35

Station (m) E le v at io n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Ground Bank Sta 0 5 10 15 20 25 29 30 31 32 33 34 35

Station (m) E le v a ti o n ( m ) Legend EG PF 1 WS PF 1 Ground Bank Sta

(36)

4.6 CONCLUSIONI

Concludendo si può affermare che, grazie agli interventi studiati, si è in grado di mettere al riparo da esondazioni, con tempo di ritorno fino a duecento anni, tutto il corso del torrente Freddana e dei suoi affluenti, garantendo un franco di sicurezza adeguato.

Di seguito sono riportati gli idrogrammi di piena allo stato attuale e di progetto in prossimità della foce, dovuti ad una pioggia di durata 2 ore e tempo di ritorno duecentennale, poiché è risultata essere la più pericolosa.

Dallo studio si evince come grazie alla realizzazione delle casse si riesca ad abbattere del 27% il colmo della piena più pericolosa e quindi a contenere la stessa entro l’alveo, limitando l’innalzamento e la creazione dei muri di sponda.

Figura 22 – Idrogrammi di piena per piogge di durata 2ore.

0 50 100 150 200 250 300 0 2 4 6 8 10 t (ore) Q ( m 3 /s ) _{Q progetto} Q attuale

Qmax stato attuale ( m³/sec ) Qmax stato di progetto ( m³/sec )