CONSORZIO DI BONIFICA DELLA BARAGGIA - … · 6. DIMENSIONAMENTO DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO ... La progettazione idraulica delle reti di condotte in pressione previste in progetto

CONSORZIO DI BONIFICA DELLA BARAGGIA BIELLESE E VERCELLESE

Vercelli

OPERE PER L’INCREMENTO DELL’EFFICIENZA DEL SISTEMA DI DERIVAZIONE IRRIGUA IN DESTRA SESIA PER

LE ROGGE COMUNALE E MARCHIONALE DI GATTINARA

- 2° LOTTO STRALCIO -

DATA

31 LUGLIO 2014

AGGIORNAMENTI

ATTIVITA’ DI PROGETTAZIONE:

IL PROGETTISTA (Dott. Ing. Domenico CASTELLI)

……………………………………………..

Relazione Idraulica

PROGETTO ESECUTIVOPROGETTO ESECUTIVOPROGETTO ESECUTIVOPROGETTO ESECUTIVO PRATICA N°10279E2

S.M. N° 10279

MODIFICHE Aggiornamento

AGGIORNAMENTI Data

CONTROLLO OPERATORE CONTROLLO APPROVAZIONE

Firma MF DC DC

INDICE

1. PREMESSA ................................................................................................................................................... 1

2. NORMATIVA DI RIFERIMENTO .......................... .................................................................................. 3

3. IL TRATTO IN CORRENTE A CIELO LIBERO TRA IL NODO “A ” E IL NODO “B” ................... 4

3.1 DESCRIZIONE DEL CODICE DI CALCOLO UTILIZZATO ................................................................................ 4 3.2 DESCRIZIONE DEL MODELLO .................................................................................................................... 4 3.3 OPZIONI DI CALCOLO ............................................................................................................................. 15

3.3.1 Aree inefficaci al deflusso ............................................................................................................. 15 3.3.2 Perdite di carico dovute a ponti e tombini .................................................................................... 16 3.3.3 Modifica della sezione in seguito a scavo e risistemazione dell'alveo .......................................... 18

3.4 ANALISI DEL DEFLUSSO DELLA PORTATA DI DIMENSIONAMENTO E VERIFICA ........................................ 23 3.5 RISULTATI OTTENUTI ............................................................................................................................. 24

4. LE NUOVE CONDOTTE IN PROGETTO ............................................................................................. 27

5. VERIFICHE STATICHE DELLE CONDOTTE IN PROGETTO ..... .................................................. 32

5.1 DETERMINAZIONE DELLE AZIONI SULLE TUBAZIONI INTERRATE ............................................................ 39 5.1.1 Azione verticale dovuta al terreno di rinterro ............................................................................... 39 5.1.2 Azione verticale dovuta ai sovraccarichi fissi e mobili ................................................................. 45 5.1.3 Azioni verticali dovute al peso proprio della tubazione ................................................................ 51 5.1.4 Azioni verticali dovute al peso del liquido contenuto nella tubazione .......................................... 52 5.1.5 Calcolo del carico dovuto alla pressione idrostatica esterna ....................................................... 53 5.1.6 Determinazione della risultante delle azioni agenti sulle tubazioni.............................................. 54

5.2 CRITERI DI VERIFICA .............................................................................................................................. 54 5.2.1 Verifica dell’inflessione diametrale .............................................................................................. 54 5.2.2 Verifica all’instabilità elastica per depressione interna (buckling) .............................................. 58 5.2.3 Calcolo e verifica della flessione massima circonferenziale ......................................................... 59 5.2.4 Verifica al galleggiamento ............................................................................................................ 60

5.3 RISULTATI OTTENUTI ............................................................................................................................. 60

6. DIMENSIONAMENTO DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO ......... ...................................................... 85

6.1 VERIFICA A SCORRIMENTO ..................................................................................................................... 90 6.2 VERIFICA AL RIBALTAMENTO ................................................................................................................ 93 6.3 VERIFICA DELLA RESISTENZA DEL CALCESTRUZZO ................................................................................ 94 6.4 VERIFICA DELLE PRESSIONI TRASMESSE AL TERRENO ............................................................................ 94 6.5 RISULTATI OTTENUTI E DIMENSIONI DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO IN PROGETTO .................................. 95

7. ALLEGATI ............................................................................................................................................... 104

1

1. Premessa

La presente relazione ha la finalità di verificare dal punto di vista idraulico l’idoneità

delle opere previste nell’ambito del progetto delle opere di opere per l’incremento

dell’efficienza del sistema di derivazione irrigua in destra Sesia per le rogge Comunale e

Marchionale di Gattinara.

Stante l’indivisibilità del progetto generale di ristrutturazione della roggia Comunale

di Gattinara dal punto di vista idraulico, la presente relazione evidenzia la funzionalità del

complesso delle opere previste sia nell’ambito del primo che del secondo lotto stralcio esecu-

tivo.

La differente tipologia di moto idraulico che caratterizza il tratto di canale principale

della roggia Comunale di Gattinara, dove il nodo B costituisce lo spartiacque tra la porzione

di canale ad acqua fluente rispetto al quella che sarà prevalentemente esercita in pressione, ha

comportato che la presente relazione di verifica fosse necessariamente divisa in due parti:

1 Il tratto di canale a cielo aperto tra l’opera di presa sul fiume Sesia (nodo A) ed il nodo

B di ripartizione tra la portata di competenza della centrale idroelettrica ex Bertot-

to/Comero coincidente con l’antico alveo della roggia Comunale di Gattinara e quella

destinata al primo tratto intubato della stessa per effetto degli interventi in progetto.

Per questa verifica si è utilizzato un codice di calcolo automatico HEC-RAS sviluppato

dalla USACE con riferimento alla normativa proposta da FHWA (Federal Highway

Administration - USA)

La portata di dimensionamento di questo tratto sarà la massima derivabile attraverso il

nodo A pari a 6,0 m3/s

Al termine della presente relazione sono riportati i tabulati di verifica idraulica dello sta-

to di fatto (Allegato 1), di porgetto (Allegato 2), profilo e sezioni del modello sello stato

di fatto (Allegato 3), profilo e sezioni idrauliche di progetto (Allegato 4), planimetria

generale (Allegato 5).

2 La porzione di canale a valle del nodo B che risulta caratterizzata da tra tratti intubati

con relativi edifici di ripartizione (a monte) e di restituzione (a valle). Tali tratti in pres-

2

sione sono stati oggetto di verifica del profilo idraulico mediante le tradizionali formule

di Bazin (stramazzi) e Gauckler-Strickler (moti in pressione).

I tre tratti sono caratterizzati da portate d’esercizio differenti in funzione della quota di

portata che viene riservata, per accordo con l’Amministrazione comunale di Gattinara,

all’alveo della roggia esistente:

• Tratto B-D: 5,0 m3/s

• Tratto F-G: 5,0 m3/s

• Tratto H-I: 6,0 m3/s

3

2. Normativa di riferimento

La progettazione idraulica delle reti di condotte in pressione previste in progetto e

delle opere ad esse complementari, ha fatto riferimento al seguente quadro normativo:

� D.M. n. 2445 del 23.02.1971 (G.U. 26 maggio 1971, n. 132-suppl.) e s.m.i. (D.M.

10.08.2004) – Norme tecniche per gli attraversamenti e per i parallelismi di

condotte e canali convoglianti liquidi e gas con ferrovie ed altre linee di

trasporto.

� Delibera Interministeriale 4 febbraio 1977 “Criteri, metodologie e norme

tecniche generali di cui all’art. 2, lettere b9, d) ed e) della Legge 10 maggio

1976, n. 319, recante norme per la tutela delle acque dall’ inquinamento” (G.U.

n. 48 del 21/02/1977 – Supplemento).

� D.M. LL.PP. del 12.12.1985 (G.U. 14 marzo 1986, n. 61) – Norme tecniche per

le tubazioni e Circolare esplicativa del Ministero dei LL.PP. n. 27291 del

20.03.1986.

� D.M. 14 gennaio 2008 – Nuove Norme tecniche per le Costruzioni.

� CIRCOLARE 02 febbraio 2009 n. 617 – Istruzioni per l’applicazione delle

Nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio 2008.

� UNI 9032:2008 – Tubazioni di resine termoindurenti rinforzate con fibre di vetro

(PRFV) con o senza cariche - Linee guida per la definizione dei requisiti per l

impiego e ss.mm.ii.

� UNI EN 1796:2013 – Sistemi di tubazioni di materia plastica per la distribuzione

dell'acqua con o senza pressione - Materie plastiche termoindurenti rinforzate con

fibre di vetro (PRFV) a base di resina poliestere insatura (UP).

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3. Il tratto in corrente a cielo libero tra il nodo “A” e il nodo “B”

3.1 Descrizione del codice di calcolo utilizzato

Nel presente capitolo viene descritto il modello matematico utilizzato per simulare il

deflusso della portata di 6,0 m3/s nel tratto lungo l’intero sviluppo del canale.

La simulazione consiste nel definire la geometria delle sezioni idrauliche interessate e

rilevanti ai fini dei calcoli idraulici, precisare i parametri fisici caratterizzanti le equazioni del

moto e che governano il deflusso delle portate al fine di poter disporre di una serie di dati

prodotti dal modello, tali da consentire la progettazione razionale degli interventi in progetto e

il confronto con la situazione esistente.

I dati ricavati dalle elaborazioni riguardano ciascuna sezione idraulica di deflusso con-

siderata e in base al valore numerico espresso dalla singola variabile consentono la regolazio-

ne opportuna dell'entità dei parametri di progetto nel rispetto delle condizioni di sicurezza

dell'ambiente circostante nonché della fruibilità del medesimo garantendo il mantenimento

dell'equilibrio territoriale in loco.

Le simulazioni sono state condotte sia precisando le condizioni attuali di deflusso sia

descrivendo il mutamento delle sopraccitate caratteristiche valutandone poi analogie e diffe-

renze che consentono di evidenziare le mutate condizioni di deflusso.

3.2 Descrizione del modello

Lo studio idraulico dei corsi d’acqua in generale tramite il modello numerico è impo-

stato in modo da perseguire i seguenti obiettivi:

- definire ed evidenziare le aree soggette a esondazione precisando l'ampiezza della via di

piena e le quote raggiunte dal pelo libero nonché gli eventuali rigurgiti causati dai manufatti

in alveo;

- progettare le sistemazioni del corso d'acqua in modo da predisporre le opportune difese del-

le opere esistenti e consentire lo smaltimento della portata defluente garantendo l'incolumità

delle opere medesime e di quanto ubicato a valle e nelle zone limitrofe.

5

Il presente capitolo è pertanto strutturato in modo tale da fornire chiarimenti sul fun-

zionamento del modello numerico adottato e sulla metodologia utilizzata nella scelta delle se-

zioni trasversali necessarie alle simulazioni.

Opportune tabelle riassuntive provvedono a fornire una visione d'insieme dei risultati

cui si è pervenuti mediante le simulazioni condotte tramite il modello numerico.

Si allegano inoltre i tabulati di calcolo eseguiti per la portata di piena nella situazione attuale e

di progetto.

Il modello è strutturato per calcolare i profili di superficie libera in moto permanente

gradualmente vario (in senso spaziale e non temporale) in alvei prismatici e non-prismatici.

Entrambi i tipi di corrente, lenta e veloce, possono essere calcolati così come le conse-

guenze di diverse tipologie di accidentalità e strutture di cui si conosca la relazione fra carico

e portata defluente.

Il modello è comunque vincolato nel suo utilizzo da tre condizioni:

- poiché le equazioni non contengono termini dipendenti dal tempo, il moto deve essere per-

manente;

- il moto deve essere gradualmente vario in senso spaziale poiché le equazioni ipotizzano la

distribuzione idrostatica delle pressioni in seno alla corrente;

- il moto è mono-dimensionale.

È rilevante e importante evidenziare la capacità del modello di dare attendibili risultati

nella gestione delle aree inondabili circostanti gli alvei naturali.

In questo senso è quindi possibile:

- determinare le aree inondabili da parte di portate diverse allo scopo di predisporne l'oppor-

tuna protezione;

- studiare le conseguenze d'uso delle aree golenali e il loro danneggiamento;

- definire i miglioramenti d'alveo atti a ridurre le conseguenze delle inondazioni.

Proprio nell'ottica di queste problematiche l'utilizzo del modello numerico in questione

risulta essere estremamente efficace.

La possibilità di determinare il comportamento del profilo del corso d'acqua tenendo

conto anche dell'influenza esercitata dai manufatti in alveo consente di tracciare con buona

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precisione la via di piena.

Tra le diverse opzioni di calcolo di cui il modello è dotato in relazione alla presenza di

strutture che interagiscono direttamente con il corso d'acqua è da evidenziare la possibilità di

calcolo del profilo in corrispondenza dei tombini (circolari, scatolari, con o senza muri d'ala)

secondo la normativa proposta da FHWA (Federal Highway Administration - USA).

Il software implementato consente di determinare con precisione l'effetto di rigurgito

dovuto alle spalle dei ponti o all'ingombro delle pile.

Particolare importanza riveste la possibilità di parametrizzare il coefficiente di sca-

brezza per alveo e golene.

Inoltre è possibile creare all'interno di ciascuna sezione trasversale del corso d'acqua

più zone a scabrezza omogenea in modo da approssimare con precisione notevole il valore del

suddetto parametro, troppo spesso legato all'imprecisione del coefficiente di scabrezza equi-

valente.

L'insieme dei dati di output è strutturato in modo da fornire la conoscenza globale dei

fenomeni che interessano l'intera area occupata dalla portata di piena.

L'output risulta quindi suddiviso in dati relativi alle aree golenali e al canale principale

di deflusso.

Le informazioni fornite riguardano diversi parametri fisici e di progettazione quali, per

esempio:

- quota in m s.l.m. del pelo libero;

- quota del gradiente energetico;

- velocità e portata, relativa a golene e canale principale;

- larghezza del pelo libero;

- area bagnata;

- principali parametri geometrici;

- sezioni trasversali;

- profilo di moto permanente.

Per meglio comprendere il funzionamento del modello idraulico utilizzato è opportuno

fornire una sintesi delle potenzialità e dei fondamenti teorici che stanno alla base del calcolo

7

dei profili di moto permanente e che sono implementati nel modello stesso.

Al fine di calcolare la quota del pelo libero incognita in una determinata sezione tra-

sversale del corso d'acqua è stata adottata la procedura di calcolo nota come Standard Step

Method, consistente nell'integrazione dell'equazione di bilancio energetico.

Le due equazioni che proponiamo rappresentano il metodo di cui sopra:

WSV

g

V

g222

12

2 2 + = WS + + h2

11

e

α α

h fV

g

V

ge = L S + C - 2 1⋅α α2

212

2 2

dove:

WS1, WS2 = quota del pelo libero fra due sezioni di calcolo.

V1, V2 = velocità media.

α1, α2 = coefficienti energetici moltiplicativi della velocità.

g = accelerazione gravitazionale.

he = perdita di carico.

L = distanza fra le sezioni trasversali.

Sf = pendenza media.

C = coefficiente di perdita per contrazione o espansione.

Ulteriore punto fondamentale nella comprensione del funzionamento del modello i-

draulico è la suddivisione della massa liquida defluente in unità elementari per le quali la ve-

locità è distribuita uniformemente.

Individuata la sezione trasversale del corso d'acqua attraverso la griglia dei punti x (di-

stanze progressive dall'ascissa x = 0) e y (quote m s.l.m. relative ai punti definiti alle varie

progressive), nelle aree golenali le unità elementari di deflusso coincidono con la suddivisione

creata dalle progressive all'interno della sezione trasversale.

Nel canale principale di deflusso (o alveo di magra ordinaria) la massa liquida de-

fluente non viene suddivisa tranne nel caso in cui si conferiscano più valori di scabrezza diffe-

renti in alveo.

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In funzione del numero di differenziazioni del valore della scabrezza saranno indivi-

duate corrispondenti unità di deflusso.

La capacità di deflusso per ciascuna suddivisione è pertanto calcolata con la seguente

espressione:

K = 1,486

n aR2/3

dove: K = capacità di deflusso per unità elementare.

n = coefficiente di Manning per la scabrezza dell'unità elementare.

a = area di deflusso dell'unità elementare.

R = raggio idraulico per l'unità di deflusso elementare.

La capacità totale di deflusso per la sezione trasversale è ottenuta per sommatoria delle

singole capacità relative alle unità in cui la sezione è stata scomposta.

Sulla base di queste considerazioni il coefficiente α, relativo alla velocità, si ottiene

dalla seguente espressione:

( ) ( )( )

( )( )

( )( )

( )α =

A K

+ K

+ K

t

lob ch rob2

3

2

3

2

3

2

3

A A A

K

lob ch rob

t

dove:

At = area totale di deflusso per la sezione trasversale.

A lob, Ach, Arob = area di deflusso per golena sinistra, canale principale, golena destra.

Kt = capacità totale di deflusso (conveyance) della sezione trasversale.

K lob, Kch, Krob = capacità di deflusso di golena sinistra, canale principale e golena destra.

Le perdite di carico dovute ad attrito sono calcolate come prodotto della pendenza media, Sf,

e della distanza L fra due sezioni trasversali consecutive.

La procedura di calcolo può essere pertanto riassunta nelle seguenti fasi:

1. Definizione della altezza d'acqua alla sezione di partenza.

2. Calcolo della velocità e della capacità totale di trasporto in funzione della quota defi-

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nita del pelo libero.

3. Risoluzione dell'equazione esprimente le perdite energetiche e definizione della pen-

denza media tramite i valori determinati al punto 2.

4. Calcolo della quota del pelo libero alla sezione incognita con i valori ottenuti dai

punti 2 e 3.

5. Confronto tra il valore WS2 calcolato e i valori adottati al punto 1.

I passi da 1 a 5 vengono ripetuti finché i due valori non risultano essere inferiori a 0,01 m.

La quota iniziale del pelo libero può essere assunta seguendo diversi criteri.

Il più comune è tracciare la scala di deflusso relativamente alla sezione di partenza del profilo

tenendo conto dell'interazione eventuale con altri corsi d'acqua e della situazione idraulica

delle aree circostanti provvedendo alle maggiorazioni del caso sulla quota qualora intervenga-

no fattori condizionanti di tale entità.

Qualora vi siano manufatti tali da condizionare la relazione portata defluente - carico, sarà l'e-

same delle quote che possano verificarsi in alveo a fornire le indicazioni sulla quota di parten-

za per il tracciamento del profilo.

Altre metodologie più raffinate sono basate sul metodo delle secanti per definire la quota di

tolleranza nella differenza tra quota presunta e calcolata.

I dati necessari affinché il modello possa produrre l'output desiderato (cioè la quota

del pelo libero alle sezioni trasversali desiderate e il profilo di moto permanente) comprendo-

no:

- tipo di corrente;

- quota iniziale del pelo libero;

- valore/i di portata;

- coefficienti rappresentativi delle perdite;

- geometria delle sezioni trasversali;

- distanze (golene e alveo principale) tra le sezioni trasversali.

Le opzioni di calcolo riguardano la determinazione del profilo in caso di presenza di strutture

in alveo e simulazioni di interventi nelle aree golenali con deviazioni del corso d'acqua o co-

struzione di arginature.

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Determinato il tipo di corrente, la quota iniziale del pelo libero, i valori di portata per

cui occorre tracciare i profili di moto permanente, è necessario definire i valori di scabrezza.

Il modello utilizzato nelle elaborazioni consente molteplici soluzioni per definire la

scabrezza delle singole sezioni trasversali, la qual cosa permette di ridurre moltissimo i mar-

gini di dubbio e incertezza legati all'individuazione di questo coefficiente particolarmente im-

portante.

Oltre alle perdite di carico valutate attraverso il coefficiente "n" di Manning (perdite

per attrito), è possibile valutare le perdite di transizione per allargamento/restringimento attra-

verso i coefficienti di espansione/contrazione, le perdite che si originano nell'attraversamento

di ponti e tombini in seguito alla forma del manufatto, alla configurazione delle pile, al tipo di

moto e alle condizioni di imbocco/sbocco.

Come accennato in precedenza, il coefficiente di scabrezza può assumere diversi valo-

ri in una singola sezione trasversale, al fine di poter rappresentare realisticamente la morfolo-

gia della stessa.

Oltre a definire un valore di scabrezza per ciascuna suddivisione (golene, alveo princi-

pale) è possibile definire la scabrezza in funzione della progressiva della singola sezione tra-

sversale oppure in funzione della quota raggiunta dal pelo libero.

Nella determinazione dei valori del parametro scabrezza si cerca di correlare quella

che è la situazione appurata in situ del corso d'acqua con i risultati delle esperienze condotte

dai ricercatori.

A tal fine proponiamo le tabelle riportate alle pagine seguenti cui si è fatto costante ri-

ferimento nella valutazione dei coefficienti di scabrezza sia per canali artificiali che per corsi

d'acqua naturali.

La geometria delle sezioni trasversali e la conoscenza del territorio circostante l'area

inondabile, unite alla completa definizione dei manufatti che il corso d'acqua incontra lungo il

suo percorso, sono sfruttate al meglio dal modello per riprodurre fedelmente le condizioni che

in realtà si verificano al defluire della portata in esame.

La collocazione delle sezioni trasversali lungo il corso d'acqua è quindi volta ad indi-

viduare le aree effettive di deflusso per distinguerle da quelle ineffettive o che possono venire

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attivate sotto un determinato carico idraulico.

Tra le varie opzioni di calcolo di cui è dotato il modello numerico in questione è di-

sponibile l'organizzazione dei dati in modo da specificare dette aree inefficaci al deflusso, sia

che esse si trovino nelle aree golenali sia che si trovino nel canale principale sotto forma di

sedimenti o ostruzioni di qualsivoglia forma.

Le sezioni trasversali sono quindi ubicate in modo da rappresentare non solo l'area

immediatamente circostante il corso d'acqua, ma anche la probabile via di piena.

In generale la disposizione planimetrica delle sezioni è effettuata tenendo conto di:

- variazioni nella portata;

- modifiche sostanziali della pendenza di fondo;

- cambiamenti della morfologia del corso d'acqua;

- mutamenti rilevanti nella granulometria e nella copertura vegetale;

- presenza di ponti, traverse, tombini, ostruzioni artificiali.

La distanza fra le varie sezioni trasversali viene specificata come distanza fra le golene

(destra e sinistra) e lungo il canale principale di deflusso.

La distanza viene stabilita in modo da poter individuare le variazioni delle dimensioni

trasversali del corso d'acqua nel caso queste si verifichino.

A seconda della morfologia del corso d'acqua e dei manufatti in alveo la presenza delle

sezioni può essere o meno infittita.

Il modello numerico è in grado di produrre una notevole quantità di dati di output, mi-

rati a rendere efficace e completa sotto tutti i punti di vista l'analisi del corso d'acqua.

Un blocco di informazioni omogenee è individuabile nella stampa dei commenti e del

file di dati di input.

I dati di output di maggiore interesse sono quelli relativi alle sezioni trasversali, per le

quali è previsto un elenco standard di quaranta variabili per singola sezione volte a definire

completamente i parametri fisici.

Il notevole numero di dati permette di avere sotto controllo l'intera fenomenologia i-

draulica e strutturale che ne deriva.

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Tra i valori riportati figurano:

Q = portata totale.

QLOB, QCH, QROB = portata, così ripartita: golena sinistra, canale principale, golena destra.

DEPTH = profondità, misurata come differenza di quota fra pelo libero e punto più

depresso nella sezione.

CWSEL = quota calcolata del pelo libero.

CRIWS = quota dell'altezza critica.

WSELK = quota dell'altezza d'acqua, quando costituisce dato di input.

EG = quota dei carichi totali (gradiente energetico).

VLOB, VCH, VROB = velocità media, così riferita: golena sinistra, canale principale, golena de-

stra.

ALOB, ACH, AROB = area liquida, così riferita: golena sinistra, canale principale, golena destra.

XNL, XNCH, XNR = coefficiente "n" di Manning riferito rispettivamente a: golena sinistra, ca-

nale principale, golena destra.

SLOPE = pendenza della linea dei carichi nella sezione di calcolo.

TOPWID = ampiezza del pelo libero.

L-BANK ELEV = quota della sponda sinistra.

R-BANK ELEV = quota della sponda destra.

I dati raccolti mostrano la distribuzione della massa liquida nelle tre suddivisioni prin-

cipali della singola sezione trasversale: golena sinistra, alveo (o canale) principale, golena de-

stra.

Ulteriori informazioni a riguardo della distribuzione di portata nelle aree golenali pos-

sono essere fornite dal modello.

Questa serie di dati è costituita da:

- distribuzione dell'area liquida all'interno delle zone golenali.

- velocità media.

- valore percentuale di portata sul totale.

- profondità.

- valori del coefficiente "n" di Manning.

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Il modello è in grado, inoltre, di fornire:

- stampa delle sezioni, nelle quali viene evidenziato il profilo del terreno così come descritto

nel file di input, la quota del pelo libero, la quota dell'altezza critica, la quota della linea dei

carichi, la rappresentazione delle strutture in alveo;

- stampa del profilo di moto permanente, creato a partire dalla geometria delle sezioni tra-

sversali, nel quale sono riportati la collocazione delle sezioni trasversali, le distanze pro-

gressive, quota del fondo misurata lungo l'alveo principale secondo la linea di thalweg, quo-

ta del pelo libero, quota dell'altezza critica, quota della linea dei carichi, quota delle sponde

dell'alveo principale, quota del punto più basso tra i punti che individuano la geometria del-

le sezioni trasversali.

Un ulteriore contributo alla comprensione del fenomeno fisico studiato è fornito dalla

creazione di tabelle riassuntive contenenti una notevole quantità di informazioni.

Oltre a tabelle predefinite per l'output di parametri idraulici e morfologici e alla possi-

bilità di selezionare fra una vasta quantità di variabili relative a condizioni particolari di de-

flusso (manufatti presenti in alveo), sono disponibili tavole redatte dai maggiori enti statuni-

tensi per il controllo del rischio idraulico (Flood Insurance Study, Guidelines and Specifica-

tions, U.S. Department of Housing and Urban Development, Federal Insurance Administra-

tion).

Lo studio del fenomeno di piena che interessa il corso d'acqua in oggetto è collegato

con i dati che individuano la morfologia del territorio che ospita il corso d’acqua.

I dati topografici, intesi nella fattispecie come:

- geometria delle sezioni trasversali;

- geometria dei manufatti in alveo;

- profilo longitudinale del corso d'acqua;

sono stati ottenuti mediante rilievo del tratto di roggia in studio.

L'ubicazione delle sezioni trasversali nasce quindi da considerazioni di carattere prati-

co, relative cioè alla situazione attuale di utilizzazione del corso d'acqua e interazione con

l'ambiente circostante, e da considerazioni teoriche mirate a compiere un dettagliato studio i-

draulico del fenomeno di piena ai fini della progettazione delle strutture in alveo.

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Nelle allegate tavole progettuali sono riportate le collocazioni planimetriche delle se-

zioni trasversali utilizzate per la costruzione del modello numerico.

Per la loro individuazione si è proceduto con la seguente metodologia:

- disposizione planimetria dei manufatti in alveo e in golena;

- determinazione delle caratteristiche morfologiche del tratto di corso d'acqua in studio;

- individuazione di aree omogenee in relazione al parametro scabrezza, determinato in fun-

zione del tipo di materiale lapideo in alveo, della copertura vegetale;

- individuazione di tratti caratterizzati dai valori omogenei di pendenza del fondo alveo e altri

parametri idraulici.

Ciascuna sezione trasversale rappresenta pertanto le caratteristiche geometriche e i-

drauliche di una microarea.

Nella ubicazione planimetrica delle sezioni è stata valutata la distanza fra sezioni suc-

cessive in modo da poter fornire una serie di dati significativi al modello anche nel senso del-

lo sviluppo longitudinale.

Infatti è necessario tenere in conto anche la variazione della scabrezza non solo entro

una singola sezione trasversale, ma fornire una valida descrizione della sua variazione fra se-

zione e sezione.

Per quanto riguarda la pendenza di fondo del corso d'acqua, il modello numerico è in

grado di determinare questa grandezza secondo procedura di calcolo automatica in funzione

della geometria delle sezioni trasversali e della distanza tra sezioni successive.

La pendenza di fondo calcolata e che viene riportata sul profilo di moto permanente è

da intendersi riferita alla linea di thalweg.

I calcoli del profilo sono comunque svolti anche in funzione della pendenza di fondo

delle aree golenali in quanto le elaborazioni numeriche prevedono la suddivisione del corso

d'acqua in tre aree distinte, ma omogenee, al fine del calcolo del profilo e dei parametri idrau-

lici relativi:

- golena sinistra;

- canale principale;

- golena destra.

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La suddivisione delle sezioni trasversali mediante una griglia di punti (x, y) ripartita

nelle tre zone fondamentali di calcolo consente l'individuazione dei principali parametri (por-

tata, velocità, scabrezza) in queste aree di deflusso il che permette di definire completamente

le caratteristiche salienti del moto entro l'intera via di piena consentendo di intervenire glo-

balmente e puntualmente.

La determinazione delle aree soggette ad esondazione consente di porre particolare cu-

ra nell'individuazione di eventuali vie preferenziali di propagazione della portata defluente.

3.3 Opzioni di calcolo

Il modello è dotato di numerose opzioni che permettono di determinare la via di piena

nonché calcolare le perdite di energia dovute alla presenza di ostruzioni come soglie di sfioro,

tombini e ponti e definire i miglioramenti apportabili con rimodellamenti in alveo.

Possono essere selezionate diverse equazioni al fine di calcolare le perdite di carico,

determinare l'altezza critica, calcolare la scabrezza secondo formule dirette.

Il modello può inoltre generare automaticamente sezioni trasversali in un tronco di

calcolo interpolando i dati tra le due sezioni di estremità, definire le aree ineffettive al deflus-

so, analizzare le zone di confluenza fra corsi d'acqua, calcolare l'influenza di un'eventuale co-

pertura di ghiaccio sul pelo libero.

Con un'unica elaborazione si possono calcolare più profili variando la quota iniziale

del pelo libero e/o la portata per ciascun profilo di calcolo. Così operando è possibile stabilire,

note condizioni iniziali e al contorno, quando il profilo di corrente raggiunge la profondità che

gli compete a prescindere dalle quote di tentativo imposte alla sezione iniziale del tracciamen-

to.

3.3.1 Aree inefficaci al deflusso

Questa opzione è indispensabile quando occorre rimodellare la sezione trasversale per

confinare il deflusso entro vincoli (artificiali o naturali) presenti entro lo sviluppo della sezio-

ne trasversale.

16

Con questa opzione si possono specificare le ostruzioni dovute a sedimenti, gli innal-

zamenti causati dall'aumento della quota degli argini eventualmente presenti a protezione del-

le sponde, analizzare gli effetti di sbarramenti golenali e di tutto quanto ubicato nella sezione

in studio tale da condizionare il deflusso verso aree preposte.

3.3.2 Perdite di carico dovute a ponti e tombini

Le perdite di carico causate da queste strutture sono calcolate in due tempi e modalità.

Inizialmente si determinano le perdite dovute ad espansione e restringimento della se-

zione trasversale nelle parti di valle e monte della struttura con il metodo implementato (Stan-

dard Step Method) per il calcolo della quota del pelo libero.

In un secondo tempo le perdite sono integrate dal calcolo delle perdite di carico che si

verificano nell'attraversamento della struttura, queste ultime determinate con le relative op-

zioni di calcolo.

Il modello distingue quattro tipi di deflusso possibile in corrispondenza dei ponti:

a) Flusso regolare, al disotto dell'intradosso, suddiviso in ulteriori sottoclassi a seconda che

il ponte sia dotato o meno di pile e del livello raggiunto dal pelo libero (superiore o infe-

riore all'altezza critica).

L'equazione utilizzata è quella proposta da Koch-Carstanjen, basata sulla risoluzione del-

la seguente equazione di momento:

m gA gA1 12

3 - m + Q (A - C A / 2) = m + Q / gA = m - m + Qp12

1 D p1 22

2 3 p32/ /⋅

dove:

A1, A3 = aree liquide alle sezioni di monte e valle, rispettivamente.

A2 = area liquida relativa ad una sezione ubicata entro il restringimento dovuto

alla struttura (area totale - area occupata dalle pile).

Ap1, Ap3 = area ostruita alle sezioni di monte e valle, rispettivamente.

Y1, Y2, Y3 = distanza verticale dal pelo libero al baricentro delle aree A1, A2, A3.

m1, m2, m3 = A1 Y1, A2 Y2, A3 Y3, rispettivamente.

mp1, mp3 = Ap1 Yp1, Ap3 Yp3, rispettivamente.

17

CD = coefficiente di ingombro legato alla forma delle pile.

Yp1, Yp3 = distanza verticale dal pelo libero al baricentro delle aree Ap1, Ap3, rispetti-

vamente.

Q = portata.

g = accelerazione di gravità.

I tre termini dell'equazione di momento rappresentano il momento totale nella strozzatura

del tratto in esame, espresso in termini di morfologia del corso d'acqua e profondità della

corrente a monte, sul restringimento e a valle del restringimento stesso.

Nel caso in cui la quota del pelo libero si mantenga superiore a quella dell'altezza critica,

per determinare la differenza di quota risultante dall'attraversamento della struttura viene

utilizzata l'equazione di Yarnell:

( ) ( )H g3 2 = 2 K K + 10 - 0,6 + 15 V432⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ω α α /

dove:

H3 = differenza di quota fra le sezioni di monte e valle della struttura.

K = coefficiente relativo alla forma delle pile.

ω = rapporto velocità/profondità a valle della struttura.

α = area ostruita/area libera.

V3 = velocità a valle della struttura.

b) Moto in pressione:

L'equazione utilizzata è la seguente:

QK

= A 2 g H

⋅⋅ ⋅

dove:

H = differenza di quota tra il gradiente energetico di monte e pelo libero di valle.

K = coefficiente di perdita.

A = area netta per il deflusso della portata.

g = accelerazione di gravità.

Q = portata attraverso la luce.

18

c) Vena liquida stramazzante sul piano rotabile:

Qualora la massa liquida defluisca sopra al manufatto che pertanto funziona come stra-

mazzo o soglia tracimante l'equazione utilizzata è:

Q = C ⋅ L ⋅ H3/2

dove:

C = coefficiente di portata.

L = lunghezza della soglia.

H = differenza di quota fra il gradiente energetico e il piano pavimentazione.

Q = portata totale sullo stramazzo.

d) Deflusso combinato (moto a pelo libero + moto in pressione + stramazzo).

Nel caso in cui si sommino gli effetti di moto a pelo libero, in pressione e stramazzo la

procedura di calcolo consente di determinare per i diversi casi l'effettivo valore di portata.

3.3.3 Modifica della sezione in seguito a scavo e risistemazione dell'alveo

Tra le molteplici opzioni di calcolo è opportuno citare anche la presente che consente

di analizzare a priori le eventuali modifiche alla sezione trasversale atte a migliorare il deflus-

so delle portate.

Nella fattispecie il modello numerico memorizza i possibili cambiamenti che definiscono la

nuova tipologia della sezione eseguiti tramite lo scavo (approssimativamente di forma trape-

zia) e l'asportazione del materiale di accumulo sul fondo della sezione medesima.

Come accennato in precedenza, notevole importanza riveste la definizione dei coeffi-

cienti relativi al calcolo delle perdite di carico.

I coefficienti di contrazione ed espansione sono associati alle modifiche relative alla

forma delle sezioni o alle aree effettive di deflusso.

Il modello consente di reimpostare ad ogni sezione trasversale i valori dei coefficienti

di espansione e contrazione.

Dalla letteratura tecnica riportiamo alcuni coefficienti proposti per la definizione dei

suddetti:

19

CONTRACTION AND EXPANSION COEFFICIENTS

Contraction Expansion

No transition loss 0.0 0.0

Gradual transitions 0.1 0.3

Bridge sections 0.3 0.5

Abrupt transitions 0.6 0.8

Il valore massimo per il coefficiente di espansione è pari ad 1,0.

Analogamente è proposta anche una tabella relativa ai valori consigliati per definire

l'influenza esercitata dalla forma delle pile.

Questi coefficienti vengono utilizzati dal modello nella risoluzione della equazione

semi-empirica di Yarnell citata in precedenza.

Pier Shape K

Semicircular nose and tail 0.09

Twin-cylinder piers with connections diaphragm 0.95

Twin-cylinder piers without diaphragm 1.05

90° triangular nose and tail 1.05

Square nose and tail 1.25

Il coefficiente che esprime le perdite di carico in caso di deflusso in pressione utilizza-

to nell'equazione ad esso relativa è derivato da alcune considerazioni effettuate nella messa a

punto del modello.

L'equazione di cui sopra può considerarsi derivata dall'applicazione della equazione di

energia in punti situati immediatamente a valle del ponte e a monte.

L'equazione corrispondente esprime il bilancio energetico tra due sezioni:

Y V g Y V g1 12

2 222 2 + Z + = + Z + + H1 1 2 2 Lα α/ /

dove:

20

Y = profondità dell'acqua.

Z = quota del fondo.

αV2/2g = termine cinetico.

HL = perdita di carico.

Definito H (carico sulla luce) come differenza tra la quota dei carichi totali di monte e il pelo

libero di valle si ha:

( ) ( )H V g = Y + Z + - Y + Z1 1 1 2 2α 12 2/

e sostituendo H nell'equazione precedente si ottiene:

H = + H2 Lα V g22 2/

La perdita di carico H2 che risulta dall'attraversamento del ponte può essere definita in termini

di velocità e coefficiente di perdita α.

Definito Ke il coefficiente che tiene conto dell'espansione si ottiene:

( )H g g V gL = K V + K V - b b2

e b2

2⋅ / / /2 2 222α

intendendo con pedice "b" le grandezze riferite alla sezione di pertinenza della struttura.

La perdita di carico ora determinata viene utilizzata per il calcolo del carico totale.

Qualora Ke sia posto uguale a 1, dall'equazione di continuità si ottiene nuovamente l'e-

spressione che definisce il moto in pressione

dove K = Kb + 1.

Per ciò che concerne i tombini, il modello analizza le perdite ponendole come somma

dei termini Ke + Kf + 1.

dove:

Ke = perdite all'ingresso.

Kf = perdite per attrito.

Il coefficiente Kf viene calcolato a partire dall'equazione di Manning eguagliando le

due equazioni che rappresentano le perdite per attrito lungo il tombino (perdite distribuite):

S gf L = K Vf b2⋅ ⋅ / 2

21

dove:

Sf = pendenza media di attrito.

L = lunghezza del tombino.

Dall'equazione di Manning si calcola il valore di Sf sulla base del calcolo della veloci-

tà Vb.

Nella risoluzione del deflusso attraverso i tombini il coefficiente Sf è definito così co-

me segue:

Sf = (Vb2 · n2/2,22 · R4/3)

corrispondente a:

Kf = (19,6 · n2 · L/R4/3)

Tipici valori dei coefficienti risultano essere:

Description K

Intake (Ke) 0.1 to 0.09

Intermediate piers 0.05

Friction (Manning's equation) Kf

Nel caso in cui la portata defluente sia obbligata a transitare entro più tombini che "coprono"

l'intera sezione trasversale, il modello numerico prevede la risoluzione delle condizioni di mo-

to permanente attraverso l'equazione:

( )Q = 2 g H A 1

K eq

⋅ ⋅ ⋅ ⋅

0 5

0 5

.

.

( )[ ]K Keq i = A A2i2/ /Σ

0.5 2

dove:

A = area totale.

A i = area del singolo tombino.

K i = coefficiente per il singolo tombino.

n = numero dei tombini.

22

A questo proposito il modello numerico utilizza gli standard proposti da Federal

Highway Administration (FHWA) per il calcolo delle perdite di carico attraverso tombini

predefiniti.

Il modello numerico è in grado di distinguere, come nel caso di ponti e viadotti, il tipo

di moto, classificando e analizzando secondo opportune metodologie di calcolo le diverse si-

tuazioni che si verificano nella realtà.

Nel caso dei tombini funzionanti in pressione, le perdite di carico vengono calcolate

tramite l'espressione seguente:

LH = LE + LF + LX

dove:

LF = perdite di attrito (distribuite).

LE = perdite in ingresso.

LX = perdite in uscita.

La perdita distribuita entro la struttura è calcolata utilizzando la formula di Manning:

LF = L · (Q · n/1.486 · A · R2/3)2

LF = perdita distribuita.

L = lunghezza del tombino.

Q = portata entro il tombino.

n = coefficiente di scabrezza di Manning.

A = area di deflusso.

R = raggio idraulico.

Nel caso di moto uniforme, supposto che tale condizione si verifichi entro un tombino

sotto l'ipotesi di lunghezza del medesimo sufficientemente idonea affinché il moto si stabiliz-

zi, l'equazione utilizzata per il calcolo della profondità è la seguente, risolta per via iterativa:

Q = 1.486 · A · R2/3 · √S/n

dove:

Q = portata entro il canale.

n = coefficiente di scabrezza.

23

A = area bagnata.

R = raggio idraulico.

S = pendenza della linea dei carichi.

Un’ulteriore importante opzione è quella che permette il calcolo del profilo in condi-

zioni estreme come il deflusso a stramazzo sul tombino abbinato a moto in pressione.

3.4 Analisi del deflusso della portata di dimension amento e verifica

Per il canale in studio sono state verificate le condizioni al contorno e di base per

l’impostazione della modellistica.

Ciò vale a dire che, sulla base di un rilievo di dettaglio e attraverso i sopralluoghi ese-

guiti sul posto, si è individuata la geometria delle sezioni di pertinenza della Roggia Comuna-

le di Gattinara, corredandola dalle necessarie valutazioni circa la scabrezza di alveo e aree go-

lenali di espansione, al fine di eseguire la taratura del modello, completata dai rilievi della

portata defluente e delle altezze d’acqua associate. In particolare si è proceduto ad una cam-

pagna di misura dei livelli in 4 sezioni significative al deflusso di una portata nota, pari a 2.25

m3/s.

Sulla base delle valutazioni scaturite dalla taratura del modello e dall’analisi della

pendenza di fondo complessiva dei vari tratti di corso d’acqua in esame si è quindi individuata

la tipologia della corrente e i caratteri del moto.

In funzione delle rilevazioni svolte in loco è stato possibile definire anche il valore

medio della scabrezza del fondo e delle sponde della sezione di deflusso.

Il fondo del corso del canale si presenta di tipo unicursale, contraddistinto da una mor-

fologia piuttosto trincerata con aree golenali ridotte. Sul fondo sono presenti accumuli di ma-

teriale limoso e vegetale che evidenziano la tendenza al deposito.

Per quanto concerne il valore di scabrezza, per la situazione dello stato di fatto, sono

stati assunti i seguenti valori secondo Gauckler-Strickler:

• fondo canale = 25 m1/3s-1

• sponde in cls = 50 m1/3s-1

24

• sponde in terra e vegetazione = 25 m1/3s-1

• sottopassi e attraversamenti in mattoni = 40 m1/3s-1;

Il valore della scabrezza risulta pertanto determinato dalla presenza in alveo di zone di

sedimentazione vegetate e ghiaiosa.

Per la situazione di progetto sono stati, invece, considerati i seguenti valori:

• rivestimento in cls in progetto = 55 m1/3s-1;

• sponde in cls in progetto = 55 m1/3s-1;

• sponde in massi lapidei = 45 m1/3s-1;

Per un confronto tecnico si rimanda anche a quanto suggerito nella pubblicazione V.T.

Chow - Open Channel Hydraulics - Mc Graw – Hill.

Infine, per il calcolo del profilo di moto permanente è stata impostata la quota di vin-

colo a valle in corrispondenza dello sfioratore, pari 268,0 m s.l.m, corrispondente al massimo

livello di esercizio per l’alimentazione della centrale idroelettrica ex Bertotto/Comero esisten-

te in corrispondenza del nodo di progetto B.

3.5 Risultati ottenuti

Facendo seguito alle richieste di miglioramento dell’integrazione ambientale delle o-

pere di rivestimento del canale, convenendo sulla necessità di apportare un miglioramento in

tal senso e nel contempo garantire la stabilità delle sponde, si è ritenuto congruo predisporre

un rivestimento in massi di cava, caratterizzato da un’altezza delle protezioni spondali tale da

non mutare le caratteristiche idrauliche del canale e neppure variarne la quota di sommità. Le

opere in argomento sono dettagliate negli elaborati grafici allegati alla documentazione pro-

gettuale.

Il rivestimento in massi verrà posto in opera completato da una recinzione avente sco-

po di creare un parapetto di sicura stabilità: detta opera di protezione è prevista realizzata in

legno affinché sia completamente migliorato ed adeguato l’inserimento delle opere in un trat-

to del canale caratterizzato da ampia visibilità e dalla presenza di abitazioni.

25

La posa in opera dei massi di cava avverrà nel rispetto dell’attuale geometria delle se-

zioni oggetto di rivestimento: quanto sopra per affermare che non verranno apportati cambia-

menti all’ampiezza delle sezioni rispetto all’attuale profilo di sponde e di fondo i quali ver-

ranno conservati immutati.

L’unica variazione apportata rispetto alla configurazione attuale consiste

nell’adeguamento del franco.

Nella fase di predisposizione del modello si è provveduto ad apportare alcuni accor-

gimenti di carattere tecnico al fine di disporre di un migliore livello di simulazione dei feno-

meni idraulici. Tali accorgimenti consistono nella sola ricalibrazione dei limiti di sponda, resi

maggiormente aderenti alla situazione locale come desunta dai rilievi.

I risultati ottenuti a seguito dell’implementazione del modello confermano la sostan-

ziale impossibilità da parte del canale a trasferire quantitativi di portata superiori a 6 mc/s.

Il limite di portata che caratterizza il canale è facilmente desumibile dall’analisi delle

sezioni che ne caratterizzano l’alveo oltre che dai dispositivi di sfioro che regolano l’ingresso

delle portate a valle dell’opera di presa dal fiume Sesia.

Nel contempo si confermano le condizioni di sicurezza in cui versa l’alveo del canale

al defluire della massima portata prevista (6 mc/s), riscontrabili dai valori del franco rispetto

alle sponde del canale medesimo.

Mentre alcune sezioni idrauliche, in particolare situate tra il fabbricato dove sono ubi-

cate le paratoie di regolazione, e comunque a valle dei dispositivi di sfioro che regolano

l’ingresso della portata, risultano caratterizzate da maggiore capacità di deflusso, sussistono

alcuni tratti che limitano, per la conformazione delle sezioni stesse e per la pendenza e sca-

brezza del canale, il quantitativo di portata massima defluente.

In particolare tali situazioni si riscontrano presso le sezioni disposte presso

l’attraversamento in scatolare (sezioni 19.25) e presso le sezioni da n. 9 a n. 18 compresi: co-

me risulta dalle elaborazioni il franco idraulico rispetto alle sponde del canale è ridotto al mi-

nimo e si ritiene che non debba essere consentito il deflusso di portate superiori in quanto i ti-

ranti idrici indotti potrebbero causare innalzamenti del pelo libero non contenibili entro

l’alveo del canale, favorendo fenomeni esondativi con propagazione verso le aree circostanti.

26

Un’ulteriore limitazione al deflusso della massima portata è costituito dal ponte di ac-

cesso all’area industriale disposta in fregio alla vasca di carico (industrie Bertotto). Già al de-

fluire della portata di 6 mc/s il franco di sicurezza è di circa 11 cm (si confronti la sezione n.

1.7), comunque garantito dalla presenza, presso la vasca di carico, di opportuni dispositivi di

sicurezza che impediscono il formarsi di sovralzi della superficie libera tali da causare situa-

zioni di pericolo per le aree circostanti e per il ponte.

I risultati ottenuti sono riportati nelle allegate tabelle riassuntive ove sono evidenziati i

valori delle variabili che concorrono alla valutazione del fenomeno idraulico.

La prima serie di tabelle descrive la propagazione della portata considerata sia per la

situazione dello stato di fatto sia per quella di progetto, per ciascuna portata al relativo tempo

di ritorno.

La seconda serie riporta, invece, sempre per entrambe le situazioni di stato di fatto e di

progetto, i profili e le sezioni idrauliche di deflusso.

27

4. Le nuove condotte in progetto

Il dimensionamento delle condotte poste a scongiurare problematiche di infiltrazione e

perdita idrica è volto alla ottimizzazione economica della geometria in ragione di

un’ammissibile dissipazione energetica funzione delle perdite distribuite. Il problema del di-

mensionamento di ogni singola condotta è idraulicamente determinato e può essere risolto ap-

plicando l’equazione del moto:

cPJLY Σ+⋅=

dove con Y si è indicato la differenza tra i carichi totali a monte e a valle della condotta, con J

la cadente piezometrica che dipende dalla portata Q, dal diametro D e dalle caratteristiche di

scabrezza della tubazione e con cP Σ la somma delle perdite concentrate.

Il profilo planoaltimetrico dei tratti di condotta è stato individuato nelle tavole proget-

tuali.

La scabrezza omogenea equivalente ε della condotta in PRFV è valutabile in circa

0,09 mm, valore medio tra quelli desumibili in letteratura.

Il legame tra la cadente piezometrica ed il diametro è espresso dalla relazione (Gauckler-

Strickler):

dove:

- c = coefficiente di Strickler pari a 110 per tubazioni in PRFV.

- D = diametro della condotta.

- Q = portata.

- L = lunghezza della condotta.

La risoluzione dell’equazione di Gauckler-Strickler è stata fatta per via lineare e la

condizione di dimensionamento posta è stata quella del contenimento del dato di velocità

massima inferiore al valore di 3 m/s affinché risulti contenuto il moto turbolento che si inne-

sta in corrispondenza degli edifici di restituzione all’alveo della roggia ricettrice.

Per quanto concerne la determinazione delle perdite concentrate si sono utilizzate le

28

note relazioni di Darcy:

con:

- = coefficiente legato alla tipologia della perturbazione al moto:

= 0.5 perdita d’ingresso;

= 1 perdita d’uscita;

= 0.5 curva < 45°;

= 0.9 curve > 45°;

= 1.8 giunzione a T;

= 0.2 presenza di valvole;

- = velocità del fluido;

- = 9.81 accelerazione di gravità

Il profilo idraulico della roggia Comunale di Gattinara nel suo tratto tra il nodo B ed il

nodo I è stato determinato valutando la combinazione di alternanza tra i tratti intubati ed i trat-

ti a cielo libero.

La presenza di elementi condizionanti il profilo quali gli sfioratori in corrispondenza

dei nodi di restituzione è stata valutata utilizzando la nota relazione di Bazin:

dove:

Cc = coefficiente di concentrazione pari a:

Q = portata in m3/s.

L = larghezza dello sfioratore in m.

e con:

z = petto dello sfioratore in m.

I tratti di canale esistente tra il nodo D ed il nodo G, risultando al massimo interessato

dalla portata di 1 m3/s, inferiore all’attuale regime idraulico, non è stata oggetto di verifica i-

draulica.

29

Di seguito si riportano i dati afferenti ai tre profili idraulici sviluppati dal nodo I al no-

do B applicando le relazioni sopraccitate e mediante i quali si è provveduto al dimensiona-

mento delle opere civili e meccaniche dei nodi.

Le portate interessanti i tratti intubati, come già riportato, sono le seguenti:

• Tratto B-D: 5,0 m3/s.

• Tratto F-G: 5,0 m3/s.

• Tratto H-I: 6,0 m3/s.

TRATTO H-I

Q = 6 mc/s U.M.

Ssf Soglia sfiorante 245,40 [s.l.m.]

Hf Altezza di sfioro 0,57 [m.]

Lsf Livello idrico sfiorante 245,97 [s.l.m.]

Ηpc Altezza precamera 0,88 [m]

Lpc Livello idrico precamera 246,28 [s.l.m.]

Q = 6 mc/s U.M.

Lu Livello idrico in uscita 246,28 [s.l.m.]

Qi Portata 6,00 [mc/s]

Di Diametro 1,60 [m]

Vi Velocity 2,99 [m/s]

∆s Perdite di sbocco 0,45 [m]

L Lunghezza della condotta 1203,50 [m]

i cadente piezometrica 0,00251

∆d Perdite di carico distribuite 3,02 [m]

n° 2 Curve < 45° 0,45 [m]

n° 0 Curve 90° 0,00 [m]

n° 0 Junct. T 0,00 [m]

n° 0 Valve 0,00 [m]

∆i Perdita d'ingresso 0,23 [m]

∆s Sommatoria perdite 4,16 [m]

Li Livello idrico ingresso 250,44 [s.l.m.]

NODO I

TRATTO INTUBATO H-I

Perdite concentrate in

condotta∆c

30

TRATTO F-G

Q = 5 mc/s U.M.






Q = 5 mc/s U.M.









n° 2 Curve < 45° 0,41 [m]

n° 1 Curve 90° 0,37 [m]

n° 0 Junct. T 0,00 [m]

n° 0 Valve 0,00 [m]




Perdite concentrate in

condotta∆c

NODO G

TRATTO INTUBATO F-G

31

TRATTO B-D

Q = 5 mc/s U.M.






Q = 5 mc/s U.M.









n° 3 Curve < 45° 0,30 [m]

n° 1 Curve 90° 0,18 [m]

n° 0 Junct. T 0,00 [m]

n° 0 Valve 0,00 [m]




NODO D

TRATTO INTUBATO B-D

∆cPerdite concentrate in

condotta

32

5. Verifiche statiche delle condotte in progetto

Lo scopo delle verifiche riportate nel presente capitolo è di accertare che le tubazioni

in progetto siano in grado di resistere, con un adeguato margine di sicurezza, ai carichi agenti

su di esse, rispettando le condizioni necessarie per il normale esercizio ed assicurandone la

conservazione e la funzionalità nel tempo.

La verifica statica di una tubazione interrata consiste, quindi, nell’accertare che i cari-

chi agenti sulla struttura provochino tensioni e deformazioni ammissibili, cioè compatibili con

la geometria e il materiale della tubazione e con le esigenze di progetto e di funzionalità.

Il criterio di verifica da adottare dipende dal comportamento della tubazione nei con-

fronti della deformabilità, cioè dalla “elasticità in sito”. Il comportamento statico di una tuba-

zione interrata dipende dalla resistenza del materiale costituente la condotta, da quella del ma-

teriale che la circonda e da come quest’ ultimo è sistemato, cioè dalla metodologia di posa e

dalla tipologia dell’appoggio che concorrono a contrastare l’ovalizzazione del tubo.

Da quanto detto emerge la convenienza a procedere a classificare le tubazioni in base

all’elasticità, che non dipende solo dal materiale costituente il tubo, ma anche dalla natura del

rinterro. L’indice di questa proprietà è definito come coefficiente di elasticità, che andrebbe

più propriamente chiamato coefficiente di elasticità in sito poiché varia al variare del terreno:

una tubazione può essere elastica in un terreno relativamente rigido e rigida in un terreno più

deformabile. Il comportamento di una condotta interrata deve, pertanto, essere preso in esame

considerando il sistema tubo-terreno; l’interazione della condotta con il sottosuolo dipende,

infatti, dalla sua rigidità, la quale induce reazioni differenti da parte del terreno ed esprime

l’attitudine di una struttura a non deformarsi quando sollecitata. Essa dipende dal modulo di

rigidezza che è grandezza funzione del modulo elastico E del materiale e delle dimensioni

della condotta che definiscono i momenti d’inerzia I e J, lo spessore s e i diametri esterno D e

interno D - 2s.

Le rigidezze da considerare in una condotta sono due:

� la prima “EI”, riferita a una lunghezza unitaria, con I = s3/12, è relativa allo

spessore e non pone in conto il diametro; essa è da utilizzare quando si voglia

indagare lo stato di sollecitazione del tubo considerato come lastra cilindrica. Il

33

modulo EI è ancora utilizzato quando si voglia trattare lo stato della condotta

sollecitata nel suo piano: anello elastico e sottile, con trattazione

monodimensionale (distribuzione lineare delle tensioni nello spessore);

� il caso di anello grosso (elevato valore del rapporto s/D) è invece un classico

problema di elasticità piana bidimensionale. In tal caso la rigidezza “EJ”,

maggiore di “EI”, con:

⋅⋅=

+−

⋅

−⋅⋅=s

DfI

s

D

s

D

s

DsJ

2

321

2

3

12

23 ππ (1)

Tale rigidezza è relativa all’intera sezione ed è da utilizzare quando la condotta

debba essere trattata come trave variamente vincolata, a condizione che la sua luce

sia un significativo multiplo del diametro.

Lo stato di sollecitazione dei tubi interrati si riconduce a quello degli anelli sottili cari-

cati nel piano verticale: cioè con un piccolo valore del rapporto tra spessore e diametro della

fibra media. La struttura ad anello opera in regime di presso - flessione e taglio ed è sollecitata

dai carichi esterni (peso proprio, rinterro e carichi accidentali), dal carico idraulico e dalle re-

azioni del terreno che la struttura mobilita.

In funzione del diametro della tubazione e del rapporto interattivo dell’anello - tubo

col terreno, i tubi possono essere schematicamente classificati in tre categorie:

Tubi rigidi : a questa categoria appartengono i tubi in conglomerato cementizio, in

fibrocemento e gres. Il criterio di verifica è generalmente quello che fa capo al massimo

carico di rottura. Poiché i tubi rigidi favoriscono la concentrazione dei carichi sulle generatrici

superiore e inferiore, la resistenza del sistema tubo rigido - terreno dipende in maniera

notevole dall’apertura dell’angolo del letto d’appoggio. Si evidenzia, quindi, che a parità di

condizioni di posa in opera e di rinterro, il carico agente sulla tubazione risulta superiore di

quello agente su una tubazione flessibile in quanto meno uniformemente distribuito sull’intera

circonferenza del tubo per effetto della minore deformazione laterale della tubazione e della

reazione che ne consegue. In tal senso, in caso di tubazioni rigide, viene sostanzialmente

meno al reazione laterale del terreno di rinfianco.

34

Tubi flessibili : i tubi flessibili possono subire deformazioni significative prima di

giungere alla rottura; tale comportamento concorre alla stabilità per le reazioni laterali sul tu-

bo (spinta passiva) provocate dall’azione del materiale del rinfianco. La stabilità del sistema

tubo flessibile - terreni dipende dal modulo del terreno schematizzato come suolo elastico, il

cui valore dipende essenzialmente dalla qualità del rinterro e dal suo grado di compattazione.

Appartengono a questa categoria generalmente le tubazioni in materie plastico, in acciaio e in

PRFV.

Tubi semi – rigidi: i tubi semi - rigidi si ovalizzano a sufficienza perché il carico ver-

ticale del terreno possa mobilitare la reazione laterale dovuta al rinterro. La resistenza ai cari-

chi verticali è quindi ripartita tra la resistenza propria del tubo e quella sviluppata dal rinfian-

co, con una suddivisione dei contributi che dipende dal rapporto delle rigidezze tra tubo e ter-

reno. Rientrano, in generale, in questa categoria i tubi in ghisa.

Per stabilire il comportamento della condotta, in riferimento alla norma UNI 7517/76,

è possibile definire il coefficiente o modulo di elasticità in sito come segue:

3

⋅=s

r

E

En

tubazione

terreno (2)

in cui:

- Eterreno è il modulo di elasticità del terreno;

- Etubazione è il modulo di elasticità del materiale costituente la tubazione;

- r è il raggio medio della tubazione 2

sDr

−=

- s è lo spessore della tubazione.

In tal senso la tubazione interrata risulta flessibile o deformabile se risulta 1≥n . Come

anzidetto tale coefficiente dipende dal rapporto dei moduli elastici del terreno e della tubazio-

ne e dalla snellezza della tubazione.

Si evidenzia, inoltre, che per valutare il comportamento statico di una tubazione flessi-

bile non è possibile fare riferimento al carico di rottura perché la deformazione del tubo risulta

in generale inaccettabile molto prima che si raggiunga il carico di rottura per schiacciamento.

35

La deformazione per inflessione verticale di una tubazione semplicemente appoggiata

lungo la generatrice inferiore e sottoposta a un carico F per lunghezza unitaria lungo la gene-

ratrice superiore, è fornita dalla relazione: 3

223,0

=∆s

D

E

Fy m

t

(3)

dove sDDm −= è il diametro medio della condotta.

Come si evince dalla relazione proposta la deformazione della tubazione dipende es-

senzialmente dal rapporto D/s e dal modulo elastico del materiale costituente la condotta stes-

sa. Il prodotto del modulo di elasticità a flessione dell’anello del materiale della parete di tubo

(Et) e del momento d’inerzia di una lunghezza unitaria del tubo (I) si definisce fattore di rigi-

dità trasversale SF:

IESF t ⋅= (4)

dove:

12

3sI = , con s spessore della parete strutturale.

Il fattore di rigidità può, quindi, essere determinato mediante la relazione:

3149,0 ry

FIEt ∆

= (4b)

Calcolato il fattore di rigidità si può definire l’indice di rigidità trasversale:

3m

t

D

IERG= (5)

L’inflessione verticale di una tubazione semplicemente appoggiata lungo la generatri-

ce inferiore e sottoposta a un carico lungo la generatrice superiore è quindi inversamente pro-

porzionale al suo indice di rigidità trasversale:

RG

Fy 0186,0=∆

Se la deformazione laterale è impedita dalle due pareti di scavo, l’inflessione verticale

ossia l’accorciamento del diametro vale:

RG

Fy 0025,0=∆

36

Occorre precisare, però, che l’inflessione di una tubazione flessibile, posata in una

trincea, dipende oltre che dai carichi agenti sulla tubazione e dal suo indice di rigidità traver-

sale anche ed in misura preponderante dalle proprietà del suolo che circonda il tubo stesso. La

resistenza passiva mobilitata dal terreno può, infatti, creare delle deformazioni anche molto

minori di quelle fornite dall’espressione riportata sopra poiché viene ad essere molto diverso

il tipo di vincolo.

La figura seguente illustra la distribuzione dei carichi e la mobilitazione della reazione

del terreno per una tubazione di tipo flessibile:

Figura 1 – Schema distribuzione dei carichi e mobilitazione della reazione del terreno.

Per quanto riguarda le tubazioni in progetto, considerando una buona compattazione del

piano di posa e del materiale che le avvolge, è stato assunto un valore del modulo di elasticità

del terreno pari a 6,9 MPa (valore secondo U.S. Bureau of Reclamation – gruppo B con

costipamento 80% ÷ 95% Proctor), mentre per il materiale costituente le tubazioni sono stati

considerati i seguenti valori a breve e a lungo termine:

37

Tubazioni in PRFV in progetto:

� Modulo di elasticità a breve termine:13000 MPa;

� Modulo di elasticità a lungo termine:4700 MPa.

Si noti che per le tubazioni in progetto, nelle verifiche è stato cautelativamente assunto

anche il modulo di elasticità ridotto “a lungo termine” (4700 MPa), per tenere in

considerazione eventuali variazioni nel tempo dovute alla costituzione fisico-chimica del

materiale.

I valori di calcolo del coefficiente di elasticità n per le tubazioni previste in progetto

sono, quindi, riassunti in tabella 2:

Tratto in progetto

e tipologia di tubazione

s

[mm]

r

[mm]

E

[Mpa]

n

[-]

Comportamento

tubazione

Tratto F-G

Tubazione in PRFV

DN1500 – PN3 – RG 10000

35 732 13000 / 4700 13,4 flessibile

Tratto H-I

Tubazione in PRFV

DN1600 – PN3 – RG 10000

39 800 13000 / 4700 12,6 flessibile

Tratto B-D

Tubazione in PRFV

DN1800 – PN3 – RG 10000

43 900 13000 / 4700 13,4 flessibile

Tabella 1 – Determinazione del comportamento elastico delle tubazioni.

Dalla suddetta tabella si può desumere che le tubazioni in PRFV in progetto,

comportamento di tipo flessibile.

Per l’effettuazione delle verifiche sulle tubazioni è, quindi, necessario determinare i

carichi che gravano su di esse: una tubazione interrata risulta, infatti, sottoposta a carichi

verticali costituiti dal peso del terreno di ricoprimento e da eventuali sovraccarichi accidentali

i quali tendono ad ovalizzare la tubazione. Analogo effetto di ovalizzazione è prodotto dal

peso dell’acqua contenuta nel tubo. Per effetto dell’ovalizzazione il tubo esercita sul terreno

una spinta la cui reazione contrasta l’ovalizzazione stessa della tubazione contribuendo a

38

migliorarne la stabilità. Questo effetto stabilizzante viene normalmente quantificato in un

coefficiente di posa che dipende dal modo in cui la tubazione è posata e dal tipo di rinfianco

(grado di costipazione). In tal senso il progetto prevede l’esecuzione della trincea di posa e dei

rinterri delle condotte, con valori di costipazione del terreno non inferiori al 90% del valore di

prova Proctor ai sensi delle norme CNR 69:1978, UNI EN 13286-2:2005 e AASHTO.

Particolare cura dovrà, pertanto, essere rivolta all’esecuzione del letto di posa ed alla

selezione del materiale costituente il riempimento dello scavo in modo da consentire la totale

collaborazione a fronte delle deformazioni indotte dalla tubazione da carichi esterni mobili

ovvero dal semplice ricoprimento.

Le tubazioni saranno, quindi, posate su un letto di spessore non inferiore a 25 cm di

misto stabilizzato o pietrischetto e, quindi, rinfiancate e ricoperte per almeno 30 cm rispetto

alla generatrice superiore, sempre con misto stabilizzato o pietrischetto secondo le sagome e

le geometrie indicate sugli elaborati grafici tipologici di progetto. Lo scavo sarà tale da con-

sentire la posa in opera delle tubazioni nelle migliori condizioni di operatività garantendo

sempre un ricoprimento minimo sulla generatrice superiore delle tubazioni non inferiore a

100/120 cm.

Le profondità di scavo e le altezze di ricoprimento sulla generatrice superiore, per cia-

scun tratto di intervento e per ciascuna tipologia di tubazione ad essi pertinente, risultano

comprese nei seguenti range:

Tratto in progetto

e tipologia di

tubazione

Profondità di

scavo minima

[m]

Profondità di

scavo massima

[m]

Ricoprimento

minimo

[m]

Ricoprimento

massimo

[m]

Tratto F-G

PRFV DN1500 ≅ 2,8 ≅ 4,0 ≅ 1,0 ≅ 2,3

Tratto H-I

PRFV DN1600 ≅ 2,9 ≅ 5,0 ≅ 1,0 ≅ 3,2

Tratto B-D

PRFV DN1800 ≅ 3,1 ≅ 5,0 ≅ 1,0 ≅ 3,0

Tabella 2 – Range delle profondità di scavo e delle altezze di ricoprimento delle tubazioni in progetto.

39

In corrispondenza e in prossimità delle condotte in progetto si sviluppano alcuni tratti

di pista di cantiere e di servizio esistente, per le quali non è previsto un traffico continuativo

in special modo pesante, tuttavia le verifiche statiche sono state cautelativamente condotte

considerando le sollecitazioni indotte anche dal traffico di tipo pesante.

5.1 Determinazione delle azioni sulle tubazioni int errate

5.1.1 Azione verticale dovuta al terreno di rinterro

Per poter determinare lo stato tensione in una tubazione è necessario determinare l’entità

delle varie azioni sia esterne che interne agenti sulla tubazione.

L’azione dovuta al terreno di ricoprimento è diversa a seconda delle condizioni di posa

della tubazione e a seconda che questa sia flessibile o possa essere considerata rigida o

indeformabile. Per quanto riguarda le condizioni di posa la Norma UNI 7517/76 “Guida per

la scelta della classe dei tubi per condotte di amianto-cemento sottoposte a carichi esterni e

funzionanti con o senza pressione interna”, distingue 4 differenti condizioni,

schematicamente rappresentate nella figura 2, e prende, inoltre, in esame i casi di tubazioni

poste nello stesso scavo, alla stessa quota o a quote diverse:

� posa in trincea stretta;

� posa in trincea larga;

� posa con rinterro indefinito;

� posa in trincea stretta con rinterro indefinito.

Figura 2 – Condizioni di posa dei tubi previste dalla Norma UNI 7517/76.

40

Verranno, nel seguito, in particolare prese in considerazione le condizioni di posa in

trincea stretta e in trincea larga.

5.1.1.1 Posa in trincea stretta

La condizione di posa in trincea stretta si ha quando è verificata una delle due seguenti rela-

zioni:

dove D è il diametro esterno della tubazione, B la larghezza della trincea di scavo in

corrispondenza della generatrice superiore del tubo e H l’altezza del ricoprimento sopra tale

generatrice. La larghezza raccomandata da normativa per la trincea a livello della generatrice

inferiore del tubo è all’incirca D + 0,5 m, essendo D il diametro esterno del tubo, in m.

Nel caso di posa in trincea stretta occorre distinguere i tubi deformabili o flessibili da

quelli rigidi; i primi si deformano più del terreno circostante e ciò si verifica quando è

soddisfatta la relazione (2) riportata al paragrafo precedente, per n > 1.

Per tubi deformabili posati in trincea stretta, il terreno di ricoprimento esercita, per unità

di lunghezza del tubo, un’azione verticale Wc che, secondo Marston, è data dalla relazione:

BDcW ttc ⋅⋅⋅= γ (6)

nella quale D e B hanno il significato visto in precedenza, γt è il peso specifico del

terreno di rinterro e ct un coefficiente di carico del terreno nella posa in trincea stretta,

funzione del rapporto H/B, dell’ angolo di attrito interno del rinterro ϕ e dell’angolo d’attrito

ϕ’ tra il rinterro ed il terreno naturale; cresce al crescere del rapporto H/B e diminuisce

all’aumentare di ϕ. Esso può essere calcolato con l’espressione:

)tan(2

1'

)tan(2 '

ϕ

ϕ

k

ec

B

Hk

t

−−= (7)

dove:

−= °

245tan2 ϕ

k

41

tale coefficiente si ricava dai diagrammi riportati in figura 2. Le curve che danno i valori

di ct sono tracciate per differenti valori dell’angolo di attrito interno del terreno; quindi si deve

scegliere la curva appropriata in base alle caratteristiche geotecniche del terreno.

Nella tabella seguente si fornisce il valore dell’angolo d’attrito interno e del peso spe-

cifico per i vari terreni secondo le caratteristiche dei terreni per il calcolo dei carichi proposti

dalla norma UNI 7517. Normalmente si pone ϕϕ =' , data l’estrema difficoltà di attribuire a

ϕ’ un valore diverso giustificabile.

Descrizione del terreno Angolo d’attrito

interno ϕ [gradi]

Peso specifico γt

[kN/m3]

1 Argilla umida comune 12 19.6

2 Terreno paludoso, torboso

(terreno organico) 12 16.7

3 Argilla plastica, argilla sabbiosa 14 17.7

4 Sabbia argillosa 15 17.7

5 Loess, loess argilloso 18 20.6

6 Argilla fangosa 20 19.6

7 Marna, argilla povera 22 20.6

8 Fango, polvere di roccia 25 17.7

9 Sabbia non compressa (terreno

sabbioso non stabilizzato) 31 16.7

10 Misto di cava di sabbia e ghiaia 33 19.6

11 Misto di cava di ghiaia e ciotoli 37 18.6

Tabella 3 – Caratteristiche geomeccaniche dei terreni per il calcolo secondo la norma UNI 7517.

Nei calcoli di verifica delle condotte in progetto, in riferimento anche alla relazione

geologica e alla relazione geotecnica di progetto, è stato assunto un valore dell’angolo di attri-

to del terreno pari a 34° e un peso specifico del rinterro cautelativamente pari a 20,0 kN/m2.

42

Figura 3 – Coefficiente di Marston in funzione di H/B.

In figura 3 sono riportate anche le equazioni sviluppate da Martson per ricavare, senza

l’ausilio dei grafici, il valore del coefficiente ct. Per tubi rigidi (n < 1) in trincea stretta,

l’azione Wc del terreno di ricoprimento, sempre per unità di lunghezza di tubazione, è invece

data dalla:

2BcW ttc ⋅⋅= γ (8)

43

dove il valore del coefficiente ct, nel caso di tubazione rigida, si può ancora ricondurre a

quello ricavato per le tubazioni deformabili utilizzando gli stessi tipi di grafici.

5.1.1.2 Posa in trincea larga

Un tubo è posato in trincea larga quando non sono rispettate le relazioni tra B, D, H

indicate al paragrafo 5.1.1.1 vedi figura 4 riportata di seguito.

Figura 4 – Posa in trincea larga.

In riferimento alle teorie di Martson e Spangler il carico dovuto al rinterro è calcolabile

tramite la seguente formula:

2DcW tec ⋅⋅= γ (9)

dove il coefficiente di carico del terreno ce, funzione del rapporto h/D, delle

caratteristiche del terreno e delle modalità di posa, può essere calcolato tramite la seguente

espressione:

(10)

in cui β = 2 ⋅ Ka ⋅ f (con Ka coefficiente di spinta attiva ed f coefficiente di attrito del

terreno) è un coefficiente rappresentativo dell’attività tangenziale che si instaura nel sistema

terreno – condotta. Il segno positivo è da adottare quando il vertice superiore della condotta

cede meno del terreno posto lateralmente ad essa (con incremento del carico sulla condotta); il

segno negativo nel caso contrario, in cui prevale l’effetto trincea. In progetto, in

considerazione sia della sezione tipo di scavo (comunque di larghezza contenuta e a pareti

( )( )[ ]DHce /exp11 ⋅±+−⋅±= ββ

44

poco inclinate sulla verticale) che dell’elevato grado di compattazione previsto per il rinterro

delle tubazioni (con la formazione di un adeguato letto di posa e l’esecuzione del rinfianco

con terreno ben costipato), nell’applicazione della formula (10) sarà adottato il segno

negativo, ipotizzando, quindi, l’instaurarsi della mobilitazione (anche in parte) delle azioni di

resistenza tangenziale del terreno di rinfianco e rinterro della condotta.

Si riporta, quindi, nel seguito la sezione tipo di scavo e posa delle condotte previste in

progetto e considerata ai fini dei calcoli di verifica statica nella presente relazione:

Figura 5 – Sezione tipo di scavo e di posa delle condotte in progetto.

45

5.1.2 Azione verticale dovuta ai sovraccarichi fissi e mobili

Le tubazioni destinate ad essere posate sotto strada devono spesso sopportare dei

sovraccarichi verticali fissi e/o mobili, il cui effetto si somma alla pressione interna, se

presente, e del carico del rinterro. Le azioni che i sovraccarichi verticali trasmettono alla

condotta sono essenzialmente di due tipi, applicati con modalità statica (lentamente) oppure

dinamica:

� sovraccarichi concentrati;

� sovraccarichi distribuiti.

Il carico esterno, concentrato o distribuito, si diffonde nel terreno sollecitando

variamente la condotta interrata con carico specifico il quale, a parità di ogni altra condizione,

sarà inversamente proporzionale alla profondità di posa della condotta medesima.

Le modalità di diffusione di tale carico e, quindi, la frazione di esso che sollecita la

condotta, sono ovviamente legate, oltre che alla profondità, alla tipologia del carico stesso,

alla sua distribuzione e il suo sviluppo, al fine della determinazione dell’estensione effettiva

della condotta sottoposta alla sua azione. I casi di principale interesse sono sostanzialmente i

seguenti:

� carico concentrato e puntuale sulla verticale della generatrice superiore della

condotta (più raro);

� carichi concentrati da convoglio (considerati nei calcoli di verifica);

� carichi uniformemente distribuiti.

5.1.2.1 Sovraccarichi concentrati

Nel caso di un carico concentrato P le azioni si distribuiranno, a una profondità z,

secondo una superficie circolare che è la base del cono avente il vertice nel punto di

applicazione di P e semiapertura α che dipende dalle caratteristiche del terreno in cui è posata

la tubazione. Il valore del semiangolo α può essere assunto compreso tra 45° ÷ 40°. La

distribuzione di pressione, agente alla quota della generatrice superiore del tubo, andrà ad

interessare la tubazione solo per la parte che grava sulla superficie rettangolare di larghezza

46

D, che si ottiene proiettando il tubo sul piano orizzontale contenente la suddetta generatrice

superiore (figura 6).

Figura 6 – Distribuzione delle pressioni lungo la verticale dovute a un carico concentrato

e superficie di tubazione interessata dalle stesse.

I sovraccarichi verticali mobili e statici generici agenti sulla generatrice superiore di un

tubo interrato possono essere, quindi, calcolati tramite la seguente relazione:

ϕ⋅⋅=l

PcmW dL (11)

dove:

� WL rappresenta il carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo, in N/m

o kg/m, dovuto ai sovraccarichi mobili o concentrati a seconda che sia presente o

meno il fattore dinamico φ;

� m è un fattore empirico che tiene conto delle altre ruote del convoglio; per una

profondità compresa tra 0,6 e 2,0 m è dato dalle seguenti relazioni (dove D è il

diametro esterno del tubo espresso in m):

-

-

� cd è il coefficiente di sovraccarico mobile ricavabile dal grafico di figura 10.

� P è il sovraccarico massimo della ruota, fissa o mobile, in N o kg, del convoglio in

47

questione; tale valore è desumibile dalle normative apposite ("Nuovo codice della

strada", D.Lgs. 30 aprile 1992 n. 285 e successive modificazioni, art. 62. massa

limite);

� l è la lunghezza del tubo, in m, interessata dall'applicazione del sovraccarico

concentrato, ricavabile tramite l’intersezione tra la condotta e il cono di

distribuzione della forza concentrata, come visto in precedenza;

� φ è il fattore dinamico che tiene conto del movimento della forza concentrata.

Questo coefficiente è calcolabile tramite le seguenti relazioni (dove H è l’altezza del

rinterro sopra la generatrice superiore del tubo, in m):

-

-

Nel caso in cui il sovraccarico fosse statico, ad esempio mezzo in sosta, il fattore

dinamico φ risulta essere uguale a 1.

Si osserva che per quanto concerne i sovraccarichi verticali non vi è differenza tra

trincea larga o stretta, infatti questi si diffondono in un terreno elastico, isotropo e omogeneo

in funzione esclusivamente della profondità.

48

Figura 7 – Coefficiente di sovraccarico mobile cd.

In caso, invece, di carichi concentrati secondo convogli specifici, la determinazione del

parametro P può essere effettuata in base ai convogli tipo disciplinati dalla norma DIN 1072,

rappresentati da due tipi d’autocarro: pesante HT e leggero LT.

La seguente tabella illustra le caratteristiche dei veicoli regolamentari dalla suddetta

norma:

49

Tabella 4 – Convogli tipo DIN 1072.

In tal caso, fissato l’asse verticale z di riferimento coincidente con la retta d’azione del

carico P (si veda la figura 8), il valore della tensione σz (di compressione), ovvero della

pressione alla profondità z, sulla circonferenza di raggio r è data dalle seguenti equazioni:

0461,15281,0

H

PHTconvoglio z ⋅=σ (12)

5194,18743,0

H

PLTconvoglio z ⋅=σ (13)

Figura 8 – Schema di carico concentrato.

In tali condizioni si avrà, quindi, che:

ϕσ ⋅⋅= DW zL (14)

con:

- WL = carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo;

- σz = tensione (pressione) calcolata con le equazioni (12) e (13);

- D = diametro esterno della tubazione;

- φ è il fattore dinamico definito in precedenza.

50

5.1.2.2 Sovraccarichi distribuiti

La valutazione del carico a livello della generatrice superiore del tubo, dovuto al tran-

sito di un mezzo circolante a un’altezza H sopra la generatrice superiore del tubo, è stata con-

dotta secondo quanto previsto nella normativa UNI 7517.

Per determinare le sollecitazioni dovute ai carichi distribuiti su una certa superficie S,

come ad esempio trattori a cingoli, si procede come per i carichi concentrati. Per il calcolo

della superficie S', posta ad una profondità z dal punto di applicazione del carico distribuito si

dovrà, quindi, eseguire il processo visto precedentemente per ciascuno dei vertici della

superficie S. Se la superficie S risulta essere rettangolare, di lati a e b, alla quota z le pressioni

saranno distribuite su una superficie S' di lati:

essendo α l’angolo su cui si ha una distribuzione della pressione lungo la verticale

(come si è detto in precedenza si può assumere ). Anche in questo caso dovrà essere

considerata solo la parte di S' che effettivamente interessa la tubazione.

In conclusione, l’effetto di un sovraccarico distribuito mobile circolante ad un’altezza H

sopra la generatrice superiore del tubo è calcolabile con la seguente formula, fornita dalla

normativa UNI 7517:

ϕ⋅⋅⋅= DPcW ddL (15)

dove:

� WL rappresenta il carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo, in N/m

o kg/m, dovuto ai sovraccarichi mobili o concentrati a seconda che sia presente o

meno il fattore dinamico φ;

� cd è il coefficiente di sovraccarico mobile ricavabile sempre dal grafico di figura 7;

� D è il diametro esterno del tubo espresso in m;

� φ è il fattore dinamico.

I valori del coefficiente cd per carichi distribuiti e distribuiti centrati verticalmente sul-

la condotta sono funzione delle dimensioni dell’orma di larghezza trasversale A e lunghezza

51

longitudinale (nel senso della condotta) L e dell’altezza H del rinterro sono riportati nella ta-

bella a seguire.

A/2H L/2H

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.2 1.5 2.0 5.0

0.1 0.019 0.037 0.053 0.067 0+709 0.089 0.097 0.103 0.108 0.112 0.117 0.121 0.124 0.128

0.2 0.037 0.702 0.103 0.131 0.155 0.174 0.189 0.202 0.211 0.219 0.229 0.238 0.244 0.248

0.3 0.053 0.103 0.149 0.190 0.224 0.252 0.274 0.292 0.306 0.318 0.333 0.345 0.355 0.360

0.4 0.067 0.131 0.190 0.241 0.284 0.320 0.349 0.373 0.391 0.405 0.425 0.440 0.454 0.460

0.5 0.079 0.155 0.224 0.284 0.336 0.379 0.414 0.441 0.436 0.481 0.505 0.525 0.540 0.548

0.6 0.089 0.174 0.252 0.320 0.379 0.428 0.467 0.499 0.524 0.544 0.572 0.596 0.613 0.624

0.7 0.097 0.189 0.274 0.349 0.414 0.467 0.511 0.546 0.584 0.597 0.628 0.650 0.674 0.688

0.8 0.103 0.202 0.292 0.373 0.441 0.499 0.546 0.584 0.615 0.639 0.674 0.703 0.725 0.740

0.9 0.108 0.211 0.306 0.391 0.463 0.524 0.574 0.615 0.647 0.673 0.711 0.742 0.766 0.784

1.0 0.108 0.219 0.318 0.405 0.481 0.544 0.597 0.639 0.673 0.701 0.740 0.774 0.800 0.816

1.2 0.117 0.229 0.333 0.425 0.505 0.572 0.628 0.674 0.711 0.740 0.783 0.820 0.849 0.868

1.5 0.121 0.238 0.345 0.440 0.525 0.596 0.650 0.703 0.742 0.744 0.820 0.861 0.894 0.916

2.0 0.124 0.244 0.355 0.454 0.540 0.613 0.674 0.725 0.766 0.800 0.849 0.894 0.930 0.956

Tabella 5 – Valori del coefficiente cd in funzione di A, L e H.

5.1.2.3 Sovraccarichi assunti nei calcoli di verifica

Al fine dei calcoli, in considerazione degli effettivi siti di posa delle condotte e dei

sovraccarichi ai quali potrebbero essere eventualmente soggette durante la loro vita utile e in

riferimento alla Legge n. 313 del 5 maggio 1976, è stato cautelativamente preso in

considerazione il sovraccarico stradale relativo al convoglio HT45 (massa del convoglio 45 t;

tre assi; sovraccarico ruota anteriore 75 kN; sovraccarico ruota posteriore 75 kN):

0461,1

6075,39

Hz =σ (12b)

5.1.3 Azioni verticali dovute al peso proprio della tubazione

Il peso proprio Pp del tubo lo si può schematizzare considerando separatamente i pesi

Pp/2 della metà superiore e della metà inferiore del tubo.

Il peso della metà superiore equivale a un carico uniformemente distribuito di intensità

pp=Pp/2D; il peso della metà inferiore equivale analogamente a un carico uniformemente

distribuito, diretto verso il basso, della stessa intensità (figura 9).

52

Figura 9 – Schematizzazione degli effetti del peso proprio della tubazione

Supponendo, per semplicità, che il terreno di posa reagisca lungo tutta la

semicirconferenza inferiore ai suddetti carichi distribuiti pp =Pp/2D, la reazione avrà intensità

p =Pp/D, per cui la metà inferiore della tubazione sarà soggetta nel complesso a un carico

distribuito pp=Pp/2D diretto dal basso verso l’alto. In definitiva l’effetto del peso proprio della

tubazione equivale a un carico uniformemente distribuito, di intensità pp=Pp/2D diretto

dall’alto verso il basso agente sulla metà superiore del tubo e a un carico distribuito di uguale

intensità, diretto dal basso verso l’alto, dovuto alla reazione del terreno di posa, agente sulla

metà inferiore della tubazione.

Per tubazioni di piccolo diametro (come quelle in progetto) tale azione può essere

ritenuta del tutto trascurabile rispetto alle componenti dovute al rinterro e/o ai sovraccarichi.

5.1.4 Azioni verticali dovute al peso del liquido contenuto nella tubazione

Il liquido esercita sulle due metà della tubazione, suddivise dal piano di simmetria

verticale, delle pressioni unitarie di andamento triangolare, con valore nullo in sommità e pari

a γD sul fondo. Le sollecitazioni e le deformazioni della tubazione prodotte dai suddetti

diagrammi delle pressioni unitarie differiscono in misura molto lieve da quelle dovute a

diagrammi delle pressioni unitarie rettangolari, di intensità pari a p̅ pari a quella media dei

diagrammi triangolari, cioè p̅ = ½ γD (figura 10).

53

Figura 10 – Schematizzazione degli effetti dovuti al liquido contenuto nella tubazione.

Per tubazioni di piccolo diametro (come quelle in progetto) tale azione può essere

ritenuta del tutto trascurabile rispetto alle componenti dovute al rinterro e/o ai sovraccarichi e

alle pressioni di esercizio.

5.1.5 Calcolo del carico dovuto alla pressione idrostatica esterna

Nel caso in cui la canalizzazione sia posta sotto il livello della falda freatica, essa si

trova sottoposta ad una pressione idrostatica esterna che si può assumere come uniforme e e-

guale a quella che si esercita a livello delle reni della canalizzazione.

Indicata con Hw l’altezza della superficie libera della falda sulla sommità della cana-

lizzazione (riferita alla generatrice superiore del tubo), il sovraccarico dovuto alla pressione

idrostatica esterna è dato dall’espressione:

DD

HQ www

+=2

γ (16)

dove wγ è il peso specifico dell’acqua assunto pari a 10 kN/m3.

Per quanto riguarda le condotte in progetto, sulla scorta di quanto riportato sulla

Relazione geologica, è stato cautelativamente considerato un livello idrico di falda posto a

circa - 2,0 m dal piano campagna.

54

5.1.6 Determinazione della risultante delle azioni agenti sulle tubazioni

Delle azioni agenti sulla tubazione calcolate sulla base dei paragrafi precedenti, la

prima, ovvero carico dovuto al rinterro, risulta crescente con l’aumentare dell’altezza H del

rinterro, la seconda, il carico dovuto ai sovraccarichi, è decrescente con l’altezza H del rinter-

ro mentre i carichi dovuti alla massa dell’acqua contenuta nel tubo e alla falda eventualmente

presente al di sopra della generatrice superiore del tubo sono indipendenti dall’altezza del ri-

coprimento, risultando, quindi, costanti.

5.2 Criteri di verifica

5.2.1 Verifica dell’inflessione diametrale

La prima delle verifiche eseguite riguarda la massima inflessione diametrale o defles-

sione, che per le tubazioni interrate di tipo flessibile, quali in genere quelle in PRFV, può a

volte risultare più critica e vincolante.

L’esigenza di limitare le deformazioni scaturisce dal fatto che queste, se superano certi

limiti, possono dar luogo a una riduzione della portata liquida non trascurabile e alterano lo

stato delle sollecitazioni, col manifestarsi di tensioni superiori a quelle determinate in campo

elastico nell’ipotesi di validità del principio della sovrapposizione degli effetti. Elevate de-

formazioni possono, inoltre, danneggiare qualche tipo di rivestimento di cui sono dotate alcu-

ne tubazioni (per esempio il rivestimento interno in liner). La verifica all’ovalizzazione non

pone ovviamente alcun problema per le tubazioni che si comportano come rigide.

La condizione più critica si ha per tubazione vuota, in quanto l’effetto globale del li-

quido contenuto nel tubo si traduce in pressioni laterali dirette dall’interno verso l’esterno che

tendono a ridurre l’ovalizzazione della tubazione.

La massima deflessione delle condotte in progetto è stata determinata mediante la

formula di Spangler, che si basa sull’ipotesi che i carichi verticali permanenti e i sovraccarichi

diano luogo a pressioni verticali in sommità e alla base del tubo uniformemente distribuite

sull’intero diametro orizzontale e a pressioni orizzontali agenti con andamento parabolico sul-

le corde verticali che sottendono angoli al centro di 100°. L’inflessione massima, con il 95%

55

di probabilità è, pertanto, fornita dalla seguente espressione:

( )a

rEKIE

rKWWfy

sat

xLcr ∆++

+⋅=∆ 3

3

061,0 (17)

dove:

- ∆y è l’inflessione verticale diametrale o deflessione del tubo [cm].

- Wc è il carico verticale permanente dovuto al rinterro agente sulla tubazione per unità di

lunghezza [N/cm].

- WL è il sovraccarico mobile agente sulla tubazione per unità di lunghezza [N/cm].

- Kx è il coefficiente adimensionale d’inflessione o di appoggio. I suoi valori variano da

0,0083 a 0,110 al variare del tipo di posa e più precisamente aumenta al diminuire

dell’angolo di appoggio del tubo alla base; in tabella 6 sono riportati alcuni valori

caratteristici di tale coefficiente.

TIPO D'INSTALLAZIONE

ANGOLO EQUIVALENTE

DI LETTO

COEFFICIENTE Kx

[gradi] [-]

Fondo sagomato con materiale di riempimento ben costipati ai fianchi del tubo (densità Proctor ≥ 95%) o materiale di letto e rinfranco di tipo ghiaioso leggermente costipato (densità Proctor ≥ 70%)

180 0,083

Tubo posato su letto compatto di almeno 0,10 m di spessore e rinterro compatto fino alla generatrice superiore

90 ÷ 150 0,085

Tubo posato su letto non compatto di almeno 0,10 m di spessore e rinterro compat-to fino alla generatrice superiore

60 ÷ 90 0,096

Fondo sagomato con materiale di riempimento moderatamente costipato ai fianchi del tubo (densità Proctor ≥ 85% e < 95%) o materiale di letto e rinfranco di tipo ghiaioso [tubo posato su letto non compatto di almeno 0,10 m di spessore e rinterro leggermente compatto fino alla generatrice superiore]

45 ÷ 60 0,103

Assenza del letto di posa e rinterro compatto fino all'asse del tubo 30 ÷ 45 0,105

Fondo sagomato con materiale di riempimento sciolto posato ai fianchi del tubo (non raccomandato) [assenza di letto d posa e materiale di rinterro non compatto]

0 ÷ 30 0,11

Tabella 6 – Coefficiente Kx in funzione dell’angolo di appoggio e del tipo di installazione.

- fr è il fattore di ritardo d’inflessione (adimensionale), che tiene conto dell’assestamento

del terreno nel tempo; in particolare varia in funzione del grado di costipamento del

56

terreno di riempimento. Con elevati costipamenti si hanno valori bassi di ∆y, perché

risultano più elevati i valori di Es, ma fr assume valori maggiori. La tabella 7 riporta

alcuni valori del fattore di ritardo in funzione del grado di costipamento.

TIPO DI RINTERRO E DI GRADO DI COSTIPAMENTO fr

Materiale con grado di costipamento elevato 2,0

Materiale con grado di costipamento moderato 1,60 ÷ 1,80

Materiale con grado di costipamento leggero (scarso) 1,30 ÷ 1,50

Materiale scaricato alla rinfusa 1,0 ÷ 1,20

Tabella 7 – Fattore di ritardo in funzione del materiale di rinterro e del suo costipamento.

- r è il raggio medio del tubo pari a ( ) 2sD − [cm].

- EtI è il fattore di rigidità trasversale della tubazione [N cm].

- Es è il modulo elastico o modulo di reazione del terreno [N/cm2]. I valori medi del

modulo Es sono funzione sia del tipo di terreno nativo che del grado di costipamento del

terreno di rinterro; Howard, sulla base di numerose osservazioni sperimentali su

tubazioni interrate, ha proposto i valori di Es riportati nella tabella tabella 8, la quale è

contenuta anche nella Norma ANSI / AWWA C950.

TIPO DI MATERIALE CHE AVVOLGE LA TUBAZIONE

Valore di Es in funzione del grado di compattazione del materiale che avvolge la tubazione [N/cm2]

Scaricato alla rinfusa

Costipamento leggero < 85% PROCTOR

< 40% DENSITA' REL.

Costipamento moderato 85−95% PROCTOR

40−70% DENSITA' REL.

Costipamento elevato > 95% PROCTOR

> 70% DENSITA' REL.

a - terreni a grana fine, con meno del 25% di particelle di grana grossolana; plasticità da

media a nulla 34 140 280 690

b - terreni a grana fine, con più del 25% di particelle a grana grossolana; plasticità da

media a nulla. Terreni a grana grossolana con più del 12% di fini

69,0 280 690 1380

c - terreni a grana grossolana con pochi fini o nessuno (<12% di fini)

140 690 1380 2070

d - roccia frantumata 690 - 2070 -

Appartengono al gruppo a i seguenti terreni: argille inorganiche con plasticità da bassa a media - limo organico - sabbia molto fine

Appartengono al gruppo b i seguenti terreni: quelli del gruppo a, ma con più del 25% di particelle di grana grossolana - miscele di ghiaia, sabbia e limo (o argilla) mal gra-duate - sabbie con limo.

Appartengono al gruppo c i seguenti terreni: misture di ghiaia e sabbia con pochi fini o nessuno - sabbie ghiaiose con pochi fini o nessuno.

Tabella 8 – Valori medi del modulo elastico Es del suolo in funzione del tipo di suolo e del grado di costipamento del rinterro.

57

- aK a ∆, sono parametri che consentono di passare dall’inflessione media (50% di

probabilità) all’inflessione massima caratteristica (frattile dell’ordine del 95% della

distribuzione statistica dell’inflessione).

Altezza H del rinterro [m] ∆a Ka

mH 9.4≤ 0 0.75

mH 9.4>

e materiale scaricato alla rinfusa e con leggero grado di costipamento 0.02D 1.0

mH 9.4> e materiale con moderato grado di costipamento 0.01D 1.0

mH 9.4> e materiale con elevato grado di costipamento 0.005D 1.0

Tabella 9 – Parametri correttivi ∆a e Ka.

La relazione che fornisce il valore dell’inflessione diametrale mostra come sia il mo-

dulo di reazione del terreno ad influenzare maggiormente l’ovalizzazione e non la rigidezza

flessionale della tubazione. L’inflessione è fortemente dipendente dal modulo di reazione del

suolo e praticamente inversamente proporzionale al medesimo, mentre dipende poco dal fatto-

re di rigidità della tubazione e di conseguenza è anche poco influenzata dal decadimento nel

tempo delle caratteristiche meccaniche ossia dalla diminuzione di Es.

Ai fini del contenimento dell’inflessione, come già indicato ai paragrafi precedenti, si

agirà, pertanto, in fase esecutiva sulla qualità delle condizioni di posa (sottofondo e rinfianco

con terreno a grana grossolana e buon costipamento del letto e rinfianco del tubo).

Per i vari materiali le specifiche normative o le raccomandazioni dei produttori di tubi

consigliano di non superare determinati valori iniziali o a lungo termine di ∆y, che in generale

sono compresi tra il 5% e l’8% del diametro esterno DE. Per le tubazioni in PRFV, caratteriz-

zate, inoltre, da rivestimenti interni semirigidi (liner) deve risultare ∆y max < 5% DE.

I calcoli di verifica saranno, quindi, svolti per tutti i tipi di tubazioni in progetto sulla

base di una percentuale massima ammissibile dell’inflessione diametrale non superiore al 5%.

58

5.2.2 Verifica all’instabilità elastica per depressione interna (buckling)

Una tubazione sollecitata da forze radiali uniformemente distribuite e dirette verso il

centro di curvatura dapprima rimane circolare, poi all’aumentare delle forze si inflette ovaliz-

zandosi producendo una deformata a due lobi, e progressivamente si ha una deformazione a

tre lobi e cosi di seguito.

Il carico critico pcr per unità di superficie vale:

( )3

2 1r

IEnp t

Lcr ⋅−= (18a)

ove nL è il numero di lobi del diaframma.

Il carico critico che provoca la deformazione a due lobi è quindi pari a:

RGr

IEp t

cr 2433

=⋅= (18b)

La forza critica per unità di lunghezza che determina l’instabilità elastica è quindi:

Dpp crcr ⋅= (19)

In una tubazione interrata la pressione che determina instabilità elastica (pressione di

buckling) dipende sia dall’indice di rigidezza della tubazione RG sia dal modulo elastico del

suolo Es che circonda la tubazione. Il sistema terreno-tubazione si comporta come un'unica

entità.

La pressione ammissibile di buckling è stata calcolata con l’espressione:

⋅

=3

'321

D

IEEBR

FSq t

swa (20)

dove:

qa è la pressione ammissibile di buckling [N/cm2]

FS è il fattore di sicurezza. Pari a 2,5

Rw è il fattore di spinta idrostatica della falda eventualmente presente con:

( )HHR ww 33,01−= con HH w ≤≤0

B’ è il coefficiente empirico di supporto elastico adimensionale fornito dalla relazione:

( )HeB 213.0' 411 −+=

H è l’altezza di rinterro misurata sulla generatrice superiore del tubo [cm]

Hw è l’altezza della superficie libera della falda sulla sommità della tubazione, misurata

dalla generatrice superiore del tubo [cm]

59

La verifica di buckling risulta, quindi, soddisfatta verificando il soddisfacimento della

seguente condizione:

aLcwww qwwRH <+⋅+⋅γ (21)

dove wc e wL sono rispettivamente il carico permanente dovuto al rinterro e il sovraccarico

mobile per unità di superficie.

5.2.3 Calcolo e verifica della flessione massima circonferenziale

La sollecitazione o deformazione massima di flessione che risulta dall’inflessione del

tubo non deve eccedere la resistenza a flessione a lungo termine della tubazione, ridotta di un

opportuno fattore di sicurezza. Dovrà, pertanto, risultare:

FSD

s

D

yED tf

limσσ ≤

∆= (22)

FSD

s

D

yD f

limεε ≤

∆= (23)

dove:

σ è la tensione dovuta alla deflessione diametrale [N/cm2]

σlim è la tensione limite ultima (valore fornito dal produttore), assunto nei calcoli

di verifica comunque non inferiore a 300 N/mm2

Et modulo di elasticità a flessione della tubazione

Df

fattore di forma adimensionale i cui valori sono stati parametrizzati dalla norma

ANSI/AWWA C950-95 e manuale AWWA M45 in funzione dell’indice di rigidezza

RG della tubazione e delle caratteristiche geotecniche del rinterro (ossia composizione

granulometrica e grado di costipamento)

FS è un coefficiente di sicurezza, fissato dalla norma in 1,5

ε è la deformazione massima risultante

εlim è la deformazione limite ultima (valore fornito dal produttore)

s spessore della tubazione

D diametro medio della tubazione

Nella seguente tabella si riporta la parametrizzazione del fattore di forma Df secondo

il manuale AWWA M45:

60

Rigidezza [Pa] 1250 2500 5000 10000

Df [-] 8,0 6,5 5,5 4,5

Tabella 10 – Fattore di forma Df.

5.2.4 Verifica al galleggiamento

In presenza di livello d’acqua al di sopra della generatrice superiore del tubo, occorre

eseguire la verifica al galleggiamento con il tubo vuoto. Il carico per unità di lunghezza dovu-

to al terreno deve essere maggiore della forza di galleggiamento (Fup).

( )pcwupp PWRFSFP +⋅⋅=> (24)

dove:

- Fup = forza di spinta verso l’alto (galleggiamento) = π/4 De 2 γw .

- Wc = peso del terreno di rinterro sul tubo.

- Pp = peso del tubo al metro lineare.

- De = diametro esterno del tubo.

- γs = peso specifico medio del terreno di rinterro, assunto pari a 20,0 kN/m3.

- Rw = fattore di galleggiamento in acqua = 1 – 0,33 (Hw/H).

- Hw = altezza di falda sopra la generatrice superiore del tubo.

- H = altezza minima del terreno di ricoprimento sopra la generatrice superiore del tubo.

- γw = peso specifico dell’acqua, assunto pari a 10 kN/m3.

- FS = fattore di sicurezza, assunto pari a 1,5.

5.3 Risultati ottenuti

Si riportano nel seguito i risultati ottenuti dall’applicazione delle formule descritte ai

paragrafi precedenti alle condotte in progetto.

Si evidenzia che i calcoli di verifica sono stati eseguiti con riferimento alle sezioni tipo

di scavo desunte dagli elaborati grafici allegati al progetto e, per ogni tipologia di tubazione

prevista in progetto per i limiti massimo e minimo di ricoprimento riportati in tabella 2.

61

VERIFICHE STATICHE

CONDOTTA IN PRFV DN 1500

62

Dia

gram

ma

dei c

aric

hi a

gent

i sul

la tu

bazi

one

in P

RF

V D

N 1

500

0.0

25.0

50.0

75.0

100.

0

125.

0

150.

0

175.

0

200.

0

225.

0

250.

0

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2.0

2.1

2.2

2.3

2.4

2.5

2.6

2.7

2.8

2.9

3.0

3.1

3.2

3.3

3.4

3.5

Ric

oprim

ento

[m]

Carico [kN]

Car

ico

dovu

to a

l rin

terr

oC

aric

o do

vuto

ai s

ovra

ccar

ichi

mob

iliC

aric

o do

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alla

mas

sa d

ell'a

cqua

con

tenu

ta n

el tu

boP

eso

prop

rioS

ovra

ccar

ico

fald

aC

aric

o to

tale

63

VERIFICA CON ALTEZZA DI RICOPRIMENTO MINIMA

PRFV DN 1500 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.499 [m]1.429 [m]

Diametro medio tubazione 1.464 [m]0.035 [m]

6.9 [MPa]

1 4.9 breve termine2 13.4 lungo temrine

Tipologia di tubazione in opera Tubazione flessibile

A

1.00 [m]3.40 [m]20.0 [kN/m3]

Altezza falda al di sopra del tubo Hw 0.0 m

Verifica tipologia di trinceaB H

1 condizione 0 0 Trincea larga2 condizione 1 0 Trincea larga

- Trincea strettaAngolo d'attrito 34 [gradi]Ka 0.28f 0.67Ct -

Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 0.589

Wc 26.47 [kN/m]

Coefficiente di elasticità in sito n

Peso specifico medio terreno rinterro γs

Altezza rinterro H

Analisi dei carichi agenti sulla tubazione

Caratteristiche meccaniche e dimensionali della tub azione

MaterialeModulo elastico iniziale (istantaneo)Modulo elastico a lungo tempo (differito)Diametro esterno tubazione

Spessore tubazione

Modulo elastico terreno


Diametro interno tubazione

Larghezza della trincea B

Calcolo del carico verticale del suolo sul tubo

64

B

Fattore dinamico per strade e autostrade ϕ 1.30WL 77.18 [kN/m]

C

Pw 16.03 [kN/m]

D

Qw 11.24 [kN/m]

E

Pp 3.00 [kN/m]

F

Rtot 133.92 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 73.2 [cm]Wc 264.7 [N/cm]

WL 771.8 [N/cm]

1 EtI istantaneo 4644791.7 [ N cm]

2 EtI differito / a lungo termine 1679270.8 [ N cm]

1 Inflessione diametrale ∆y iniziale 2.4 [cm]2 Inflessione diametrale ∆y a lungo tempo 2.9 [cm]

1 ∆y/D iniziale 1.59% < 5%2 ∆y/D a lungo termine 1.93% < 5%

La verifica dell'inflessione diametrale risulta sod disfatta

Calcolo del carico dovuto alla massa dell'acqua con tenuta nel tubo

Risultante dei carichi ovalizzanti

Calcolo e verifica dell'inflessione diametrale

Calcolo del carico dovuto al peso proprio della tub azione

Calcolo del carico mobile sul tubo

Calcolo del sovraccarico dovuto alla falda al di so pra del tubo

65

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 27.0 [N/mm2]

σc 270 [kg/cm2]

σlim 300 [N/mm2]

Essendo la Resistenza circonferenziale a flessione ultima σlim non minore

di 300 N/mm2, risulta un coefficiente di sicureza FS pari a 11.1

La verifica alla flessione massima è, pertanto, da ritenersi soddisfatta

I

La verifica si esegue confrontando la pressione ammissibile di buckling qa

con la risultante della pressione dovuta ai carichi esterni applicati.

FS 2.5Rw 1.00B' 0.24

Pressione ammissibile1 qa istantanea 33.9 [N/cm2]

2 qa a lungo termine 20.4 [N/cm2]

Risultante della pressione circonferenziale dovuta ai carichi esterni applicati10.4 [N/cm2]

Fattore di sicurezza FS 4.9

La verifica all'instabilità all'equilibrio elastico risulta soddisfatta

L

Calcolo e verifica della flessione massima circonfe renziale

Verifica dell'instabilità all'equilibrio elastico ( buckling)

Verifica a galleggiamento non necessaria

66

VERIFICA CON ALTEZZA DI RICOPRIMENTO MASSIMA

PRFV DN 1500 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.499 [m]1.429 [m]


6.9 [MPa]



A

2.30 [m]3.40 [m]20.0 [kN/m3]





Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 1.162

Wc 52.20 [kN/m]

Diametro esterno tubazione

Spessore tubazione







MaterialeModulo elastico iniziale (istantaneo)Modulo elastico a lungo tempo (differito)



Altezza rinterro H


67

B


C

Pw 16.03 [kN/m]

D

Qw 18.73 [kN/m]

E

Pp 3.00 [kN/m]

F

Rtot 118.04 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 73.2 [cm]Wc 522.0 [N/cm]

WL 280.8 [N/cm]












68

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 26.4 [N/mm2]

σc 264 [kg/cm2]

σlim 300 [N/mm2]




I



FS 2.5Rw 0.93B' 0.29






L



FS 1.5Hw 0.5 mH 2.3 mRw 0.93

Ws 48.5 kN/m

Wp 3.00 kN/m

Wstab. 51.5 kN/m

Fup 17.6 kN/m

Wstab. / Fup 2.9

La verifica a galleggiamento risulta soddisfatta

Verifica a galleggiamento

Fattore di sicurezza



69

VERIFICHE STATICHE


70

Dia

gram

ma

dei c

aric

hi a

gent

i sul

la tu

bazi

one

in P

RF

V D

N 1

600

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.

0

120.

0

140.

0

160.

0

180.

0

200.

0

220.

0

240.

0

260.

0

280.

0

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2.0

2.1

2.2

2.3

2.4

2.5

2.6

2.7

2.8

2.9

3.0

3.1

3.2

3.3

3.4

3.5

Ric

oprim

ento

[m]

Carico [kN]

Car

ico

dovu

to a

l rin

terr

oC

aric

o do

vuto

ai s

ovra

ccar

ichi

mob

iliC

aric

o do

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alla

mas

sa d

ell'a

cqua

con

tenu

ta n

el tu

boP

eso

prop

rioS

ovra

ccar

ico

fald

aC

aric

o to

tale

71


PRFV DN 1600 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.638 [m]1.560 [m]


6.9 [MPa]



A

1.00 [m]3.60 [m]20.0 [kN/m3]





Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 0.545

Wc 29.23 [kN/m]



Altezza rinterro H




Spessore tubazione






72

B


C

Pw 19.10 [kN/m]

D

Qw 13.42 [kN/m]

E

Pp 3.60 [kN/m]

F

Rtot 149.68 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 80.0 [cm]Wc 292.3 [N/cm]

WL 843.4 [N/cm]












73

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 27.4 [N/mm2]

σc 274 [kg/cm2]

σlim 300 [N/mm2]




I



FS 2.5Rw 1.00B' 0.24






L




74


PRFV DN 1600 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.638 [m]1.560 [m]


6.9 [MPa]



A

3.20 [m]3.60 [m]20.0 [kN/m3]





Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 1.377

Wc 73.91 [kN/m]


Spessore tubazione










Altezza rinterro H


75

B


C

Pw 19.10 [kN/m]

D

Qw 33.07 [kN/m]

E

Pp 3.60 [kN/m]

F

Rtot 150.70 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 80.0 [cm]Wc 739.1 [N/cm]

WL 210.2 [N/cm]












76

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 30.8 [N/mm2]

σc 308 [kg/cm2]

σlim 300 [N/mm2]




I



FS 2.5Rw 0.88B' 0.33






L



FS 1.5Hw 1.2 mH 3.2 mRw 0.88

Ws 64.8 kN/m

Wp 3.60 kN/m

Wstab. 68.4 kN/m

Fup 21.1 kN/m

Wstab. / Fup 3.2






77

VERIFICHE STATICHE


78

Dia

gram

ma

dei c

aric

hi a

gent

i sul

la tu

bazi

one

in P

RF

V D

N 1

800

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.

0

120.

0

140.

0

160.

0

180.

0

200.

0

220.

0

240.

0

260.

0

280.

0

300.

0

320.

0

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2.0

2.1

2.2

2.3

2.4

2.5

2.6

2.7

2.8

2.9

3.0

3.1

3.2

3.3

3.4

3.5

Ric

oprim

ento

[m]

Carico [kN]

Car

ico

dovu

to a

l rin

terr

oC

aric

o do

vuto

ai s

ovra

ccar

ichi

mob

iliC

aric

o do

vuto

alla

mas

sa d

ell'a

cqua

con

tenu

ta n

el tu

boP

eso

prop

rioS

ovra

ccar

ico

fald

aC

aric

o to

tale

79


PRFV DN 1800 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.842 [m]1.756 [m]


6.9 [MPa]



A

1.00 [m]3.90 [m]20.0 [kN/m3]





Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 0.490

Wc 33.28 [kN/m]



Altezza rinterro H




Spessore tubazione






80

B


C

Pw 24.21 [kN/m]

D

Qw 16.96 [kN/m]

E

Pp 4.50 [kN/m]

F

Rtot 173.79 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 90.0 [cm]Wc 332.8 [N/cm]

WL 948.4 [N/cm]












81

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 27.2 [N/mm2]

σc 272 [kg/cm2]

σlim 300.0 [N/mm2]




I



FS 2.5Rw 1.00B' 0.24






L




82


PRFV DN 1800 PN 31 13000 [MPa]2 4700 [MPa]

1.842 [m]1.756 [m]


6.9 [MPa]



A

3.00 [m]3.90 [m]20.0 [kN/m3]





Wc - [kN/m]

- Trincea larga

Ce 1.213

Wc 82.32 [kN/m]


Spessore tubazione










Altezza rinterro H


83

B


C

Pw 24.21 [kN/m]

D

Qw 35.38 [kN/m]

E

Pp 4.50 [kN/m]

F

Rtot 171.84 [kN/m]

G

fr 1.8

Kx 0.083

Ka 0.75∆a 0.0

Es 690.0 [N/cm2]

r 90.0 [cm]Wc 823.2 [N/cm]

WL 254.3 [N/cm]












84

H

RG 10000 [N/m2]Df 4.5

σc 30.5 [N/mm2]

σc 305 [kg/cm2]

σlim 300.0 [N/mm2]




I



FS 2.5Rw 0.89B' 0.32






L



FS 1.5Hw 1.0 mH 3.0 mRw 0.89

Ws 73.3 kN/m

Wp 4.50 kN/m

Wstab. 77.8 kN/m

Fup 26.6 kN/m

Wstab. / Fup 2.9






85

6. Dimensionamento dei blocchi di ancoraggio

Nei tratti in cui l’andamento della condotta subisce cambiamenti di direzione in senso

planimetrico e/o altimetrico, la curva o il raccordo sono sottoposti all’azione centripeta risul-

tante dalla composizione delle spinte (idrostatica e quantità di moto), ovvero delle spinte sul

terreno, agenti sulle sezioni che limitano, a monte e a valle, la curva o il raccordo stesso.

Per tali motivi nei punti delle condotte in progetto caratterizzati dalle suddette condi-

zioni, è prevista la realizzazione di opportuni blocchi di ancoraggio in calcestruzzo al fine di

contrastare efficacemente le azioni destabilizzanti, consentendo di assorbire la spinta idrosta-

tica e la forza centripeta che si verificano sul piano orizzontale e verticale in relazione alle va-

rie situazioni di carico che possono verificarsi in funzione anche dei differenti angoli di curva-

tura delle condotte medesime. In tali punti dovrà, inoltre, essere eseguita un’idonea compatta-

zione del materiale di rinterro.

I blocchi saranno realizzati con calcestruzzo avente le seguenti caratteristiche tecniche:

• calcestruzzo a prestazione garantita (UNI EN 206-1)

• classe di esposizione e durabilità: XC2

• rapporto (a/c) max: 0,50;

• classe minima di resistenza a compressione (UNI 11104) C25/30 – Rck 30 N/mm2;

• classe di consistenza: S3/S4;

• contenuto minimo di cemento: 350 kg/m3;

• Dmax dell’aggregato: 32 mm;

• copriferro minimo nominale: 5 cm;

• la resistenza alla penetrazione all’acqua (come da norme ISO 7031) deve essere:

Rpmax < 50 min; Rpmed < 20 min

Si evidenzia che i blocchi di ancoraggio non devono inglobare la sezione del tubo ma

essere modellati su di essa per consentirne la deflessione sotto il carico del terreno o di so-

vraccarichi mobili. In fase di messa in opera si prescrive la posa di una striscia di gomma (a-

vente spessore di circa 30 mm e lunghezza di circa 200 mm) tra tubo e calcestruzzo all’uscita

del tubo dal blocco di ancoraggio.

86

I blocchi di ancoraggio in progetto sono del tipo “a reazione-semigravità”, in quanto

sfruttano, oltre al peso proprio, la mobilitazione della resistenza passiva del terreno e, dal pun-

to di vista dimensionale possono essere rappresentati secondo lo schema generale riportato in

figura 11.

Figura 11 – Schema tipo del blocco di ancoraggio.

Il getto in opera di tali blocchi dovrà avvenire direttamente contro la parete verticale o

semiverticale indisturbata del terreno. Nelle figure 12 e 13 sono, invece, indicati gli schemi

tipologici dei blocchi previsti in progetto:

Figura 12 – Schema tipo del blocco di ancoraggio orizzontale.

87

Figura 13 – Schema tipo del blocco di ancoraggio verticale.

Ai fini del dimensionamento e della verifica a stabilità dei blocchi d’ancoraggio deve

essere soddisfatta la seguente relazione:

R < Sstab = Sp + At = Sp + ω x G (25)

dove:

- R = spinta risultante trasferita al blocco determinata dalla condotta in pressione,

diretta radialmente verso l’esterno della curva / raccordo;

- Sstab = azione stabilizzante totale data dal blocco e dalla spinta passiva;

- Sp = spinta passiva resistente del terreno a tergo del blocco;

- At = forza di attrito tra la base del blocco e il terreno di fondazione;

- G = peso proprio del blocco d’ancoraggio;

- ω = coefficiente di attrito calcestruzzo blocco – terreno.

Il valore della risultante della spinta sulla condotta e, quindi, trasferita al blocco è otte-

nuta dalle seguenti formule:

2sin 2

αPR = (26)

88

2c 4

pP DNπ⋅= (27)

dove:

- α = angolo di deviazione dei due tronchi rettilinei di tubazione contigui;

- P = spinta risultante delle pressioni parallela all’asse del tubo;

- pc = pressione di collaudo, pari a 1.5 volte la pressione massima di esercizio PE.

NB: la pressione di esercizio PE è stimabile in circa 1,0 ÷ 1,5 bar, comprensivi dell’eventuale

aliquota relativa alle sovrapressioni sulle condotte dovute alle condizioni di esercizio e ai

carichi agenti esterni. Si escludono sovrapressioni dovute a fenomeni di colpo d’ariete degne

di significatività in quanto non fisicamente instaurabili per la tipologia di opera in questione e

il relativo funzionamento idraulico. Si avrà, pertanto, che la pressione nominale PN delle

condotte prevista in progetto (a sua volta pari a 3,0 bar) sarà generalmente maggiore della PE

nonché della pressione di collaudo pc, pari a 1,5 x 1,5 ≅ 2,3 bar. Per i suddetti motivi ed

essendo, quindi, PN > pc i calcoli di dimensionamento e verifica dei blocchi di ancoraggio, in

particolare per il calcolo della spinta assiale dovuta alla pressione interna delle condotte,

faranno riferimento alla pressione nominale PN, pari a 3,0 bar.

La spinta R è diretta perpendicolarmente alla parete sterna dello scavo e può essere

contrastata in parte mediante la forza di attrito che nasce alla base di appoggio del blocco di

ancoraggio sul terreno e in parte a mezzo della spinta passiva della parete di scavo indisturba-

ta a contatto con il blocco.

In ragione delle caratteristiche geometriche dei blocchi si è assunto coincidente il pun-

to di applicazione della risultante R e del peso G del blocco.

La composizione delle forze agenti consente di definire il valore della risultante com-

plessiva (R + G) delle azioni, secondo la seguente relazione:

( ) 22 GRGR +=+ (28)

L’inclinazione della risultante è pari a:

= −

G

Rtg 1α

89

La spinta passiva Sp è, invece, quella che si determina lateralmente in uno scavo verti-

cale allorché viene realizzato un manufatto che tende a comprimere la parete verticale dello

scavo stesso.

Tale spinta, propriamente dovrà, quindi, intendersi come azione di resistenza e di con-

trasto del terreno, determinabile mediante la teoria di Rankine, secondo le seguenti ipotesi:

� superficie di scorrimento di forma piana;

� attrito calcestruzzo – suolo nullo, cioè assenza di tensioni tangenziali di contrasto

fra blocco di ancoraggio – terreno e applicazione della spinta passiva

perpendicolarmente alla struttura (figura 14).

Con queste considerazioni si ammette che la propagazione della rottura avvenga con-

temporaneamente in tutti i punti della superficie di scorrimento e la rottura sia indipendente

dalla deformazione del terreno poiché la resistenza di quest’ultimo dipende esclusivamente

dai parametri di coesione e dall’angolo di attrito interno assunti costanti e caratteristici dello

stato rigido plastico perfetto considerato.

Figura 14 – Schema di calcolo della spinta passiva delle terre.

90

La spinta R genera, inoltre, anche un momento ribaltante rispetto allo spigolo del

blocco di ancoraggio dato dalla seguente formula:

2

hRM r ⋅= (29)

Dove h è l’altezza del blocco di ancoraggio considerato.

La caratterizzazione del terreno in sito è avvenuta considerando i seguenti valori geo-

tecnici di riferimento desunti dalla relazione geologica e dalla relazione geotecnica:

- γt = 19,5 kN/m3;

- c’ = 0;

- ϕ’ = 34°;

- coefficiente di attrito calcestruzzo blocco – terreno: 0,5.

Le verifiche che devono essere soddisfatte sono, pertanto, le seguenti:

� verifica allo scorrimento del blocco di ancoraggio;

� verifica al ribaltamento del blocco di ancoraggio;

� verifica della resistenza del calcestruzzo del blocco alla massima tensione a cui

è sottoposto in fase di esercizio;

� verifica delle pressioni trasmesse al terreno rispetto al suo carico limite (verifi-

ca a capacità portante de terreno).

Come anzidetto, le suddette verifiche, essendo la pressione di collaudo inferiore alla

pressione nominale delle condotte, sono state condotte con riferimento al valore di

quest’ultima, pari a 3,0 bar.

6.1 Verifica a scorrimento

La verifica allo scorrimento è da ritenersi soddisfatta quando il fattore di sicurezza allo

scorrimento FSs > 1.3, con FSs definito come:

R

SFS stab

s = (30)

dove:

- R è la spinta destabilizzante, diretta radialmente verso l’esterno della curva o del

91

raccordo (già definita in precedenza);

- Sstab è la controspinta stabilizzante risultante dalla somma della spinta passiva

del terreno Sp sulla parete verticale esterna dello scavo e dell’attrito At tra il cal-

cestruzzo e il terreno alla base del blocco (già definita in precedenza).

Con riferimento alla figura 15 la spinta passiva Sp del terreno è data da:

( )rHLSp medp −⋅⋅= ,σ (31a)

( ) ( ) kpLrHckpLrHSp t ⋅⋅−⋅+⋅⋅−⋅⋅= 22

1 22γ (31b)

dove:

▪ H = profondità di posa del blocco misurata dal piano di rinterro finale;

▪ r = differenza di quota tra il piano di rinterro finale e la sommità del blocco

d’ancoraggio;

▪ L = lunghezza in pianta del blocco d’ancoraggio;

▪ γt = peso di volume medio del terreno;

▪ kp = coefficiente di spinta passiva;

▪ c = coesione, assunta pari a 0;

▪ ( ) ( )

2

22

2min,max,

,

pptpptppmedp

kcrkkcHk ⋅⋅+⋅⋅+⋅⋅+⋅⋅=

+=

γγσσσ

con:

▪ σp,max = pressione massima trasmessa dal terreno sulla parete del blocco calcolata

in corrispondenza della base inferiore del blocco stesso;

▪ σp,min = pressione massima trasmessa dal terreno sulla parete del blocco calcolata

in corrispondenza della base superiore del blocco stesso.

NB: il valore del coefficiente di spinta passiva kp è stato calcolato con riferimento al metodo

di Coulomb e, in particolare, al grafico NAVFAC (1971) sotto riportato il quale, differente-

mente dalla teoria di Rankine, ipotizza una superficie di scivolamento di tipo curvilineo e non

trascura l’aliquota di attrito tra la porzione verticale della fondazione e il terreno. Tale metodo

di calcolo porta a risultati che meglio si approssimano al comportamento reale del sistema.

92

Figura 15 – Grafico NAVFAC (1971) per il calcolo dei coefficienti di spinta del terreno.

93

Figura 16 – Blocco di ancoraggio in corrispondenza di una curva con deviazione planimetrica.

La risultante delle forze di attrito At tra il calcestruzzo e il terreno alla base del blocco,

in condizioni di coesione nulla è, invece, calcolata con la seguente espressione:

ϖ⋅= GAt (32)

In cui G è il peso complessivo del blocco di ancoraggio e ω è il citato coefficiente di

attrito fondazione blocco – terreno, cautelativamente assunto pari a 0,5.

6.2 Verifica al ribaltamento

La verifica al ribaltamento è da ritenersi soddisfatta quando il fattore di sicurezza al ri-

baltamento FSr > 1.5, con FSr definito come:

r

stabr M

MFS = (33)

Con Mr = momento ribaltante, determinabile con l’equazione (29) e Mstab = momento

stabilizzante avente verso opposto a quello ribaltante e determinabile in maniera analoga.

94

6.3 Verifica della resistenza del calcestruzzo

La tensione massima agente sul calcestruzzo, nella zona di contatto tra il blocco di an-

coraggio e la tubazione, avente area pari a L · D, risulta pari a:

DNL

Rcls ⋅

=int

σ (34)

dove:

▪ R è l’azione destabilizzante definita in precedenza;

▪ Lint è il lato intermedio del blocco di ancoraggio a contatto con la tubazione, defi-

nito in figura 16;

▪ DN è il diametro nominale della condotta.

6.4 Verifica delle pressioni trasmesse al terreno

La verifica a carico limite del terreno risulta condotta con la seguente espressione:

ησ lim

max,

Qt < (35)

dove:

▪ σt,max = W / Abase , con W = carico verticale totale dato dal peso del blocco, della

tubazione e del liquido in essa contenuto.

▪ η = coefficiente di sicurezza assunto pari a 3.

▪ Qlim = carico limite del terreno, calcolato con l’espressione di Brinch-Hansen:

qqcct sNzsNcsNBP ⋅⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅⋅= γγ γγ2

1lim (36)

dove:

- z = profondità di posa della fondazione del blocco di ancoraggio;

- Nc, Nq, Nγ = fattori di capacità portante, dipendenti dall’angolo di resistenza al taglio del

terreno e dati dalle seguenti espressioni (Vesic):

( ) 06,41'tan12 =−= ϕγ qNN

44,292

'

4tan2'tan =

+= ϕπϕπeNq

16,42'tan

1=

−=

ϕq

c

NN

95

- sc, sq, sγ = fattori di forma della fondazione stimabili nel seguente modo (De Beer):

L

Bs 4.01−=γ

'tan1 ϕ

L

Bsq +=

L

B

N

Ns

c

qc += 1

Per quanto riguarda, infine, la verifica a pressoflessione del blocco, escludendo l’insorgere di

stati tensionali dovuti a trazione sul conglomerato cementizio, si è proceduto, dapprima al cal-

colo dell’eccentricità secondo la seguente formula, considerando la tubazione centrata

sull’altezza del blocco:

G

MM

G

Me sr +

=Σ= (37)

E, quindi, alla verifica della seguente espressione:

ησ lim

minmax/

61

Q

b

e

Lb

W <

⋅±⋅⋅

= (38)

6.5 Risultati ottenuti e dimensioni dei blocchi di ancoraggio in progetto

In riferimento agli schemi grafici riportati nelle figure precedenti, sono stati previsti

blocchi di ancoraggio con dimensioni diverse in funzione del diametro nominale della condot-

ta e dell’angolo di deviazione planimetrica e/o altimetrica che, per ovvie ragioni legate alla

commercializzazione dei raccordi, può assumere solo una serie prestabilita di valori:

- curva 11°15’ (1/32);

- curva 22°30’ (1/16);

- curva 30° (1/12);

- curva 45° (1/8);

- curva 60° (1/6);

- curva 90° (1/4).

Nelle seguenti serie di tabelle e abachi, in riferimento allo schema di figura 17, si ri-

portano, quindi, in funzione del diametro e della tipologia di curva o raccordo, le sigle identi-

ficative e le dimensioni geometriche dei blocchi di ancoraggio previsti in progetto con i rela-

tivi calcoli di verifica.

96

TABELLA RIASSUNTIVA DELLE TIPOLOGIE

DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO PREVISTI IN PROGETTO

DIAMETRO CONDOTTA[mm]

CURVA 11°15'(1/32)

CURVA 22°30'(1/16)

CURVA 30°(1/12)

CURVA 45°(1/8)

CURVA 60°(1/6)

CURVA 90°(1/4)

1500 B1 B2 B3 B4 B5 B6

1600 B7 B8 B9 B10 B11 B12

1800 B13 B14 B15 B16 B17 B18

97

Figura 17 – Schema di riferimento per il dimensionamento e la realizzazione dei blocchi di ancoraggio orizzontali.

98

BLOCCHI DI ANCORAGGIO CONDOTTA IN PRFV DN 1500

DATI MATERIALI E TERRENO

Peso specifico calcestruzzo γcls [kN/m3] 24.0

Peso specifico terreno γt [kN/m3] 19.5

Peso specifico condotta γc [kN/m3] 18.5

Peso specifico acqua γw [kN/m3] 10.0

Angolo di attrito terreno ϕ' [°] 34 0.593 rad

Coesione terreno c [kN/m2] 0

CURVA 11°15'(1/32)

CURVA 22°30'(1/16)

CURVA 30°(1/12)

CURVA 45°(1/8)

CURVA 60°(1/6)

CURVA 90°(1/4)

DN 1500 DN 1500 DN 1500 DN 1500 DN 1500 DN 1500

SIGLA IDENTIFICATIVA BLOCCO B1 B2 B3 B4 B5 B6

Angolo della curva α [°] 11.25 22.50 30.00 45.00 60.00 90.00

Angolo della curva α [rad] 0.196 0.393 0.524 0.785 1.047 1.571

Pressione di collaudo pc [bar] 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0

Diametro della condotta DN [mm] 1500 1500 1500 1500 1500 1500

Spessore trapezio inferiore Si [m] 0.40 0.40 0.40 0.50 0.50 0.50

Spessore trapezio superiore Ss [m] 0.40 0.40 0.40 0.50 0.50 0.50

Altezza trapezio inferiore hi [m] 2.00 2.00 2.30 2.50 2.50 3.00

Altezza trapezio superiore hs [m] 0.88 0.88 1.18 1.38 1.38 1.88

Spessore totale blocco di ancoraggio Stot [m] 2.30 2.30 2.30 2.50 2.50 2.50

Lato maggiore L [m] 2.00 2.00 2.30 2.50 2.50 3.00

Lato intermedio Lint [m] 1.48 1.48 1.60 1.68 1.68 1.88

Lato minore Lmin [m] 0.80 0.80 0.92 1.00 1.00 1.20

Profondità piano di posa condotta h [m] 2.50 2.50 2.50 2.50 2.50 2.50

Profondità piano di posa fondazione H [m] 2.90 2.90 2.90 3.00 3.00 3.00

Sezione utile della condotta Ac [m2] 1.77 1.77 1.77 1.77 1.77 1.77

Risultante delle pressioni P [kN] 529.9 529.9 529.9 529.9 529.9 529.9

Coefficiente di attrito terreno - fondazione ω [-] 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5

Coefficiente di spinta passiva kp [-] 6.0 6.0 6.0 6.0 6.0 6.0

Altezza ricoprimento r [m] 0.60 0.60 0.60 0.50 0.50 0.50

Area base blocco di ancoraggio Abase [m2] 2.80 2.80 3.70 4.38 4.38 6.30

Volume del blocco di calcestruzzo V [m3] 4.0 4.0 5.8 7.9 7.9 12.3

Peso del blocco G [kN] 96.2 96.2 139.9 190.3 190.3 295.0

Braccio del peso del blocco b [m] 0.44 0.44 0.59 0.69 0.69 0.94

Momento del peso del blocco M [kNm] 42.1 42.1 82.2 130.8 130.8 276.5

Peso condotta Pp [kN/m] 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0 3.0

Peso liquido contenuto (acqua) Pw [kN/m] 17.7 17.7 17.7 17.7 17.7 17.7

Pressione superiore σp,min [kN/m2] 70.2 70.2 70.2 58.5 58.5 58.5

Pressione inferiore σp,max [kN/m2] 339.3 339.3 339.3 351.0 351.0 351.0

Pressione media σp,med [kN/m2] 204.8 204.8 204.8 204.8 204.8 204.8

Risultante spinta passiva Sp [kN] 941.9 941.9 1083.1 1279.7 1279.7 1535.6

Risultante piano di posa At [kN] 48.1 48.1 69.9 95.1 95.1 147.5

Risultante forze instabilizzanti R [kN] 103.9 206.7 274.3 405.5 529.9 749.4

Risultante forze stabilizzanti Sstab [kN] 990.0 990.0 1153.1 1374.8 1374.8 1683.1

Carico totale agente in fondazione W tot [kN] 128.6 128.6 172.3 220.7 220.7 325.4

Momento ribaltante Mr [kNm] 119.5 237.8 315.4 506.9 662.3 936.7

Momento stabilizzante Mstab [kNm] 764.2 764.2 912.6 1197.2 1197.2 1556.2

VERIFICA A SCORRIMENTO FS [-] 9.5 4.8 4.2 3.4 2.6 2.2

VERIFICA A RIBALTAMENTO FS [-] 6.4 3.2 2.9 2.4 1.8 1.7

TENSIONE MAX NEL CALCESTRUZZO σcls [N/mm2] 0.05 0.09 0.11 0.16 0.21 0.27

PRESSIONE MAX SUL TERRENO σt,max [N/mm2] 0.74 0.61 0.47 0.43 0.34 0.25

CARICO LIMITE DELLA FONDAZIONE Qlim [N/mm2] 3.27 3.27 3.34 3.48 3.48 3.60

VERIFICA A CAPACITA' PORTANTE FS [-] 4.4 5.4 7.1 8.1 10.1 14.5

DA

TI

RIS

ULT

AT

IV

ER

IFIC

HE

CA

LCO

LI

99

AB

AC

O D

I DIM

EN

SIO

NA

ME

NT

O D

EI B

LOC

CH

I DI A

NC

OR

AG

GIO

P

ER

CO

ND

OT

TA

IN P

RF

V D

N 1

500

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

2.20

2.40

2.60

2.80

3.00

3.20

3.40

CU

RV

A 1

1°15

'(1

/32)

CU

RV

A 2

2°30

'(1

/16)

CU

RV

A 3

0°(1

/12)

CU

RV

A 4

5°(1

/8)

CU

RV

A 6

0°(1

/6)

CU

RV

A 9

0°(1

/4)

Tip

olog

ia d

i cur

va o

rac

cord

o

Geometria blocco [m]

HS

tot

hsLm

in

Ss

Si

Lhi

100









CURVA 11°15'(1/32)

CURVA 22°30'(1/16)

CURVA 30°(1/12)

CURVA 45°(1/8)

CURVA 60°(1/6)

CURVA 90°(1/4)

DN 1600 DN 1600 DN 1600 DN 1600 DN 1600 DN 1600











Lato maggiore L [m] 2.20 2.20 2.50 2.70 2.70 3.20

































DA

TI

RIS

ULT

AT

IV

ER

IFIC

HE

CA

LCO

LI

101

AB

AC

O D

I DIM

EN

SIO

NA

ME

NT

O D

EI B

LOC

CH

I DI A

NC

OR

AG

GIO

P

ER

CO

ND

OT

TA

IN P

RF

V D

N 1

600

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

2.20

2.40

2.60

2.80

3.00

3.20

3.40

CU

RV

A 1

1°15

'(1

/32)

CU

RV

A 2

2°30

'(1

/16)

CU

RV

A 3

0°(1

/12)

CU

RV

A 4

5°(1

/8)

CU

RV

A 6

0°(1

/6)

CU

RV

A 9

0°(1

/4)

Tip

olog

ia d

i cur

va o

rac

cord

o


HS

tot

hsLm

in

Ss

Si

Lhi

102









CURVA 11°15'(1/32)

CURVA 22°30'(1/16)

CURVA 30°(1/12)

CURVA 45°(1/8)

CURVA 60°(1/6)

CURVA 90°(1/4)

DN 1800 DN 1800 DN 1800 DN 1800 DN 1800 DN 1800











Lato maggiore L [m] 2.50 2.50 2.80 3.00 3.00 3.50

































DA

TI

RIS

ULT

AT

IV

ER

IFIC

HE

CA

LCO

LI

103

AB

AC

O D

I DIM

EN

SIO

NA

ME

NT

O D

EI B

LOC

CH

I DI A

NC

OR

AG

GIO

P

ER

CO

ND

OT

TA

IN P

RF

V D

N 1

800

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

2.20

2.40

2.60

2.80

3.00

3.20

3.40

3.60

CU

RV

A 1

1°15

'(1

/32)

CU

RV

A 2

2°30

'(1

/16)

CU

RV

A 3

0°(1

/12)

CU

RV

A 4

5°(1

/8)

CU

RV

A 6

0°(1

/6)

CU

RV

A 9

0°(1

/4)

Tip

olog

ia d

i cur

va o

rac

cord

o


HS

tot

hsLm

in

Ss

Si

Lhi

104

7. ALLEGATI

• Allegato 1 - Roggia di Gattinara - Tabelle riassuntive di verifica idraulica per la portata di 6,0 m3/s - Situazione dello stato di fatto

• Allegato 2 - Roggia di Gattinara - Tabelle riassuntive di verifica idraulica per la portata di 6,0 m3/s - Situazione di progetto

• Allegato 3 - Roggia di Gattinara - Profilo e sezioni idrauliche di deflusso per la portata di 6,0 m3/s - Situazione dello stato di fatto

• Allegato 4 - Roggia di Gattinara - Profilo e sezioni idrauliche di deflusso per la portata di 6,0 m3/s - Situazione di progetto

• Allegato 5 - Roggia di Gattinara – Planimetria generale

Allegato 1

ROGGIA DI GATTINARA

TABELLE RIASSUNTIVE DI VERIFICA IDRAULICA

PER LA PORTATA DI 6,0 m3/s

SITUAZIONE DELLO STATO DI FATTO

River Sta 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) 45 6 267.65 268.99 269.00 0.000075 0.45 13.37 10.00 0.12

44.1 6 267.52 268.96 268.98 0.000202 0.70 8.62 6.00 0.19 44 6 267.52 268.96 267.99 268.98 0.000202 0.70 8.62 6.00 0.19

43.1 6 267.50 268.95 267.97 268.98 0.000195 0.69 8.72 6.00 0.18 43 6 267.50 268.95 268.98 0.000195 0.69 8.72 6.00 0.18

42.1 6 267.47 268.91 268.97 0.000547 1.04 5.77 4.00 0.28 42 6 267.47 268.95 268.08 268.95 0.000024 0.23 25.08 9.00 0.06

41.5 6 267.45 268.95 268.06 268.95 0.000023 0.23 25.21 9.00 0.06 41 6 267.45 268.89 268.95 0.000549 1.04 5.76 4.00 0.28 40 6 267.40 268.89 267.99 268.94 0.000408 0.93 6.46 4.40 0.24

39.5 Bridge 39 6 267.40 268.88 268.93 0.000417 0.94 6.41 4.40 0.25 38 6 267.40 268.88 268.93 0.000487 1.00 6.01 4.12 0.26 37 6 267.37 268.86 268.91 0.000518 1.03 5.84 4.05 0.27 36 6 267.35 268.84 268.89 0.000500 1.01 5.91 4.09 0.27 35 6 267.31 268.82 268.87 0.000486 1.00 5.98 4.07 0.26 34 6 267.30 268.81 268.86 0.000448 0.97 6.19 4.17 0.25 33 6 267.30 268.78 267.96 268.84 0.000987 1.11 5.40 3.77 0.30

32.5 Bridge 32 6 267.27 268.76 268.82 0.000938 1.09 5.50 3.82 0.29 31 6 267.26 268.76 268.81 0.000466 0.98 6.09 4.12 0.26 30 6 267.12 268.75 268.80 0.000475 1.00 6.03 3.80 0.25 29 6 267.05 268.74 268.78 0.000351 0.89 6.77 4.07 0.22 28 6 267.02 268.73 267.65 268.77 0.000352 0.89 6.76 4.03 0.22 27 6 267.04 268.72 267.66 268.76 0.000369 0.90 6.63 4.00 0.22 26 6 267.02 268.70 268.75 0.000410 0.94 6.40 3.90 0.23 25 6 267.02 268.68 267.68 268.73 0.000727 0.99 6.05 3.76 0.25

24.75 Bridge 24.5 6 267.02 268.67 268.72 0.000743 1.00 6.00 3.76 0.25 24 6 267.05 268.68 267.60 268.71 0.000238 0.76 7.89 4.93 0.19

23.5 Culvert 23 6 267.05 268.64 268.67 0.000206 0.73 8.26 5.55 0.19 22 6 266.91 268.60 267.66 268.65 0.000850 1.06 5.67 3.66 0.27

21.5 Bridge 21 6 266.80 268.58 268.61 0.000351 0.76 7.89 5.14 0.20 20 6 266.88 268.57 268.60 0.000928 0.77 7.76 5.12 0.20

19.5 6 267.14 268.54 267.73 268.58 0.000490 0.83 7.21 5.91 0.24 19.25 Bridge

19 6 267.14 268.54 267.73 268.57 0.000495 0.84 7.18 5.88 0.24 18 6 267.06 268.51 268.55 0.000423 0.89 6.86 6.09 0.25 17 6 267.00 268.50 268.53 0.000681 0.80 7.65 6.66 0.22 16 6 266.94 268.47 267.59 268.51 0.000785 0.83 7.31 6.38 0.23 15 6 266.97 268.45 268.48 0.000922 0.84 7.21 6.67 0.24 14 6 266.94 268.41 268.45 0.001083 0.94 6.75 6.51 0.25 13 6 266.89 268.37 268.41 0.001187 0.98 6.43 6.22 0.26 12 6 266.82 268.33 268.38 0.001114 0.97 6.29 5.06 0.26 11 6 266.88 268.29 268.33 0.000887 0.87 7.13 7.98 0.25 10 6 266.91 268.24 268.29 0.001398 1.04 5.80 4.62 0.29 9 6 266.90 268.16 268.24 0.002387 1.27 4.75 4.24 0.37 8 6 266.77 268.09 267.43 268.17 0.002327 1.24 4.82 3.84 0.35

7.8 Bridge 7.7 6 266.77 268.07 268.15 0.001378 1.26 4.77 3.84 0.36 7.5 6 266.45 268.11 267.01 268.13 0.000128 0.61 9.88 6.57 0.16

7.25 Bridge 7 6 266.45 268.11 268.13 0.000128 0.61 9.87 6.57 0.16 6 6 266.43 268.07 268.12 0.001642 0.95 6.32 5.80 0.29 5 6 266.48 268.01 268.06 0.001749 1.00 6.00 5.33 0.30 4 6 266.38 268.00 268.03 0.000346 0.78 7.74 5.94 0.22

3.5 6 266.56 267.98 268.03 0.000424 0.94 6.39 4.50 0.25 3 6 266.56 267.98 268.03 0.000424 0.94 6.38 4.50 0.25 2 6 266.50 268.00 266.91 268.02 0.000110 0.55 10.96 7.30 0.14

1.7 Bridge 1.5 6 266.50 268.00 268.02 0.000110 0.55 10.96 7.30 0.14 1 6 266.10 268.00 266.52 268.01 0.000057 0.45 13.48 7.29 0.10

Allegato 2

ROGGIA DI GATTINARA

TABELLE RIASSUNTIVE DI VERIFICA IDRAULICA


SITUAZIONE DI PROGETTO

River Sta 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)

45 6 267.65 268.98 268.99 0.000076 0.45 13.32 10.00 0.12 44.1 6 267.52 268.95 268.98 0.000204 0.70 8.59 6.00 0.19 44 6 267.52 268.95 267.99 268.98 0.000204 0.70 8.59 6.00 0.19

43.1 6 267.50 268.95 267.97 268.97 0.000197 0.69 8.68 6.00 0.18 43 6 267.50 268.95 268.97 0.000197 0.69 8.68 6.00 0.18

42.1 6 267.47 268.91 268.96 0.000553 1.04 5.75 4.00 0.28 42 6 267.47 268.94 268.08 268.95 0.000024 0.23 25.03 9.00 0.06

41.5 6 267.45 268.94 268.06 268.95 0.000024 0.23 25.17 9.00 0.06 41 6 267.45 268.89 268.94 0.000555 1.05 5.74 4.00 0.28 40 6 267.40 268.89 267.99 268.93 0.000413 0.93 6.43 4.40 0.25

39.5 Bridge 39 6 267.40 268.88 268.92 0.000421 0.94 6.39 4.40 0.25 38 6 267.40 268.87 268.92 0.000492 1.00 5.98 4.12 0.27 37 6 267.37 268.85 268.90 0.000524 1.03 5.81 4.05 0.28 36 6 267.35 268.83 268.89 0.000506 1.02 5.89 4.09 0.27 35 6 267.31 268.82 268.87 0.000492 1.01 5.95 4.07 0.27 34 6 267.30 268.80 268.85 0.000454 0.97 6.16 4.17 0.26 33 6 267.30 268.77 267.96 268.83 0.001000 1.12 5.38 3.77 0.30

32.5 Bridge 32 6 267.27 268.76 268.82 0.000950 1.10 5.47 3.82 0.29 31 6 267.26 268.76 268.81 0.000473 0.99 6.06 4.12 0.26 30 6 267.12 268.74 268.79 0.000481 1.00 6.00 3.80 0.25 29 6 267.05 268.73 268.77 0.000355 0.89 6.74 4.07 0.22 28 6 267.02 268.72 267.65 268.76 0.000356 0.89 6.73 4.03 0.22 27 6 267.04 268.71 267.66 268.75 0.000374 0.91 6.60 4.00 0.23 26 6 267.02 268.69 268.74 0.000415 0.94 6.36 3.90 0.24 25 6 267.02 268.67 267.68 268.72 0.000737 1.00 6.02 3.76 0.25

24.75 Bridge 24.5 6 267.02 268.66 268.71 0.000753 1.01 5.97 3.75 0.25 24 6 267.05 268.67 267.60 268.70 0.000241 0.76 7.85 4.93 0.19

23.5 Culvert 23 6 267.05 268.63 268.66 0.000209 0.73 8.21 5.54 0.19 22 6 266.95 268.59 267.63 268.65 0.000412 1.03 5.81 3.76 0.26

21.5 Bridge 21 6 266.82 268.58 268.63 0.000299 0.92 6.52 4.05 0.23 20 6 266.88 268.59 268.62 0.000174 0.75 7.99 5.25 0.19

19.5 6 267.14 268.57 267.73 268.61 0.000451 0.81 7.42 6.74 0.23 19.25 Bridge

19 6 267.14 268.57 267.73 268.60 0.000456 0.81 7.39 6.64 0.23 18 6 267.06 268.54 268.58 0.000844 0.89 6.78 5.06 0.24 17 6 266.92 268.51 268.54 0.000670 0.82 7.30 5.09 0.22 16 6 266.94 268.49 267.52 268.52 0.000663 0.81 7.42 5.29 0.22 15 6 266.97 268.46 268.50 0.000818 0.88 6.85 5.07 0.24 14 6 266.93 268.43 268.47 0.000973 0.92 6.53 4.60 0.25 13 6 266.89 268.39 268.44 0.001138 0.99 6.08 4.30 0.26 12 6 266.82 268.36 268.41 0.000970 0.94 6.41 4.50 0.25 11 6 266.88 268.31 267.48 268.35 0.001471 0.98 6.14 4.44 0.27 10 6 266.91 268.25 268.31 0.001368 1.02 5.86 4.63 0.29 9 6 266.90 268.17 268.25 0.002228 1.25 4.83 4.24 0.36 8 6 266.77 268.11 267.43 268.19 0.002215 1.22 4.91 3.85 0.35

7.8 Bridge

7.7 6 266.77 268.10 268.17 0.001310 1.24 4.86 3.85 0.35 7.5 6 266.45 268.14 267.01 268.15 0.000123 0.60 10.02 6.58 0.15 7.25 Bridge

7 6 266.66 268.11 268.15 0.000685 0.83 7.25 6.72 0.25 6 6 266.72 268.07 268.12 0.001100 0.99 6.07 5.93 0.31 5 6 266.74 268.01 268.08 0.001600 1.13 5.29 5.38 0.36 4 6 266.38 268.01 268.04 0.000611 0.77 7.84 6.12 0.22

3.5 6 266.56 267.98 268.03 0.000424 0.94 6.39 4.50 0.25 3 6 266.56 267.98 268.03 0.000424 0.94 6.38 4.50 0.25 2 6 266.50 268.00 266.91 268.02 0.000110 0.55 10.96 7.30 0.14

1.7 Bridge 1.5 6 266.50 268.00 268.02 0.000110 0.55 10.96 7.30 0.14 1 6 266.10 268.00 266.52 268.01 0.000057 0.45 13.48 7.29 0.10

Allegato 3

ROGGIA DI GATTINARA

PROFILI E SEZIONI IDRAULICHE DI DEFLUSSO


SITUAZIONE DELLO STATO DI FATTO

0 200 400 600 800 1000 1200 1400266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009

Main Channel Distance (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

LOB

ROB

Left Levee

Right Levee

OWS PF 2

Roggia di Gattin Gattinara

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 45 Sezione presa fiume sesia

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 44.1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 44 Sezione monte sfioro1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 43.1 Sezione valle sfioro 1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 43

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 42.1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 42 Sezione monte sfioro2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 41.5 Sezione valle sfioro2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5266

268

270

272

274

276


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 40 Sgabiotto - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39.5 BR Paratoia sgabiotto Sgabiotto

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39.5 BR Paratoia sgabiotto Sgabiotto

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39 Sgabiotto - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20 25267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 33 Attraversamento provinciale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32.5 BR Attraversamento provinciale n°1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32.5 BR Attraversamento provinciale n°1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32 Attraversamento provinciale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 25 Ponte romano - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.75 BR Ponte romano

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.75 BR Ponte romano

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.5 Ponte romano - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

8 9 10 11 12 13 14 15267

268

269

270

271

272

273

274


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

8 9 10 11 12 13 14 15267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 23.5 Culv Manufatto sotto distributore carburante

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 23.5 Culv Manufatto sotto distributore carburante

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272

273

274


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 22 Sottopasso strada provinciale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21.5 BR Attraversamento strada provinciale n°2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21.5 BR Attraversamento strada provinciale n°2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025

0 2 4 6 8 10266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21 Sottopasso strada provinciale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.025

0 5 10 15 20266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .04 .04

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.5 Ponte con rampa di accesso canale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.25 BR ponte con rampa di accesso al canale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.25 BR ponte con rampa di accesso al canale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19 Ponte con rampa di accesso canale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .033 .04

0 5 10 15 20 25 30266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .033 .04

0 5 10 15 20 25 30 35266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .033 .04

0 2 4 6 8 10 12 14266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .033 .04

0 2 4 6 8 10 12 14266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.04 .033 .04

8 9 10 11 12 13 14 15266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .033

0 2 4 6 8 10 12266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .033 .04

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .033

0 1 2 3 4 5266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .033

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 8 Galleria - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.033

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.8 BR

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.033

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.025

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.7 Galleria - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.025

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.5 Ponte F.S. - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.25 BR Ponte RFI

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.25 BR Ponte RFI

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7 Ponte F.S. - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 5 10 15 20 25266

267

268

269

270

271


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .04 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18266.0

266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.04 .04 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18266.0

266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.04 .025 .02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 3.5 Paratoie

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02

.02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 3 Paratoie

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02

.02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 2 Ponte strada vicinale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

OWS PF 2

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 1.5 Ponte strada vicinale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7 8266.0

266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

Roggia di Gattinara Stato di Fatto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 1 Sezione di valle - Centrale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 2

WS PF 2

Crit PF 2

Ground

Bank Sta

.02 .02

Allegato 4

ROGGIA DI GATTINARA

PROFILI E SEZIONI IDRAULICHE DI DEFLUSSO


SITUAZIONE DI PROGETTO

0 200 400 600 800 1000 1200 1400266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009

Main Channel Distance (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

LOB

ROB

Left Levee

Right Levee

OWS PF 1

Roggia di Gattin Gattinara

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 45 Sezione presa fiume sesia

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 44.1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 44 Sezione monte sfioro1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 43.1 Sezione valle sfioro 1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 43

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 42.1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 42 Sezione monte sfioro2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10260

262

264

266

268

270

272

274

276

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 41.5 Sezione valle sfioro2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .02

0 1 2 3 4 5266

268

270

272

274

276


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 40 Sgabiotto - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39.5 BR Paratoia sgabiotto Sgabiotto

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39.5 BR Paratoia sgabiotto Sgabiotto

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 39 Sgabiotto - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20 25267

268

269

270

271

272


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 33 Attraversamento provinciale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

275

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32.5 BR Attraversamento provinciale n°1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32.5 BR Attraversamento provinciale n°1

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10 12 14267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 32 Attraversamento provinciale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.025 .025 .025

0 2 4 6 8 10267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 25 Ponte romano - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.75 BR Ponte romano

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.75 BR Ponte romano

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 24.5 Ponte romano - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .025 .04

8 9 10 11 12 13 14 15267

268

269

270

271

272

273

274


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

8 9 10 11 12 13 14 15267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 23.5 Culv Manufatto sotto distributore carburante

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 23.5 Culv Manufatto sotto distributore carburante

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 5 10 15 20267

268

269

270

271

272

273

274


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 22 Sottopasso strada provinciale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.018 .018 .018

0 2 4 6 8266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21.5 BR Attraversamento strada provinciale n°2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.018 .018 .018

0 1 2 3 4 5 6266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21.5 BR Attraversamento strada provinciale n°2

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.018 .018 .018

0 1 2 3 4 5 6266

267

268

269

270

271

272

273

274

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 21 Sottopasso strada provinciale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.018 .018 .018

0 5 10 15 20266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.018 .018 .018

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.5 Ponte con rampa di accesso canale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.25 BR ponte con rampa di accesso al canale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19.25 BR ponte con rampa di accesso al canale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35 40267

268

269

270

271

272

273

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 19 Ponte con rampa di accesso canale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .025 .02

0 5 10 15 20 25 30 35267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .018

.04 .018

.02

0 5 10 15 20 25 30266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .018

.04 .018

.04

0 5 10 15 20 25 30266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.02 .018

.04 .018

.04

0 5 10 15 20 25 30 35266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .018

.04 .018

.04

0 2 4 6 8 10 12 14266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .018

.04 .02

0 2 4 6 8 10 12 14266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.04 .018

.04 .02

8 9 10 11 12 13 14 15266

267

268

269

270

271


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .018 .04 .02

0 2 4 6 8 10 12266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Levee

Bank Sta

.04 .018

.04 .02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .04 .02

0 1 2 3 4 5266

267

268

269

270

271

272

273


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .04 .02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 8 Galleria - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.033

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.8 BR

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.033

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.025

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.7 Galleria - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.025

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.5 Ponte F.S. - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266

267

268

269

270

271

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.25 BR Ponte RFI

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .02 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7.25 BR Ponte RFI

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .022 .04 .022 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

270.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 7 Ponte F.S. - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .022 .04 .022 .04

0 5 10 15 20 25266

267

268

269

270

271


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .022 .04 .022 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.04 .022 .04 .022 .04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18266.0

266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.04 .02

.04 .022 .02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 3.5 Paratoie

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02

.02

0 1 2 3 4 5266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 3 Paratoie

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02

.02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 2 Ponte strada vicinale - monte

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

269.5

270.0


Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

OWS PF 1

.02 .02 .02

0 2 4 6 8 10 12 14 16266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

269.0

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 1.5 Ponte strada vicinale - valle

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02 .02

0 1 2 3 4 5 6 7 8266.0

266.5

267.0

267.5

268.0

268.5

Roggia di Gattinara Progetto Plan: Plan 07 27/04/2009 River = Roggia di Gattin Reach = Gattinara RS = 1 Sezione di valle - Centrale

Station (m)

Ele

vatio

n (m

)

Legend

EG PF 1

WS PF 1

Crit PF 1

Ground

Bank Sta

.02 .02

Allegato 5

ROGGIA DI GATTINARA

PLANIMETRIA GENERALE

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CONSORZIO DI BONIFICA DELLA BARAGGIA - … · 6. DIMENSIONAMENTO DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO ... La progettazione idraulica delle reti di condotte in pressione previste in progetto