| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
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CAPITOLO
4:
SITEMAZIONE
DEL
TORRENTE FREDDANA
4.1.
I
PO TESI PR OG ETT UAL I
Nell’ individuazione dei possibili interventi sul torrente Freddana
bi sogn a consi derar e l a nat ur a de gl i i nt er vent i st essi che posson o e ssere di
t i po st r ut t ural e o non st r ut t ural e.
T al e gest i one del t er ri t ori o vi ene ef fet t uat a per me zzo de gl i st ru m ent i
urbanistici che possiede l’ amministrazione locale come ad esempio l’
i mposi zi one del vi nco l o di non edi fi cabi l it à nel l e zone espost e a ri schi o
i draul i co e per un i nt e r vent o di quest o t i po è necessari o l ’ i ndi vi d uazi one
delle superfici interessate dall’ esondazione caratterizzate da determinati
t empi di ri t orno ma per i l t or r ent e Freddana quest o t i po di i nt ervent o
r i sul t a esser e i nef fi cace nel caso di eson dazi one per r i sol vere i gra vi
danni ri port at i agl i i nsedi a ment i r esi denzi al i , commerci al i , art i gi anal i ed
industriale che sono presenti lungo il corso d’ acqua .
Per gl i i nt er ve nt i st rut t ur al i esi st ono due t i pi : est ensi vi ed i nt ensi vi .
I primi consistono nell’ eseguire sistemazioni idrogeologiche e
f or est al i del baci no ed hanno l o scopo di ral l ent are i l pi ù possi bi l e la
discesa verso valle dell’ acque meteoriche favorendo l’infiltrazione nel
suol o ed au ment ando i l t empo di corri va zi o n e, i n quest a mani er a si ri duce
il coefficiente d’ afflusso e con l’ aumento della durata di pioggia critica
si ha una ri du zi one del l a sua i nt ensi t à e qui n di l a port at a al col mo .
La r eal i zza zi one di q uest i t i pi d’ i nt erven t i vi ene ef fet t uat a co n l e
tecniche d’ ingegneria naturalistica che usa come materiale da costruzione
pi ant e vi ve nt i , par t i di pi ant e ( se me nt i , t al ee, radi ci ecc. ), mat er i al i
inerte d’ origine organica ( legname, stuoie di fibre vegetali ), pietrame,
r et i o gr i gl i e met al l i che e mat er i al i d’ or i gi ne si nt et i ca ( t essut i di
pol i et i l ene ecc.) .
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L’ obbiettivo di questi interventi consistono nel ridurre la pendenza
dei ver sant i t rami t e t er razza ment i r eal i zzat i con vi mi nat e, f asci na t e,
pal i zzat e con l e gna m e di t al ee e gabbi ona t e ment re co n un si s t ema di
canal et t e e dr enaggi , con penden za al 2% , vi ene r egol at o i l def l us so del l e
acque met eori che . Il vant a ggi o di quest i met odi è l ’ au ment o del l a
coper t ura ve get al e l a qual e compor t a un i ncre ment o del l e per di t e per
i nt er cet t azi one ed un a di mi nu zi one d el l a vel oci t à di scorr i men t o del l e
acque per l’aumento della scabrezza del terreno .
Ment r e per gl i i nt er vent i st rut t ur al i di t i po i nt ensi vo si real i zzano
opere idrauliche di carattere puntuale o lineare lungo il corso d’ acqua
con l’ obbiettivo di tenere sotto controllo le piene. Per raggiungere tali
obbi et t i vi è p ossi bi l e segui re d ue di ver se vi e :
Aumentare la capacità del deflusso dell’ alveo
Realizzare , a mont e del tratto considerato, opere di
scol ma me nt o del l e p i ene i n mo do da r i dur re a val ori
accet t abi l i l a por t at a al col mo a val l e di t al i manuf at t i
T al i opere di scol ma m ent o del l e pi ene posso no essere suddi vi se i n due
cat egori e:
Scolmatori e diversivi
Serbatoi di la minazio ne e casse di es pansio ne
Si a gl i scol mat ori c he i di ver si vi sono opere che si real izzano
der i vand o par t e del l a port at a t ransi t ant e i n una cert a sezi one di un corso
d’ acqua col risultato di difendere i territori ubicati a valle del punto di
presa, ossi a sono degl i al vei art i fi ci al i che con vo gl i ano una par t e del l a
por t at a scari candol a i n mare o i n un l a go o i n un al t ro corso d’ac qu a.
Ment r e i ser bat oi di la mi na zi one e l e casse di espansi one sono opere
che consent ono di r i durr e l a por t at a al col mo di pi ena i n vasan do
temporaneamente un volume variabile d’ acqua per poi lasc iarlo,
generalmente, durante la fase discendente dell’ onda di piena . Queste due
opere di di fesa si di f ferenzi ano t ra l oro p erché, anche se assol vo no al
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medesi mo sc opo, son o proget t at e per esse r e i mpi e gat e i n zone di verse,
ovver o i ser bat oi di l a mi na zi one si col l oca no i n zo ne mont ane ment re l e
casse di l ami na zi one i n t er ri t or i val l i vi . Di conse guen za i n quest o st udi o
si pr ende i n consi dera zi one l a pro get t a zi one di una cassa di l a mi n azi one.
Bi so gna f are una ul t eri ore scel t e di t i pol ogi a, i n quant o l e casse d i
espansi one sono a sua vol t a cl assi f i cat e i n du e cat egor i e:
In derivazione
In linea
Le casse in derivazione sono poste fuori dall’ alveo ordinario del corso
d’ acqua. Quando la portata di piena supera un assegnato valore di
proget t o, una part e vi ene devi at a dal l ’ al ve o e i mmessa nel l ’ i nvaso . Il
r est o r i ma ne i n al veo proseguendo verso val l e con pot at e mi n ori . La cassa
di espa nsi one occupa general ment e l a pi ana i nondabi l e adi acent e a l l ’ al veo
ordi nari o ma p u ò esse r e anche si t uat a ad una cert a di st anza. Un e se mpi o è
r i por t at o di segui t o:
f i g u r a 4 . 1 . 1 s c h e m a d i u n a c a s s a d i e s p a n s i o n e i n d e r i v a z i o n e
T al i casse possono essere comp ost e si a da un uni co gr ande i nvaso ,
come sopra appena visto, sia suddividendo ulteriormente l’ invaso in più
set t or i , ognu no dot at o di una propri a st r ut t ura di scar i co e di sogl i a
sf i or ant e. Quest a sol uzi one è i deal e nei casi di al vei con el evat a penden za
o di casse svi l uppat e su una superf i ci e mol t o est esa. T al e sol uzi one
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permette, al verificarsi di onde di piena più frequenti, di occupare non l’
i nt er a cassa ma sol o al cuni set t or i di sponi bi l i , co mport ando ri l evant i
vant a ggi d al punt o di vi st a gest i onal e.
Nel l a f i gura se guen t e vi ene r i por t at o un ese mpi o di cass a di
der i va zi one suddi vi sa i n 5 set t ori :
f i g u r a 4 . 1 . 2 s c h e m a d i u n a c a s s a m u l t i p l a
La cassa di espansione in linea, invece, occupa anche l’ alveo
ordi nari o del corso d’ acqua, i nfat t i sfrut t a i l vol u me ot t enut o dal
rigurgito provocato da un’ opera trasversale realizzata in alveo, in genere
una bri gl i a o una t raver sa muni t a di l uci a st rama zzo o a bat t e nt e che
cont rol l a l a por t at a effl uent e i n f un zi one d el l i vel l o nel l a cassa. Infat t i ,
quando la portata che attraverso l’ ostacolo realizzato e prosegue verso
val l e è appunt o i nfer i ore, i n quant o una pa r t e di essa si i nvasa a mont e
dell’ ostacolo stesso.
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Quest o t i po di o pera, speci e quando si r i nu nci a al l ’ ut i l i zzo di o rgani
meccani ci di r egol azi one, gar ant i sce un f unzi ona ment o se mpl i ce ed
affidabile. Visto che la cassa d’ espansione è formata appunto dall’ alveo
e dal t er ri t ori o adi acent e con quot a i nf eri or e a quel l a massi ma d’ i nvaso ,
si applica più propriamente al caso in cui l’area dell’ invaso è delimitata
da ar gi ni l at er al i .
La scel t a del l a t i pol ogi a di una cassa di espansi one pi ù i don ea al
r aggi un gi ment o di det er mi nat i obbi et t i vi di p ende da mol t o f at t ori :
Condi zioni a mbientali: le casse di es pansion e in linea risultano
essere pi ù i donee pe r l e aree di grande val ore nat ur al i st i co
ovver o hanno un mi n or i mpat t o a mbi ent al e . Infat t i i manufat t i
di sf i or o ut i l i zzat i nel l e casse i n deri vazi on e, sal vo nei casi di
modest a i mp ort anza , ven gono r eal i zzat i i n cal cest ruzzo;
i nol t r e, l e casse i n l i nea r i sul t ano i n ge nere essere meno
i mpat t ant i i n quant o i ma nufat t i i draul i ci richi est i per i l l oro
f unzi ona ment o sono i n genere mi n ori e di di mensi oni l i mi t at e
per pi ù f aci l ment e s i i nt egr ano nel co nt est o t err i t ori al e ed
a mbi ent al e ci r cost ant e. Un al t r o aspet t o a mbi ent al i st i coda
consi der ar e è l a po ssi bi l i t à di r i qual i f icazi one del l e aree
degradate, infatti l’ inondazione periodica delle casse offre la
possi bi l i t à di real i zzar e del l e ar ee umi de e b oschi ve nel l e qual i
è possibile l’ inserimento di specie vegetali ed animali.
Condi zioni topo grafi che e cartografiche: nei terreni con
carat t eri st e morf ol o gi che t al i da consent i re l o svi l uppo di cor si
d’ acqua pensili, è possibile l’ ubicazione di casse in
deri va zi one che conse nt ono un ma ggi or r endi ment o a par i t à di
vol u me di sp oni bi l e.
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In quest a t esi ven go no propost i degl i i nt ervent i st rut t ur al i di t i po
i nt ensi vo, per l a mess a i n si cur ezza dei cen t ri abi t at i nel l a zona di val l e
del baci no, e pi ù preci sa ment e l a r eal i zza zi one di una c ass a di
l ami na zi o ne del l e pi ene del t i po i n deri va zi one , i n l ocal i t à ai Bor el l i ed
una risagomatura delle sezioni d’ alveo dove nec essario con un aumento
del l a sezi one st essa t al e i nt er vent o può esser e ef fet t uat o grazi e al fat t o di
t r ovar ci i n aree di ca mpagna con scar sa ant ro pi zza zi one.
4.2.
D
IM ENSI ON AM ENT O DEL LA C ASS A DI ESP AN SIO NE
4.2.1.
C
L ASSI FIC A ZION E DEL L
’
AL VE O
Quest a oper a zi o ne pr el i mi nar e è fonda men t al e i n quant o ci f orni sce
dat i i mp ort ant i per i l co mpor t a ment o del co rso fl uvi al e da re gi me nt are e
co munq ue è un dat o i d raul i co da f orni re per l a co mpl et e zza del l a T esi .
Per prima cosa si calcola l’ altezza critica k e poi si passa al calcolo,
tramite l’ equazione di moto, dell’altezza di moto uniforme h
u , m
, p assando
prima per il calcolo della portata per unità di larghezza dell’ alveo:
Q
m
= 202.2 6 m
3
/ s p ort at a di mont e
b = 15 m l a rghe zza del l ’ al ve o
a = 1.1 coefficiente adimensionale
i
f
= 0 .0075 p enden za del l ’ al veo
c = 30 m
1 / 3
/ s c oeffi ci ent e di Gauc kl e r -St ri c kl er
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q
m
= 13.484 m
2
/ s
k
m
= 2.647 m
usando la formula di Gaukler-Strickler di determina l’ altezza di moto uniforme di monte
h
u,m
h
u,m
= 3.185 m
h
u , m
> k
m
essendo l’ altezza di moto uniforme maggiore dell’ altezza critica, l’
al veo può essere cl ass i f i cat o co me a deb ol e penden za.
In modo anal o go proce di a mo per i l t rat t o di val l e:
Q
v
= 1 80 m
3
/ s p ort at a di mont e
b = 15 m l a rghe zza del l ’ al ve o
a = 1.1 coefficiente adimensionale
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
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c = 30 m
1 / 3
/ s c oeffi ci ent e di Gauc kl e r -St ri c kl er
q
v
= Q
v
/ b p o r t at a per uni t à di l argh ezza
q
v
= 12 m
2
/ s
k
m
= 2.499 m
analogamente a quanto fatto in precedenza, si determina l’ altezzadi moto unuforme di
valle h
u,v
h
u,v
= 2.849 m
h
u , v
> k
m
anche i n quest o caso essendo l ’ al t ezza d i mot o uni for me ma ggi ore
dell’ altezza critica, l’ alveo può essere classificato come a debole
penden za.
4.2.2.
P
RE DIME N SION AME NT O D E L L
’
AL TE ZZA
P
D ELL A
SOG LIA SFI OR AN TE
Il predimensionamento dell’altezza P della soglia sfiorante , in
dot azi o ne al l a cassa di espansi one, a vvi en e at t raver so l ’uso del l e
car at t eri st i che ener get i che del pr obl e ma, ad operando una rel a zi on e
di t i po e mpi ri co, ch e, at t raver s o esperi e nze di r et t e, met t e i n
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r el azi one l a por t at a sf i or ant e Q
s f
e l a por t at a i n arri vo da mont e Q
m
,
espri mendo t al e rap po rt o i n f un zi one si a del l e gran de zze i draul i ch e
del probl e ma che del l e grande zze geo met ri che del l a so gl i a
sf i orant e. In pr at i ca si ha:
Q
s f
= 22. 26 m
3
/ s
Do ve R è i l ra ggi o i dr aul i co dat o
C =10. 913
Supponen do una l un ghezza del l a so gl i a sfi orant e di L = 1 00 m si
ot t i e ne un’ al t ezza di sf i oro P = 2. 55 m
Questa formula da errori del 2÷3 % nell’intervallo 1,2 h
u , m
/ P
1,8 nel no st ro caso t al e r apport o val e 1.21 . Al di fuori di questo
i nt erval l o l a for mul a n on ha mai dat o un er r ore ma ggi or e del 10 % .
Per quest o mot i vo si adopera quest a for mul a essenzi al ment e per i l
PRE D IM EN S IO NAME NT O di ma ssi ma del l a sogl i a sfi orant e, ossi a
f i ssando l a sua l unghezza L possi a mo ot t enere di ret t ament e i l
val ore di P .
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4.2.3.
I
PO TE SI DI CAL CO LO
Il di mensi ona ment o vero e pr opri o del l a sogl i a sf i or ant e avvi ene
suppon endo
essen zi a l me nt e
che
l o
sfi or o
avven ga
sen za
di ssi pazi one si gni f i ca t i va di ener gi a s peci f i ca ( i pot esi del D e
Marchi ) e per quest o possi a mo ri t ener e che durant e l o sf i or o
l’energia specifica del fluido si mantenga COSTANTE e pari al
val ore di mont e. Ad o per ando l a for mul a di Berno ul l i si pu ò
scrivere per l’energia specifica:
Se l’energia specifica non fosse ritenuta costante allora dovremmo
suddi vi dere l a l i nea pi ezo met r i ca i n t rat t i ret ti l i nei i n cui è
possi bi l e r i t enere costant e l a i
h
= cadent e piezo met ri ca, ed oper ar e
tramite l’applicazione dell’algoritmo di calcolo, applicandolo ai
var i t rat t i i n quest i one .
A men o di casi di ri l i evo, i ri sul t at i ot t enut i non supponen d o
costante l’energia specifica sono del tutto simili a quelli ottenuti
tramite la semplificazione introdotta dall’ipotesi di energia
speci fi ca cost ant e .
4.2.4.
O
PE RAZI O NI DI CAL CO LO
Una volta supposta costante l’energia specifica possiamo quindi
a mmet t ere che una del l e equazi oni che r e gol ano l o sf i or o , è quel l a
relativa all’equazione di Bernoulli, che in pratica si riduce ad avere
un di a gr a mma di def l usso ad ener gi a cost ant e i mmut at o durant e
t ut t o l a fase di sf i oro st esso; quest o equi val e a di re che l ungo ogn i
sezi one del pr ofi l o d i sf i oro abbi a mo l ’ ener gi a s peci f i ca H
x
(=
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H
m=H
v=
H
H
Q
h
m
h
v
Q
mQ
vQ
xh
x 2g V α 2 xQ
sfDH
to t( 4.2. 4.1 )
Co me
si
vede
da l
grafi co
af f i anco ri por t at o del l a scal a di
defl usso ad energi a speci fi ca
cost ant e, l e al t ezze di mot o
uni f or me,
r i spet t i va ment e
del
t r at t o di mont e e de l t rat t o di
val l e si t ro vano sul t rat t o del l e
correnti lente, con l’altezza di
val l e superi ore a quel l a di mont e . Inf at t i i l profi l o di r i gur gi t o ch e
si i nst aura nel l o sf i oro è un prof i l o di corr ent e l ent a decel erat a,
do vut o al l a pert ur ba zi one che a vvi ene a val l e, ossi a l o sfi or o nel
punt o pi ù bass o del l a sogl i a.
Le condi zi oni al cont orno di quest a pr i ma equazi o ne qui ndi so n o
necessar i a ment e l e al t ezze di mot o uni for me di val l e e di mont e , t r a
cui varia l’altezza liquida h
x
, rel at i va al l e sezi oni i nt er medi e de l
pr ofi l o di ri gur gi t o.
La seconda equa zi one che r egol a l o sfi or o, anzi che ci ai ut a nel l a
cost ruzi one del prof i l o di r i gur gi t o che ass u me i l f l ui do durant e l o
sf i oro, l a si ot ti ene ovvi a ment e da una r el azi one sul l a port at a
f l ui da Q
x
, c he è co m presa t r a i val ori di mont e e di val l e (co me
evi den zi at o nel gr af i co) .
Quest a equa zi one l a possi a mo cost rui re a part i r e da val l e, ossi a
par t endo dal l a por t at a di val l e ed aument andol a del l a quot a
i ncre ment al e do vut a p r opr i o al l a port at a f l ui da sfi orat a ( Q
v
+ Q
s f
=
Q
m
).
Quest o
i ncr e ment o
è
i ndi vi duat o
t rami t e
l a
f ormul a
car at t eri st i ca del l o sfioro da so gl i e co n pr ofi l o sago mat o:
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
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Per cui l a por t at a sfi or at a ha co me co nd i zi oni al cont orno l e
por t at e di val l e e di m ont e, ot t enut e, r i spet t i va ment e, consi der and o
una asci ssa cur vi l i nea x = 0 ed x = L .
Se scriviamo adesso l’equazione ( 4.2.4.1) in funzione della portata
Q
x
, ot t eni a mo un si st ema i l si st e ma di equa zi oni seguent e:
(4.2 .4.1’)
(4 .2.4. 2’)
Se adesso def i ni a mo i l sal t o t ot al e che de ve avve ni r e t ra val l e e
mont e, pari ad
D
h
t o t
= (h
v
– h
m
) , e l o suddi vi di amo i n passi di scret i
ugual i ( nel caso i n st udi o si è scel t o i nvece un passo vari abi l e sol o
al fi ne di r ender e ma ggi ore preci si one sul val ore f i nal e del l a
l ungh e zza del l a so gl i a sf i or ant e), possi a mo creare un al gor i t mo d i
cal col o nel se guent e m odo:
Fissato
D
h
i
, cal col i amo i l nuovo val or e di al t ezza
l i qui da: h
x + 1
= (h
v
–
D
h
i
).
Si calcola la portata Q
x
c orr i spondent e al l a nuo va
al t ezza l i qui da dal l a e quazi o ne ( 4.2 .4. 1’).
Si calcola l’ascissa curvilinea dove si ha l’altezza
l i qui da h
x + 1
e l a por t at a Q
x
dal l ’equa zi o ne ( 4 .2.4. 2’) .
I ri sul t at i di quest o processo i t er at i vo sono ri port at i nel l a
t abel l a seguent e , per u n’ al t ezza di s o gl i a P = 2.30 m
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Co me si può not ar e da l cal col o, l e condi zi on i al cont orno di mont e
non ve n gono pr eci sa ment e a coi nci dere con l a grande zza di
tentativo L= 100 m, in quanto l’ altezza della soglia sfiorante viene
det er mi nat a t ra mi t e l a f or mul a e mpi ri ca pre cedent e ment e aff ront a t a
e qui ndi aff et t a da er r ore. Quest o errore per ò non i nf l uenza i n
modo assol ut a me nt e r i l evant e l e car at t eri st iche i draul i che nei l oro
val ori al co nt orno, pe rt ant o si assu me c o me l un ghe zza del l a so gl i a
un val or e pari L = 70 m ed una al t e zza del l a so gl i a pari P = 2.30 m
4.2.5.
E
F FE TTI DE LLA LAMI NAZ I ON E
Cal col o pr el i mi nare è quel l o rel at i vo al l a p ort at a di i ni zi o sfi oro,
che è par i al l a port at a rel at i va ad una al t ezza l i qui da par i
all’altezza della soglia sfiorante, per cui adoperando la formula di
Gauc kl er -St ri ckl er si ot t i ene:
Q
p
= 130.67 1 m
3
/ s
h
v
Q
x
x
tot
m
m
3
s
-1
m
m
2.84
180.000
0
0
2.80
182.446
3.72
3.72
2.75
184.953
4.465
8.185
2.70
188.144
6.782
14.967
2.65
192.094
10.256
25.223
2.60
196.1620
13.31
38.533
2.55
200.3700
18.099
56.632
2.52
202.8530
12.937
69.569
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
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Una vol t a ot t enut o i l val or e del l a port at a di i ni zi o sfi oro dal la
equazione temporale dell’onda di piena, possiamo calcolarci i
t empi di i ni zi o e fi ne s fi or o, che val gon o:
per t < t’
t
1
t e mpo di i ni zi o di sf i or o
Q
m
: t ’ = Q
p
: t
1
t’= 3,5 h
t
1
=( Q
p
/ Q
m
) t ’
t
1
= 814 0 sec
per t > t’
t
2
t e mpo di f i ne sf i o ro
Q
m
: t ’ = Q
p
: (2t ’ – t
2
)
t
2
= t ’ ( 2 Q
m
– Q
p
) / Q
m
t
2
= 17060 sec
Una vol t a cal col at i i te mpi di i ni zi o e f i ne sfi oro occor re cal col are
l a durat a t ot al e del l o sfi oro se mpl i ce ment e per di ffer enza t ra i
t empi precedent e ment e t r ovat i .
Durat a t ot al e del l o sf i oro T
T = t
2
– t
1
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
90
4.2.6.
D
IM EN SIO N AMEN TO DE L B A CI NO
Il di me nsi ona me nt o del baci no si ha vel oce ment e una vol t a
i ndi vi duat o i l val or e del vol u me f l ui d o sfi orat o durant e l a
l ami na zi o ne , ed una vol t a conosci ut a l ’ ar e a a di sposi zi one per l o
sf i orame nt o del l a port at a i n eccesso.
In quest o c aso, non a vendo dat i a di sposi zi o ne sul l e car at t eri st i che
morfol o gi che del t e r reno adi acent e l a cost ruzi one i draul i ca ,
possi a mo sol a ment e dar e i ndi cazi oni sul l a superfi ci e t ot al e del
baci no necessari a a cont enere i l f l ui do sf i or at o nel l a cassa di
espansi one.
Andi a mo qui ndi a cal col are i l vol u me sf i or at o t rami t e i l cal col o
dell’area compresa tra l’onda di piena in arrivo e l’onda di piena
l ami nat a , sul gr afi co precedent e. Quest o avvi ene con se mpl i ci t à
dato che l’onda di piena in arrivo da monte ha un andamento di tipo
triangolare, e, se ammettiamo che l’onda laminata abbia un
andamento all’incirca uguale all’onda in arrivo (ossia triangolare),
possi a mo f ac i l me nt e t rovare i l se guent e val o re:
V
s f
= 0.9 Q
s f
T ½
V
s f
= 893 50 m
3
Do ve abbi a mo i nseri t o i l coef fi ci ent e 0,9 p er raggua gl i are l ’area
det er mi nat a geo met ri c a ment e (co me so mma di d ue aree t ri angol ari )
a quella reale (in cui l’onda laminata non ha andamento
per fet t ament e t r i an gol ar e) .
Per cui l a superf i ci e che de ve occupar e i l b aci no di cont eni ment o
val e:
S
c
= V
s f
/ P
S
c
= 3885 0 m
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
91
4.2.7.
M
O DIF ICA DEL LA L AR GH E Z ZA D
’
AL VE O A VAL LE DEL LA
SOG LIA
La soluzione adottata comporta una modifica dell’ alveo in quanto
nel l a real t à abbi amo una l arghe zza d’ al ve o par i a 20 met ri ci r ca
ment r e nel n ost r o caso bi so gna ot t enere una l arghe zza di 1 5 met ri .
Per ottenere l’ altezza di moto uniforme di valle sulla soglia
occor re al l un gare i l rest ri ngi ment o verso val l e.
Per det er mi nar e di q uant o bi so gna al l un ga re i l rest ri ngi ment o a
val l e d el l a so gl i a, si a ppl i c a i l met odo del l e di ff erenze fi ni t e :
h
(m)
A
(m
2
)
C (m)
R (m)
V (m/s)
V
2
/ 2g
(m)
h + V
2
/ 2g
(m)
D(h + V2/ 2g)
(m)
V
m
(m/s)
R
m
(m)
i
H
i
0
- i
H
Dx (m)
2.65 39.75 20.3
1.958
4.528
1.046
3.69556
2.68 40.2 20.36 1.974
4.478
1.022
3.70228
0.00672
4.503 1.966 0.00915 -0.00215 -3.1269
2.71 40.65 20.42 1.991
4.428
1.000
3.70977
0.00749
4.453 1.983 0.00884 -0.00184 -4.0715
2.74 41.1 20.48 2.007
4.380
0.978
3.71800
0.00823
4.404 2.017 0.00846 -0.00146 -5.6349
2.77 41.55 20.54 2.023
4.332
0.957
3.72693
0.00893
4.356 2.015 0.00828 -0.00128 -6.9770
2.80
42
20.6
2.039
4.286
0.937
3.73654
0.00960
4.309 2.031 0.00802 -0.00102 -9.4158
2.83 42.45 20.66 2.055
4.240
0.917
3.74679
0.01025
4.263 2.047 0.00777 -0.00077 -13.3108
2.85 42.75 20.7
2.065
4.211
0.904
3.75396
0.00718
4.225 2.060 0.00756 -0.00056 -12.8178
Dx
Tot
(m)
55.3549
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
92
4.3.
R
IS AG OMAT UR A D EL RIO
A
R SIN A
I lavori perseguono l’aumento della capacità di deflusso tramite:
• l’allargamento della sezione di deflusso, mediante lo spostamento
degl i ar gi ni a ca mpa gna (con l a consegue nt e necessi t à di dare corso ad un
procedi ment o espr opr i at i vo),
Al f i ne di cons ent i re l a r eal i zza zi one, i n t em pi brevi , di un i nt er vent o
prot et t i vo ant i erosi vo del l e scarpat e del cor so d’acqua i n esa me e au me nt are l a
capaci t à di def l usso, sal va guarda ndo l 'aspet t o nat ural i st i co del l e st esse , è st at a
individuata la soluzione di posare una volta allargata la sezione dell’alveo
bi ost uoi e che hanno consent i t o di st abi l i zza r e i l t er reno veget al e, assi curando i l
confi na ment o l at er al e del l o st esso e f a vo r endo i l rapi do i ner bi ment o del l a
superfi ci e da prot eggere, consent endo nel cont e mpo gra zi e al l a ri sago mat ur a
dell’alveo una nuova capacità portante, come dimostrato in seguito.
L 'a zi one di confi na ment o del t er reno ese rci t at o dal l e bi ost uoi e garant i sce
i nfat t i un ef fi cace cont rol l o del l 'erosi one do vut a al defl usso superf i ci al e e ad
event ual i fen o meni di pi ena. Il ri faci ment o del l e sponde e de gl i argi ni è st at o
ef fet t uat o con t err eno ve get al e di col t ur a che f aci l i t a l 'i nerbi ment o del l e sponde.
La ma nt el l at a di bi ost uoi e ha u no s vi l up po di ci rca 4 met ri l u ngo l a par et e
del l 'ar gi ne.
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
93
• l’allargamento della sommità degli argini e la creazione di adeguate
banche i nt erne ed est er ne per consent i re i n mod o pi ù a ge vol e l e fut ur e
operazi oni di ma nut en zi one.
4.4.
R
ISU LTA TO F INAL E D ELL O ST U DIO ID RA ULI CO N ELL O
STAT O DI P RO GE TT O
Il t racci a ment o del pr ofi l o di r i gur gi t o, al l a l uce de gl i i nt er vent i
previsti, mostra l’efficacia dell a cassa di espansione in derivazione di una
superfi ci e t ot al e a 4ha ci rca e del l a r i sago mat ura del l ’al veo del r i o Ar si na
al f i ne di ri dur re i f eno meni di es onda zi on e messi i n l uce nel l e anal i si
ef fet t uat e nei capit oli precedent i . La veri fi ca è effett uat a sezi one per
sezi one. Co me chi ar i t o nel l e l egende pr esen t i al fi anco del pr ofi l o:
La linea rossa è la linea dell’ energia con Tr di 200 anni.
La l i nea bl u rappr esen t a i l pr of i l o l i qui do co n T r 200 anni .
La l i nea nera, gro und, descr i ve i l fon do del c anal e.
Le linee tratteggiate LOB e ROB descrivono l’ andamento delle
sponde.
Nel l e t abel l e di se gui t o ri por t at e co mpai on o l e segue nt i col onne:
Sezi o ne: i ndi ca i l numero del l a sezi one p roceden do da mont e verso
val l e.
Quot a ar gi ne: i ndi ca l a quot a assol ut a d el punt o pi ù el e vat o del la
sponda.
Quot a fond o: i ndi ca l a quot a assol ut a del fo n do del canal e.
V el oci t à: vel oci t à mas si ma nei canal i .
Fr oude: i ndi vi du a i l co mport a ment o di na mi co di una cor rent e a pel o
l i ber o.
Q
m a x
st at o at t ual e ( m
3
/ s) Q
m a x
st at o f i nal e ( m
3
/ s )
278,33
203,23
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
97
R iv er R e ac h R iv e r S ta Pr of ile Q To tal M in C h E l W .S . E lev C r it W.S . E .G . E le v E .G . S lop e V el C h n l F low A re a T o p W idth F ro u de # C h l
( m 3 /s) ( m ) ( m ) ( m ) ( m ) ( m /m ) ( m /s ) ( m 2 ) ( m ) F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 51 .5 P F 1 28 .3 11 1.0 1 11 2.4 5 11 2 .4 5 1 12 .9 2 0 .0 09 68 8 3 .0 2 9 .36 10 .02 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 51 .1 P F 1 28 .3 11 1.0 1 11 2.2 1 11 2 .2 8 1 12 .7 4 0 .0 12 66 4 3 .2 2 8.8 10 .44 1 .12 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 50 P F 1 28 .3 10 9.1 2 11 0.6 2 11 0 .4 7 1 10 .9 3 0 .0 06 20 5 2 .4 7 11 .48 11 .55 0 .79 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 49 P F 1 28 .3 10 8.4 4 10 9.2 9 10 9 .2 9 1 09 .6 2 0 .0 10 49 4 2 .5 4 11 .15 16 .98 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 48 P F 1 28 .3 10 5.3 1 10 7.4 2 10 6 .6 5 10 7.5 0 .0 00 98 5 1 .2 1 23 .43 16 .96 0 .33 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 47 P F 1 28 .3 10 3.8 7 10 7.4 5 10 5 .2 1 1 07 .4 6 0 .0 00 07 2 0 .4 9 79 .64 76 .13 0.1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 46 .5 P F 1 28 .3 10 3.0 5 10 7.4 2 10 4 .4 7 1 07 .4 5 0 .0 00 19 6 0 .7 8 36 .31 9 .59 0 .13 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 46 .4 P F 1 28 .3 10 3 10 7.4 2 10 4 .4 3 1 07 .4 5 0.00 01 9 0 .7 7 36 .73 9 .67 0 .13
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 46 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 46 .2 P F 1 28 .3 10 3 10 7.4 1 10 4 .4 3 1 07 .4 4 0.00 01 9 0 .7 7 36 .72 9 .66 0 .13 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 46 .1 P F 1 28 .3 10 2.8 9 10 7.4 1 10 4 .3 2 1 07 .4 4 0 .0 00 17 7 0 .7 5 37 .76 9 .85 0 .12 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 45 P F 1 28 .3 10 1.9 7 10 7.4 3 10 3 .4 3 1 07 .4 3 0 .0 00 00 6 0.2 1 59 .51 2 15 .82 0 .03 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 44 P F 1 28 .3 10 1.4 9 10 7.4 3 10 2 .5 8 1 07 .4 3 0 .0 00 00 8 0 .2 7 1 14 .37 1 90 .14 0 .04 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 43 .4 P F 1 28 .3 10 0.7 8 10 7.4 3 1 0 1.8 1 07 .4 3 0 0 .0 5 7 17 .34 1 68 .47 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 43 .3 I nl S tr uc t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 43 .2 P F 1 28 .3 10 0.6 3 10 6.0 8 10 1 .6 4 1 06 .0 8 0 .0 00 00 1 0 .0 8 5 02 .11 16 3.4 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 43 P F 1 28 .3 10 0.3 1 10 6.0 8 10 1 .2 9 1 06 .0 8 0 .0 00 00 1 0 .0 7 5 45 .05 1 61 .97 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 2.6 66 * P F 1 28 .3 10 0.1 1 10 6.0 8 10 1 .3 6 1 06 .0 8 0 0 .0 6 5 85 .78 1 60 .46 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 2.3 33 * P F 1 28 .3 9 9.9 2 10 6.0 8 10 1 .3 4 1 06 .0 8 0 0 .0 6 6 25 .89 1 58 .95 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 42 P F 1 28 .3 9 9.7 2 10 6.0 8 10 1 .1 9 1 06 .0 8 0 0 .0 5 6 65 .48 1 56 .27 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 1.7 5* P F 1 28 .3 9 9.6 3 10 6.0 8 10 1 .0 4 1 06 .0 8 0 0 .0 5 6 99 .32 1 55 .33 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 1.5 * P F 1 28 .3 9 9.5 3 10 6.0 8 10 0 .8 8 1 06 .0 8 0 0 .0 5 7 32 .03 1 53 .37 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 1.2 5* P F 1 28 .3 9 9.4 4 10 6.0 8 10 0 .7 2 1 06 .0 8 0 0 .0 4 7 63 .53 1 51 .33 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 41 P F 1 4 9.6 5 9 9.3 4 10 6.0 8 10 1 1 06 .0 8 0 .0 00 00 1 0 .0 7 7 93 .81 14 9.3 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 40 P F 1 4 9.6 5 9 8.8 8 10 6.0 8 10 0 .5 7 1 06 .0 8 0 0 .0 6 10 74 .17 2 06 .92 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 39 .3 P F 1 4 9.6 5 9 7.7 2 10 6.0 8 9 9 .3 3 1 06 .0 8 0 0 .0 6 10 62 .83 19 0.6 0 .01 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 39 .2 I nl S tr uc t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 39 .1 P F 1 4 9.6 5 9 7.2 5 9 9.1 3 9 9 .1 3 99 .9 2 0 .0 07 73 4 3 .9 2 12 .65 20 .09 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 39 P F 1 4 9.6 5 9 6.2 9 9 8.7 8 9 7 .6 1 98 .8 4 0 .0 00 50 6 1 .0 7 46 .59 25 .41 0 .25 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 38 P F 1 4 9.6 5 9 5.9 5 9 8.1 9 9 7 .9 5 9 8.7 0 .0 05 93 7 3 .1 7 15 .65 9 .96 0 .81 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 37 P F 1 4 9.6 5 9 5.0 8 9 7.3 2 9 7 .3 2 98 .0 3 0 .0 09 49 7 3 .7 2 13 .35 9 .51 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 36 P F 1 4 9.6 5 9 4.4 4 9 6.4 4 9 6 .5 3 96 .9 7 0 .0 13 41 5 3 .2 5 15 .28 1 8.7 1 .15 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 35 P F 1 4 9.6 5 9 3.1 7 9 5.3 6 9 5 .3 4 95 .8 7 0 .0 09 69 5 3 .1 6 15 .74 1 4.9 0 .98 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 4.7 5* P F 1 4 9.6 5 9 3.1 7 9 5.1 5 9 5 .1 4 95 .6 1 0 .0 09 81 8 2 .9 9 1 6.6 17 .96 0 .99 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 4.5 * P F 1 4 9.6 5 9 3.1 7 9 4.9 9 9 4 .8 7 95 .3 7 0 .0 06 86 2 2 .7 2 18 .23 1 7.7 0 .86 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 4.25 P F 1 4 9.6 5 9 3.1 7 9 4.9 1 9 4 .6 6 95 .1 9 0 .0 05 05 1 2 .3 6 21 .06 2 0.6 0 .74 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 34 .2 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 34 P F 1 4 9.6 5 9 3.1 7 9 4.9 1 9 4 .4 1 95 .0 7 0 .0 02 21 7 1 .7 9 27 .72 21 .84 0 .51 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 3.8 33 * P F 1 4 9.6 5 9 2.7 9 9 4.8 6 9 4 .1 9 95 .0 3 0 .0 01 90 2 1 .8 5 26 .86 17 .61 0 .48 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 3.6 66 * P F 1 4 9.6 5 9 2.4 2 9 4.7 4 9 4 .0 4 94 .9 8 0 .0 02 27 7 2 .1 5 23 .06 12 .99 0 .52 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 33 .5 P F 1 4 9.6 5 9 2.0 4 94 .2 9 4 .0 5 94 .8 6 0 .0 07 80 3 3.6 13 .81 8 .24 0 .89 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 33 .4 P F 1 4 9.6 5 9 1.9 8 9 4.2 4 9 3 .8 9 94 .7 8 0 .0 04 23 4 3 .2 7 15 .17 8 .84 0 .75
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 33 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 33 .2 P F 1 4 9.6 5 9 1.9 8 9 3.9 2 9 3 .8 9 9 4.7 0.00 76 9 3 .9 1 12 .68 8 .57 0 .98
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 33 .1 P F 1 4 9.6 5 9 1.8 3 9 4.1 3 9 3.7 94 .5 5 0 .0 04 60 6 2 .8 8 17 .26 9 .98 0.7
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 32 P F 1 4 9.6 5 9 1.3 5 9 4.2 5 9 3 .4 1 94 .4 4 0.00 22 3 2 .0 6 26 .34 15 .53 0 .49
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 31 .5 P F 1 4 9.6 5 9 1.4 1 9 3.9 8 9 3 .2 8 94 .3 9 0 .0 04 20 2 2 .8 4 17 .47 7 .62 0.6
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 31 .4 P F 1 4 9.6 5 9 1.4 3 9 3.8 6 9 3 .2 5 94 .3 4 0 .0 02 73 6 3 .0 7 16 .18 12 .35 0 .64
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 31 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 31 .2 P F 1 4 9.6 5 9 1.4 3 9 3.6 9 9 3 .2 5 94 .2 5 0 .0 03 48 4 3.3 15 .05 11 .93 0 .71 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 31 .1 P F 1 4 9.6 5 91 .4 9 3.3 4 9 3 .2 9 94 .1 4 0 .0 10 45 1 3 .9 5 12 .56 7 .24 0 .96 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 30 P F 1 5 7.4 9 9 0.5 9 9 3.1 8 9 2 .7 2 93 .6 4 0 .0 04 44 3 3 19 .17 10 .37 0.7 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 9.6 66 * P F 1 5 7.4 9 9 0.4 9 93 .2 9 2 .5 9 93 .4 6 0 .0 02 81 3 2 .2 4 25 .66 16 .69 0 .58 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 9.3 33 * P F 1 5 7.4 9 9 0.3 9 93 .1 9 2 .6 2 93 .3 5 0 .0 03 50 3 2 .2 4 2 5.7 20 .14 0 .63 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 29 P F 1 5 7.4 9 9 0.2 9 9 2.8 7 9 2 .3 9 93 .2 2 0 .0 03 70 4 2 .6 1 21 .99 13 .49 0 .65 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 28 P F 1 5 7.4 9 8 9.7 2 9 1.9 4 9 1 .9 4 92 .6 4 0.01 02 5 3 .7 1 15 .48 11 .05 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 27 P F 1 5 7.4 9 88 .8 9 1.4 5 9 0 .5 3 91 .6 8 0 .0 01 91 9 2 .1 2 27 .12 12 .87 0 .47 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 26 P F 1 5 7.4 9 8 8.1 9 9 0.9 8 9 0 .3 2 91 .4 1 0 .0 04 27 4 2 .9 3 19 .65 8 .82 0 .63 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 25 P F 1 5 7.4 9 8 7.6 1 9 0.8 7 8 9 .7 6 91 .0 8 0 .0 01 72 6 2 .0 9 35 .48 8 9.3 0 .44 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 24 P F 1 5 7.4 9 87 .2 8 9.9 5 8 9 .9 5 90 .7 5 0 .0 09 92 9 3 .9 7 14 .48 8 .98 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 23 P F 1 5 7.4 9 8 6.4 7 88 .3 8 8 .6 1 89 .4 5 0 .0 17 59 1 4 .7 7 12 .05 9 .41 1 .34
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
98
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 22 .1 P F 1 5 7.4 9 8 5.5 3 8 7.9 1 8 7.6 88 .4 6 0 .0 05 68 7 3 .2 8 17 .52 9 .63 0 .78
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 22 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 21 .9 P F 1 5 7.4 9 8 5.5 3 87 .6 8 7.6 88 .3 9 0 .0 09 54 6 3 .9 4 1 4.6 9 .22 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 21 P F 1 5 7.4 9 8 4.5 6 8 7.2 3 8 6 .8 2 87 .7 5 0.00 50 7 3 .1 8 18 .06 9 .45 0 .73 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 20 P F 1 5 7.4 9 8 4.1 2 8 7.0 9 8 6 .3 7 87 .4 2 0 .0 02 91 4 2 .5 3 22 .71 11 .74 0 .58 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 19 P F 1 5 7.4 9 8 3.9 2 8 6.9 3 8 6 .2 2 87 .2 5 0 .0 02 92 7 2.5 23 .03 12 .34 0 .58 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 18 P F 1 5 7.4 9 8 3.7 5 8 6.3 8 8 5 .9 2 86 .9 4 0 .0 05 50 6 3 .3 1 17 .39 8 .13 0 .72 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 17 P F 1 5 7.4 9 8 3.1 6 8 5.4 5 8 5 .4 5 86 .3 4 0 .0 10 74 1 4 .1 7 13 .78 7.8 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 16 P F 1 5 7.4 9 8 3.1 9 8 5 8 5 .1 4 85 .5 5 0 .0 08 15 1 3 .4 6 20 .63 32 .62 0 .93 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 15 P F 1 5 7.4 9 82 .7 8 4.3 8 8 4 .6 2 85 .0 3 0 .0 09 73 3 3 .6 5 17 .95 38 .26 1 .04 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 14 P F 1 5 7.4 9 8 2.6 2 8 4.2 5 8 4 .3 2 84 .5 6 0 .0 05 66 4 2 .6 6 30 .65 78 .07 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 13 P F 1 5 7.4 9 8 1.9 5 8 3.7 1 8 3 .8 4 84 .0 9 0 .0 11 17 6 2 .8 6 2 4.9 75 .85 1 .05 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 12 P F 1 5 7.4 9 8 1.0 6 8 3.2 7 8 3 .2 7 83 .5 8 0 .0 04 99 3 2 .6 1 29 .47 58 .62 0 .75 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 11 .5 P F 1 5 7.4 9 8 0.3 7 8 2.5 2 8 2.2 83 .0 3 0 .0 05 48 1 3 .1 4 18 .32 1 0.2 0 .75 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 11 .4 P F 1 5 7.4 9 8 0.2 2 8 2.5 2 8 2 .0 6 82 .9 5 0 .0 04 34 2 2.9 19 .83 10 .23 0 .66
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 11 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 11 .2 P F 1 5 7.4 9 8 0.2 2 8 2.4 4 8 2 .0 6 82 .9 1 0 .0 04 90 7 3 .0 2 19 .02 10 .22 0 .71 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 11 .1 P F 1 5 7.4 9 8 0.0 4 8 2.4 3 8 1 .8 7 82 .8 2 0 .0 03 83 7 2 .7 8 20 .68 10 .25 0 .62 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 10 P F 1 5 7.4 9 7 9.6 4 8 1.7 6 8 1 .7 6 82 .5 3 0 .0 09 40 7 3 .8 9 14 .77 9 .63 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 09 P F 1 5 7.4 9 7 9.7 7 8 2 8 1 .0 6 82 .0 2 0 .0 00 27 9 0 .6 6 87 .35 66 .64 0 .18 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 08 P F 1 5 7.4 9 7 8.9 5 8 1.3 8 8 1 .0 7 81 .9 2 0 .0 05 55 8 3 .2 6 17 .64 9 .92 0 .78 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 07 P F 1 5 7.4 9 7 8.2 8 8 0.9 8 8 0 .6 9 81 .5 3 0 .0 05 82 6 3 .2 8 17 .51 10 .15 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 06 P F 1 5 7.4 9 7 7.9 4 80 .9 8 0 .3 3 81 .2 6 0 .0 03 83 6 2 .6 5 21 .81 19 .13 0 .65 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 05 P F 1 5 7.4 9 7 7.9 7 8 0.3 4 8 0 .1 2 80 .9 9 0 .0 06 89 2 3 .5 6 16 .17 8 .88 0 .84 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 04 P F 1 5 7.4 9 7 7.6 7 7 9.5 6 7 9 .5 2 8 0.3 0 .0 09 03 1 3 .8 1 15 .08 9 .41 0 .96 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 03 P F 1 5 7.4 9 7 6.7 9 7 9.5 3 7 8 .8 6 79 .9 1 0 .0 03 36 4 2 .7 2 21 .13 10 .37 0 .61 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 02 P F 1 5 7.4 9 7 6.5 5 7 9.2 5 7 8 .6 6 79 .6 4 0 .0 04 02 4 2 .7 6 20 .84 12 .01 0 .67 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 01 .5 P F 1 5 7.4 9 7 5.7 5 7 8.6 7 7 8 .0 2 79 .2 3 0 .0 05 65 7 3 .3 3 17 .26 6 .67 0 .66
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 01 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 01 .1 P F 1 5 7.4 9 7 5.7 5 7 8.0 2 7 8 .0 2 79 .0 1 0 .0 12 35 4 4 .4 2 12 .99 6 .48 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 1 00 P F 1 5 7.4 9 75 .5 7 7.7 6 7 7 .1 9 77 .9 9 0 .0 03 37 3 2 .1 4 26 .92 21 .95 0 .62 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 99 P F 1 5 7.4 9 7 5.0 3 7 7.4 2 7 6 .8 2 77 .7 3 0 .0 03 23 9 2 .4 6 23 .35 14 .29 0 .61 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 98 P F 1 5 7.4 9 7 4.6 2 7 6.3 4 7 6 .3 3 77 .0 3 0 .0 09 27 6 3 .6 6 15 .71 11 .09 0 .98 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 97 P F 1 5 7.4 9 7 3.7 4 7 5.8 7 7 5 .7 4 76 .1 9 0 .0 07 04 7 2 .4 9 23 .06 26 .06 0 .85 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 96 P F 1 5 7.4 9 73 .4 75 .2 7 5.2 75 .7 1 0 .0 09 13 4 3 .1 5 18 .24 17 .93 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 95 P F 1 5 7.4 9 7 3.1 6 7 4.7 6 7 4 .6 8 75 .2 4 0 .0 07 18 2 3 .0 7 18 .71 15 .68 0.9 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 94 P F 1 5 7.4 9 7 2.6 6 7 4.1 8 7 4 .1 8 74 .7 9 0 .0 09 17 1 3 .4 7 16 .57 13 .61 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 93 P F 1 5 7.4 9 7 1.4 6 7 3.9 7 7 3 .2 3 74 .2 8 0 .0 02 72 8 2 .4 6 2 3.4 11 .46 0 .55 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 92 P F 1 94 .5 7 0.7 2 7 2.9 1 7 2 .9 1 73 .7 6 0 .0 08 48 8 4 .0 8 23 .16 1 3.7 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 91 P F 1 94 .5 6 9.7 7 7 2.7 1 7 2 .2 9 73 .2 9 0 .0 04 71 1 3 .3 8 27 .99 13 .58 0 .75 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 90 .5 P F 1 94 .5 6 9.3 1 7 2.7 1 7 1 .6 5 73 .0 7 0 .0 02 26 3 2 .6 3 35 .93 13 .84 0 .52 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 90 .4 P F 1 94 .5 69 .2 7 2.4 5 7 1 .7 3 73 .0 3 0 .0 04 15 1 3 .3 8 27 .92 1 0.4 0 .66
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 90 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 90 .2 P F 1 94 .5 69 .2 72 .1 7 1 .7 3 72 .8 7 0.00 60 9 3 .8 8 24 .33 10 .07 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 90 .1 P F 1 94 .5 6 9.1 5 71 .9 7 1 .7 4 72 .8 1 0.00 79 7 4 .2 2 22 .39 9 .91 0.9 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 89 P F 1 94 .5 6 8.8 4 7 1.6 2 7 1 .2 9 72 .2 6 0 .0 05 36 5 3 .5 5 2 6.6 13 .05 0 .79 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 88 P F 1 94 .5 68 .7 7 0.8 8 7 0 .8 8 71 .7 5 0 .0 08 51 5 4 .1 3 22 .88 13 .18 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 87 P F 1 94 .5 6 8.1 2 7 0.5 5 7 0 .3 5 71 .0 9 0 .0 05 70 1 3 .2 6 29 .02 18 .27 0 .82 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 86 P F 1 94 .5 6 7.7 2 7 0.1 6 7 0 .1 6 70 .8 5 0 .0 08 63 3 3 .6 9 25 .61 18 .61 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 85 P F 1 94 .5 6 6.7 6 6 8.7 2 6 9 .0 8 69 .9 7 0 .0 23 20 8 4 .9 6 19 .06 18 .44 1 .56 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 84 P F 1 94 .5 6 6.8 1 6 9.2 7 6 8 .8 8 69 .6 7 0 .0 03 93 3 2.8 33 .74 20 .78 0.7 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 83 P F 1 94 .5 6 6.4 6 6 8.6 6 6 8 .6 6 69 .4 2 0 .0 08 45 1 3 .8 5 24 .54 1 6.3 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 82 P F 1 94 .5 6 6.0 9 6 7.5 4 6 7 .9 4 68 .7 9 0 .0 25 00 2 4 .9 4 19 .11 20 .14 1 .62 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 81 P F 1 94 .5 6 4.7 2 6 6.8 1 6 6 .8 1 67 .5 8 0 .0 08 32 8 3 .8 8 24 .32 15 .76 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 80 P F 1 94 .5 6 3.0 5 6 5.2 9 6 5.5 66 .4 6 0 .0 12 10 9 4.8 19 .71 11 .65 1 .18 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 79 P F 1 94 .5 6 2.3 2 6 4.6 4 6 4 .6 4 65 .5 8 0 .0 08 81 1 4 .3 1 21 .91 11 .48 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 78 P F 1 94 .5 6 1.3 9 6 4.1 6 6 3.6 64 .6 1 0 .0 03 53 9 3 31 .47 14 .93 0 .66 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 77 .5 P F 1 94 .5 6 0.9 6 6 4.0 1 6 2.9 64 .3 7 0 .0 02 56 5 2 .6 8 35 .24 11 .91 0.5 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 77 .4 P F 1 94 .5 6 0.8 8 6 4.0 1 6 2 .9 1 64 .3 3 0 .0 02 21 2 2 .5 2 37 .45 13 .54 0 .48
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 77 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 77 .2 P F 1 94 .5 6 0.8 8 6 3.9 6 6 2.9 6 4.3 0 .0 02 32 7 2 .5 7 3 6.8 13 .52 0.5
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 77 .1 P F 1 94 .5 6 1.1 4 63 .3 6 3 .2 7 6 4.2 0 .0 09 53 1 4.2 22 .51 12 .06 0 .98
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 76 P F 1 94 .5 5 9.6 1 6 2.0 7 6 2 .0 7 62 .8 2 0.00 86 3 3 .8 3 24 .64 16 .13 0 .99
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
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F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 74 P F 1 94 .5 5 8.0 1 6 0.0 5 6 0 .0 5 60 .9 4 0 .0 09 27 7 4 .1 9 22 .55 1 2.7 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 73 P F 1 94 .5 5 6.7 4 5 8.5 4 5 8 .7 3 5 9.3 0 .0 15 28 5 3 .8 7 2 4.5 27 .38 1 .28 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 72 P F 1 94 .5 5 5.5 1 5 7.5 1 5 7 .5 1 58 .2 9 0 .0 08 55 2 3 .9 3 24 .05 15 .22 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 71 P F 1 94 .5 54 .9 5 6.6 2 5 6 .4 3 56 .9 5 0 .0 05 3 2 .5 2 37 .45 34 .85 0 .78 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 70 P F 1 94 .5 5 4.4 4 5 6.2 6 5 6 .0 8 5 6.5 0 .0 04 98 5 2 .1 8 43 .26 47 .36 0 .73 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 69 P F 1 94 .5 5 3.7 7 5 6.0 8 5 5 .7 3 56 .2 5 0 .0 02 57 6 1 .9 9 63 .28 96 .91 0 .55 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 68 P F 1 10 9.2 5 5 3.3 9 5 5.3 8 5 5 .2 4 55 .9 3 0 .0 06 01 1 3.3 33 .52 24 .44 0 .86 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 67 .6 P F 1 10 9.2 5 5 2.8 5 55 .4 5 4 .7 7 55 .6 7 0 .0 02 18 7 2 .2 8 48 .77 29 .86 0 .54 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 67 .5 I nl S tr uc t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 67 .4 P F 1 10 9.2 5 5 2.7 4 5 4.6 8 5 4 .6 8 55 .2 9 0 .0 08 44 7 3 .4 5 31 .63 25 .84 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 67 P F 1 10 9.2 5 5 2.0 8 5 3.8 9 5 4 .0 7 54 .6 9 0 .0 15 22 4 3 .9 7 27 .52 27 .97 1 .28 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 66 P F 1 10 9.2 5 5 1.3 2 5 3.5 4 5 3 .3 9 53 .9 6 0 .0 06 03 5 2 .8 6 38 .14 31 .56 0 .83 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 65 P F 1 10 9.2 5 5 0.3 1 5 2.9 4 5 2 .8 6 53 .5 4 0 .0 07 39 6 3 .4 3 31 .81 22 .64 0 .92 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 64 P F 1 10 9.2 5 4 9.9 1 5 2.5 6 5 2 .1 4 53 .0 6 0 .0 04 07 1 3 .1 4 35 .83 28 .85 0 .71 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 63 P F 1 10 9.2 5 4 9.4 1 5 1.7 7 5 1 .7 4 5 2.6 0 .0 07 40 4 4 .0 4 27 .34 17 .04 0 .96 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 62 P F 1 10 9.2 5 4 8.3 4 5 1.0 3 5 1 .0 3 51 .9 5 0 .0 08 72 1 4 .2 6 25 .65 14 .24 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 61 P F 1 10 9.2 5 4 7.6 2 49 .8 4 9 .6 9 50 .5 5 0 .0 06 94 1 3 .8 4 28 .48 16 .06 0 .92 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 60 P F 1 10 9.2 5 4 6.6 6 4 8.9 4 4 8 .9 2 49 .6 3 0 .0 08 07 1 3 .6 7 29 .76 21 .01 0 .98 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 59 .5 P F 1 10 9.2 5 4 5 4 8.4 6 4 7 .6 2 48 .8 7 0 .0 02 75 2 2 .8 2 3 8.8 15 .59 0 .57 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 59 .4 P F 1 10 9.2 5 4 4.9 6 4 8.2 2 4 7 .4 5 48 .8 2 0 .0 02 65 1 3 .4 3 31 .87 1 3.2 0 .64F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 59 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 59 .2 P F 1 10 9.2 5 4 4.9 6 4 8.1 5 4 7 .4 5 48 .7 8 0 .0 02 86 8 3 .5 1 31 .13 13 .12 0 .66 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 59 .1 P F 1 10 9.2 5 4 5.2 6 4 8.1 6 4 7 .6 5 48 .7 2 0 .0 04 13 2 3 .3 3 32 .82 14 .99 0 .72 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 58 P F 1 10 9.2 5 4 4.0 9 4 8.1 1 4 6 .7 6 4 8.3 0 .0 01 32 5 2 .1 7 72 .15 74 .81 0.4 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 57 P F 1 16 1.9 5 4 3.9 1 4 8.0 5 4 7 .4 1 48 .1 6 0 .0 00 86 4 1.7 1 33 .13 95 .09 0 .34 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 56 .5 P F 1 16 1.9 5 4 3.1 1 4 7.9 4 4 6 .1 3 48 .1 2 0 .0 00 83 6 2 .0 3 96 .91 5 4.8 0 .34 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 56 .4 P F 1 16 1.9 5 4 2.5 7 4 7.3 2 4 6.3 48 .0 6 0 .0 02 34 4 3.8 42 .56 30 .21 0 .62
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 56 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 56 .2 P F 1 16 1.9 5 4 2.5 7 47 .1 4 6.3 47 .9 3 0 .0 02 87 1 4 .0 4 40 .05 17 .14 0 .68 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 56 .1 P F 1 16 1.9 5 4 3.0 7 4 6.5 3 4 6 .5 3 47 .8 3 0 .0 09 53 3 5 .0 7 31 .97 12 .28 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 55 P F 1 16 1.9 5 4 3.5 2 4 5.1 1 4 5 .7 7 4 7 0.02 71 8 6.1 26 .53 21 .93 1 .77 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 54 .5 P F 1 16 1.9 5 4 3.1 5 4 5.9 7 4 5 .4 2 4 6.3 0 .0 02 39 8 2 .6 6 70 .15 50 .05 0 .58 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 54 .4 I nl S tr uc t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 54 .3 P F 1 16 1.9 5 4 3.1 4 4 5.3 9 4 5 .3 9 46 .1 6 0 .0 07 22 2 3.9 42 .66 35 .12 0 .96 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 54 P F 1 16 1.9 5 4 2.9 3 4 4.8 2 4 5 .0 1 45 .8 9 0 .0 11 64 9 4 .5 9 35 .26 22 .99 1 .18 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 53 P F 1 16 1.9 5 4 1.4 9 4 4.6 3 4 4 .2 2 45 .2 1 0 .0 04 31 8 3 .3 8 47 .88 23 .36 0 .75 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 52 P F 1 16 1.9 5 4 0.7 9 4 3.6 4 4 3 .6 4 4 4.6 0 .0 07 85 1 4 .3 4 37 .29 19 .36 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 51 P F 1 16 1.9 5 40 .4 4 2.5 7 4 2 .6 5 43 .5 7 0 .0 09 08 3 4 .4 5 36 .41 20 .36 1 .06 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 50 P F 1 16 1.9 5 3 9.6 4 4 2.1 1 4 1 .9 1 42 .8 7 0 .0 05 95 7 3 .8 7 41 .81 20 .81 0 .87 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 49 P F 1 16 1.9 5 3 9.1 3 4 1.7 7 4 1 .3 8 4 2.4 0 .0 04 51 4 3 .5 1 46 .07 21 .57 0 .77 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 48 P F 1 16 1.9 5 3 8.3 5 4 0.7 5 4 0 .7 5 41 .7 3 0 .0 08 09 7 4 .3 9 36 .91 18 .85 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 47 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 47 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 47 P F 1 16 1.9 5 3 7.4 7 4 0.1 8 3 9 .8 6 40 .8 6 0 .0 04 92 4 3 .6 5 44 .38 20 .85 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 46 P F 1 16 1.9 5 3 6.8 9 3 9.8 1 3 9 .0 9 40 .3 6 0 .0 03 42 2 3 .2 8 49 .36 18 .27 0 .64 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 45 P F 1 16 1.9 5 3 6.4 5 3 9.3 5 3 8 .7 5 39 .9 2 0 .0 03 54 4 3 .3 3 48 .64 20 .01 0 .68 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 44 .5 P F 1 16 1.9 5 36 .1 3 8.9 2 3 8 .4 3 39 .5 8 0 .0 04 23 5 3 .5 9 45 .08 18 .49 0 .73 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 44 .4 P F 1 16 1.9 5 35 .8 3 9.0 2 3 8 .0 9 39 .4 9 0 .0 02 67 7 3 .0 2 53 .67 19 .31 0 .58
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 44 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 44 .2 P F 1 16 1.9 5 35 .8 3 8.9 8 3 8 .0 9 39 .4 6 0 .0 02 82 4 3 .0 7 52 .73 19 .31 0 .59 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 44 .1 P F 1 16 1.9 5 3 5.8 9 3 8.7 1 3 8 .2 7 3 9.4 0 .0 04 57 1 3 .6 8 43 .95 18 .46 0 .76 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 43 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 43 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 43 P F 1 16 1.9 5 35 .6 3 8.4 1 3 8 .0 6 3 9.2 0.00 53 7 3 .9 4 41 .12 16 .81 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 42 P F 1 16 1.9 5 3 5.4 1 3 8.6 5 3 7 .7 7 38 .8 3 0 .0 01 32 7 2.1 1 01 .09 64 .06 0 .41 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 41 P F 1 16 1.9 5 3 4.6 1 3 7.6 8 3 7 .4 6 38 .5 4 0 .0 05 97 7 4 .1 2 3 9.3 17 .16 0 .87 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 40 P F 1 16 1.9 5 34 .3 3 7.4 5 3 6 .8 7 38 .0 4 0 .0 03 62 5 3 .3 8 47 .87 19 .54 0 .69 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 39 P F 1 16 1.9 5 3 3.8 3 3 7.0 7 3 6.6 37 .7 1 0 .0 04 29 5 3 .5 7 45 .41 19 .18 0 .74 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 38 .5 P F 1 16 1.9 5 3 3.5 8 3 7.0 2 3 6.2 37 .5 2 0 .0 02 91 5 3 .1 2 51 .91 19 .54 0 .61 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 38 .4 P F 1 16 1.9 5 3 3.6 9 3 6.9 8 3 6 .0 7 37 .4 9 0 .0 02 87 2 3 .1 7 51 .02 16 .96 0 .58
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 38 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 38 .2 P F 1 16 1.9 5 3 3.6 9 3 6.8 4 3 6 .0 7 37 .4 1 0 .0 03 28 1 3 .3 2 48 .77 16 .96 0 .63
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 38 .1 P F 1 16 1.9 5 3 3.6 2 3 6.6 6 3 6 .1 9 37 .3 5 0 .0 04 62 1 3 .6 8 44 .01 17 .96 0 .75
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
100
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 36 P F 1 14 0 3 3.0 1 35 .8 3 5 .4 4 36 .4 1 0.00 46 5 3 .4 6 40 .48 19 .86 0 .77 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 35 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 35 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 35 P F 1 14 0 3 2.3 3 3 5.4 4 3 4 .9 2 3 6 0 .0 03 88 5 3 .3 2 42 .21 18 .78 0 .71 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 34 P F 1 14 0 3 1.5 5 3 5.0 9 3 4 .2 9 35 .5 2 0 .0 02 82 9 2 .9 3 47 .82 19 .54 0.6 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 33 P F 1 14 0 3 0.7 2 3 4.0 3 3 4 .0 3 35 .0 5 0 .0 08 39 2 4 .4 7 31 .32 15 .32 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 32 P F 1 14 0 3 0.8 4 3 4 3 3 .0 4 34 .2 7 0 .0 01 70 4 2.3 61 26 .42 0 .48 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 31 P F 1 14 0 3 0.4 2 3 3.6 2 3 2 .7 9 34 .0 6 0 .0 02 73 1 2 .9 4 47 .61 19 .14 0.6 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 30 P F 1 14 0 2 9.3 9 3 3.4 5 3 2 .3 6 33 .7 9 0 .0 02 01 2 2 .6 1 5 3.7 20 .08 0 .51 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 29 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 2 9.66 P F 1 14 0 2 9.3 8 3 3.2 9 3 2 .5 4 33 .7 3 0 .0 02 81 9 2 .9 2 47 .94 20 .07 0.6 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 2 9.53 P F 1 14 0 2 9.3 8 33 .1 3 2 .6 1 33 .6 4 0 .0 03 90 1 3 .2 5 43 .01 19 .92 0 .71 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 29 .4 P F 1 14 0 2 9.3 7 3 2.8 6 3 2 .5 7 33 .5 2 0 .0 05 29 9 3 .6 1 38 .77 19 .47 0 .82 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 29 .2 6 66 * P F 1 14 0 2 9.3 6 3 2.4 4 3 2 .4 4 33 .3 5 0 .0 08 21 4 4 .2 2 3 3.2 18 .36 1 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 29 .1 3 33 * P F 1 14 0 2 9.3 5 3 2.1 4 3 2 .2 4 33 .1 5 0 .0 08 92 8 4 .4 4 31 .56 1 7.2 1 .05 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 29 P F 1 14 0 2 9.3 5 3 2.1 4 3 1 .8 3 32 .8 6 0 .0 05 34 1 3 .7 8 37 .07 17 .01 0 .82 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 28 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 28 P F 1 14 0 2 9.0 5 3 2.0 8 3 1 .2 8 3 2.5 0 .0 02 62 5 2 .8 7 48 .78 20 .03 0 .59 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 27 P F 1 14 0 2 8.4 3 3 1.7 2 3 1 .0 6 32 .2 1 0 .0 03 22 7 3 .1 1 45 .08 18 .84 0 .64 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 2 6.66 P F 1 14 0 28 .4 3 1.6 5 3 1 .0 1 32 .1 4 0 .0 03 19 4 3.1 45 .18 19 .31 0 .65 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 2 6.33 P F 1 14 0 2 8.3 8 3 1.5 7 3 0 .9 5 32 .0 7 0 .0 03 32 9 3 .1 2 44 .86 19 .78 0 .66 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 26 P F 1 14 0 2 8.3 5 3 1.4 8 3 0 .8 6 31 .9 9 0 .0 03 73 9 3 .1 8 44 .03 20 .57 0 .69 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 25 P F 1 14 0 28 .2 3 1.2 4 3 0 .5 3 31 .6 9 0.00 30 4 2 .9 6 47 .35 20 .52 0 .62 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 24 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 24 .7 5 * P F 1 14 0 2 8 3 1.1 5 3 0 .3 6 31 .5 9 0 .0 02 75 1 2 .9 2 4 7.9 1 9.4 0 .59 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 24 .5 * P F 1 14 0 2 7.8 1 3 1.0 6 3 0 .1 8 31 .4 9 0 .0 02 57 5 2.9 48 .28 18 .52 0 .57 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 24 .2 5 * P F 1 14 0 2 7.6 1 3 0.9 8 3 0 .0 1 3 1.4 0 .0 02 49 4 2.9 48 .24 17 .65 0 .56 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 24 P F 1 14 0 2 7.4 2 3 0.8 8 2 9 .8 5 31 .3 2 0 .0 02 51 9 2 .9 4 47 .68 16 .78 0 .56 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 23 .5 P F 1 14 0 2 7 3 0.5 2 2 9 .4 6 31 .0 6 0 .0 03 30 5 3 .2 7 42 .86 12 .77 0 .57 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 23 .4 P F 1 14 0 2 6.8 9 3 0.5 1 2 9 .3 2 31 .0 2 0 .0 03 01 3 3 .1 5 44 .38 13 .15 0 .55F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 23 .3 B r idg e
F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 23 .2 P F 1 14 0 2 6.8 9 3 0.4 2 2 9 .3 2 30 .9 6 0.00 32 7 3 .2 5 43 .13 13 .15 0 .57 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 23 .1 P F 1 14 0 2 6.9 2 3 0.2 1 2 9 .4 7 3 0.9 0 .0 04 43 6 3 .6 9 37 .91 12 .28 0 .67 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 22 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 22 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 22 P F 1 14 0 2 6.8 6 2 9.6 9 2 9 .2 4 30 .4 4 0 .0 05 32 5 3 .8 3 36 .52 14 .01 0 .76 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 21 P F 1 14 0 2 6.5 4 29 .4 2 8 .7 7 29 .9 4 0 .0 03 54 4 3 .2 4 43 .21 18 .03 0 .67 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 20 P F 1 14 0 2 6.2 5 2 9.0 4 2 8 .4 9 29 .5 6 0 .0 03 63 4 3.2 43 .81 19 .89 0 .69 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 19 P F 1 14 0 2 6.0 4 2 8.9 2 2 8 .1 1 29 .3 1 0 .0 02 50 7 2 .7 7 50 .56 2 1.7 0 .58 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 18 P F 1 14 0 2 5.7 2 28 .7 2 7 .9 4 29 .1 1 0 .0 02 73 6 2 .8 4 49 .21 21 .81 0.6 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 17 P F 1 14 0 2 5.2 9 2 8.3 8 2 7 .7 1 28 .8 7 0 .0 03 20 9 3 .0 9 45 .36 19 .75 0 .65 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 16 P F 1 14 0 2 4.9 6 2 8.2 2 2 7 .4 7 28 .6 5 0 .0 02 89 2 2 .9 3 47 .83 20 .64 0 .61 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 15 .9 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 15 .8 L at S tr u c t F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 15 P F 1 14 0 2 4.8 6 2 8.0 8 2 7 .3 4 28 .4 8 0.00 26 7 2.8 50 .06 21 .83 0 .59 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 14 P F 1 14 0 2 4.8 6 2 7.6 3 2 7 .1 9 28 .1 7 0 .0 04 60 9 3 .2 6 43 22 .36 0 .75 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 .8 3 33 * P F 1 14 0 2 4.8 1 2 7.5 8 2 7 .2 4 28 .1 2 0 .0 04 65 7 3 .2 5 4 3.1 23 .29 0 .76 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 .6 6 66 * P F 1 14 0 2 4.7 6 2 7.5 4 2 7 .2 4 28 .0 8 0 .0 04 73 4 3 .2 4 4 3.2 24 .19 0 .77 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 .5 * P F 1 14 0 2 4.7 1 27 .5 2 7 .2 3 28 .0 3 0 .0 04 81 8 3 .2 3 43 .37 25 .06 0 .78 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 .3 3 33 * P F 1 14 0 2 4.6 6 2 7.4 6 2 7 .1 9 27 .9 8 0 .0 04 90 5 3 .2 1 43 .58 25 .87 0 .79 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 .1 6 66 * P F 1 14 0 2 4.6 1 2 7.4 3 2 7 .0 7 27 .9 4 0.00 45 7 3 .1 6 44 .27 25 .34 0 .76 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 13 P F 1 14 0 2 4.5 6 2 7.4 3 2 6 .9 6 27 .8 8 0 .0 03 65 6 2 .9 9 46 .89 24 .42 0 .69 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .8 5 71 * P F 1 14 0 2 4.4 5 2 7.3 6 2 6 .9 5 27 .8 4 0 .0 04 08 8 3 .0 9 45 .35 24 .61 0 .73 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .7 1 42 * P F 1 14 0 2 4.3 4 2 7.2 9 2 6 .9 4 2 7.8 0 .0 04 47 2 3 .1 7 44 .22 2 4.9 0 .76 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .5 7 14 * P F 1 14 0 2 4.2 4 2 7.2 2 2 6 .9 1 27 .7 5 0 .0 04 71 5 3 .2 3 4 3.4 24 .83 0 .78 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .4 2 85 * P F 1 14 0 2 4.1 3 2 7.1 3 2 6 .8 7 27 .6 9 0 .0 05 04 4 3 .3 1 42 .27 24 .48 0.8 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .2 8 57 * P F 1 14 0 2 4.0 3 2 7.0 4 2 6 .8 1 27 .6 3 0.00 53 8 3.4 41 .16 24 .01 0 .83 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 .1 4 28 * P F 1 14 0 2 3.9 2 2 6.9 4 2 6 .7 6 27 .5 7 0 .0 05 77 6 3.5 39 .99 23 .44 0 .86 F r e d da na Mo nte P ra ta lin o 12 P F 1 14 0 2 3.8 1 2 6.6 3 2 6 .6 3 27 .4 8 0 .0 08 02 6 4 .0 9 34 .25 20 .15 1 F r e d da na C on f l ue n za 11 P F 1 14 0 2 3.6 9 2 6.5 7 2 5 .9 9 26 .9 9 0 .0 03 41 5 2 .8 7 48 .82 25 .53 0 .66 F r e d da na C on f l ue n za 10 P F 1 14 0 2 3.3 1 2 6.0 5 2 5 .6 1 26 .5 9 0 .0 04 62 3 3 .2 7 42 .84 23 .09 0 .77 F r e d da na C on f l ue n za 9 .8 L at S tr u c t F r e d da na C on f l ue n za 9 P F 1 14 0 2 2.7 5 2 5.8 1 2 4 .8 9 26 .1 1 0.00 20 8 2 .4 4 57 .48 26 .36 0 .53 F r e d da na C on f l ue n za 8.8* P F 1 14 0 2 2.6 2 2 5.6 6 2 4 .9 9 26 .0 3 0 .0 02 67 9 2 .6 9 52 .12 25 .13 0.6
| CAPITOLO 4: SITEMAZIONE DEL TORRENTE FREDDANA
101
F r e d da na C on f l ue n za 8.6* P F 1 14 0 2 2.4 8 2 5.4 9 2 4 .9 6 25 .9 3 0 .0 03 35 4 2 .9 3 47 .82 23 .96 0 .66 F r e d da na C on f l ue n za 8.4* P F 1 14 0 2 2.3 4 2 5.3 3 2 4 .8 4 25 .8 1 0 .0 03 79 3 3 .0 7 45 .55 23 .12 0.7 F r e d da na C on f l ue n za 8.2* P F 1 14 0 22 .2 2 5.2 2 2 4 .6 5 25 .6 9 0 .0 03 58 2 3 .0 4 46 .11 22 .49 0 .68 F r e d da na C on f l ue n za 8 P F 1 14 0 2 2.0 7 2 5.1 6 2 4 .3 5 25 .5 7 0 .0 02 79 7 2 .8 3 49 .52 21 .75 0.6 F r e d da na C on f l ue n za 7 P F 1 14 0 2 2.0 3 2 4.8 7 2 4 .0 8 2 5.3 0 .0 02 91 1 2 .8 9 48 .45 20 .98 0 .61 F r e d da na C on f l ue n za 6.98 L at S tr u c t F r e d da na C on f l ue n za 6.97 L at S tr u c t F r e d da na C on f l ue n za 6.90 3 57 * P F 1 14 0 2 2.0 1 2 4.8 4 2 4 .0 9 25 .2 6 0 .0 02 90 8 2 .8 8 48 .62 21 .44 0 .61 F r e d da na C on f l ue n za 6.83 7 14 * P F 1 14 0 2 1.9 9 24 .8 2 4 .1 2 25 .2 2 0 .0 02 86 5 2 .8 6 48 .97 21 .75 0 .61 F r e d da na C on f l ue n za 6.77 0 71 * P F 1 14 0 2 1.9 7 2 4.7 7 2 4 .1 1 25 .1 8 0 .0 02 80 5 2 .8 4 49 .28 21 .72 0.6 F r e d da na C on f l ue n za 6.70 4 28 * P F 1 14 0 2 1.9 4 2 4.7 3 2 4 .0 6 25 .1 4 0.00 27 7 2 .8 3 49 .49 21 .64 0.6 F r e d da na C on f l ue n za 6.63 7 85 * P F 1 14 0 2 1.9 2 24 .7 2 4 .0 2 2 5.1 0 .0 02 76 9 2 .8 2 49 .59 21 .54 0 .59 F r e d da na C on f l ue n za 6 57 .1 42 P F 1 14 0 21 .9 2 4.6 6 2 3 .9 8 25 .0 7 0 .0 02 81 6 2 .8 3 49 .52 21 .42 0 .59 F r e d da na C on f l ue n za 6 .5 P F 1 14 0 2 1.8 7 2 4.6 1 2 3 .9 3 25 .0 3 0 .0 02 93 3 2 .8 6 48 .87 20 .81 0.6 F r e d da na C on f l ue n za 6 .4 P F 1 14 0 2 1.2 4 24 .7 2 3 .3 3 24 .9 7 0.00 14 3 2.3 60 .85 20 .46 0 .43 F r e d da na C on f l ue n za 6 .3 B r idg e F r e d da na C on f l ue n za 6 .2 P F 1 14 0 2 1.2 4 2 4.5 1 2 3 .3 3 24 .8 2 0 .0 01 74 3 2 .4 6 56 .96 20 .29 0 .47 F r e d da na C on f l ue n za 6 .1 P F 1 14 0 2 1.0 3 2 4.5 7 2 3 .0 2 24 .7 7 0 .0 00 99 7 2 70 .01 22 .87 0 .36 F r e d da na C on f l ue n za 5.82 5 * P F 1 14 0 21 .1 2 4.4 8 2 3 .3 8 24 .7 5 0 .0 01 55 3 2 .2 9 61 .17 23 .98 0 .46 F r e d da na C on f l ue n za 5.55 * P F 1 14 0 2 1.1 7 2 4.3 6 2 3 .6 1 24 .7 1 0 .0 02 38 5 2 .6 2 53 .48 24 .15 0 .56 F r e d da na C on f l ue n za 5.27 5 * P F 1 14 0 2 1.2 4 2 4.2 4 2 3 .6 7 24 .6 6 0 .0 03 20 1 2 .8 8 48 .57 23 .85 0 .64 F r e d da na C on f l ue n za 5 P F 1 14 0 2 1.3 1 2 4.1 9 2 3.5 24 .6 1 0 .0 03 08 7 2 .8 7 48 .81 23 .13 0 .63 F r e d da na C on f l ue n za 4 P F 1 14 0 20 .5 2 3.8 6 2 3 .0 4 24 .2 9 0 .0 03 15 1 2 .8 9 48 .41 2 2.4 0 .63 F r e d da na C on f l ue n za 3.91 6 66 * P F 1 14 0 20 .5 2 3.8 6 2 2 .9 9 24 .2 3 0 .0 02 80 1 2 .7 2 51 .54 22 .99 0 .58 F r e d da na C on f l ue n za 3.83 3 33 * P F 1 14 0 20 .5 2 3.8 5 2 2 .9 9 24 .1 8 0 .0 02 48 2 2 .5 4 55 .13 23 .82 0 .53 F r e d da na C on f l ue n za 3.75 * P F 1 14 0 20 .5 2 3.8 5 2 2 .8 5 24 .1 3 0.00 2 2 .3 7 59 .16 24 .01 0 .48 F r e d da na C on f l ue n za 3.66 6 66 * P F 1 14 0 2 0.5 1 2 3.8 5 2 2 .6 9 2 4.1 0 .0 01 73 5 2 .2 1 63 .23 24 .06 0 .44 F r e d da na C on f l ue n za 3.58 3 33 * P F 1 14 0 2 0.5 1 2 3.8 5 2 2 .5 1 24 .0 7 0 .0 01 53 5 2 .0 8 67 .22 23 .97 0.4 F r e d da na C on f l ue n za 3 .5 P F 1 14 0 2 0.5 1 2 3.8 4 2 2 .3 3 24 .0 4 0 .0 01 02 1 1 .9 7 71 .07 23 .78 0 .36 F r e d da na C on f l ue n za 3 .4 P F 1 14 0 2 0.5 6 2 3.8 8 2 2.1 24 .0 2 0 .0 00 53 5 1 .6 4 85 .26 29 .03 0 .29 F r e d da na C on f l ue n za 3 .3 B r idg e F r e d da na C on f l ue n za 3 .2 P F 1 14 0 2 0.5 6 2 3.8 7 2 2.1 2 4 0 .0 00 54 4 1 .6 5 84 .82 29 .02 0.3 F r e d da na C on f l ue n za 3 .1 P F 1 14 0 2 0.2 6 23 .9 2 1 .7 7 23 .9 8 0 .0 00 37 1 1 .2 9 1 08 .59 33 .86 0 .23 F r e d da na C on f l ue n za 2 .2 P F 1 14 0 2 0.8 4 2 3.0 4 2 3 .0 4 23 .8 7 0 .0 07 89 9 4 .0 4 34 .69 2 0.9 1 F r e d da na C on f l ue n za 2 P F 1 14 0 1 9.7 5 2 1.7 6 2 2 .3 4 23 .6 4 0 .0 24 93 7 6 .0 7 23 .05 17 .35 1 .68 F r e d da na C on f l ue n za 1 P F 1 14 0 19 .2 2 0.8 9 2 1 .6 4 23 .3 7 0 .0 37 19 9 6 .9 9 20 .04 1 6.9 2 .05 A r sin a C on f l ue n za 20 P F 1 2 3.2 9 2 7.7 2 2 9.5 7 2 9 .1 5 29 .7 3 0 .0 02 83 4 1 .7 8 13 .06 12 .15 0 .55 A r sin a C on f l ue n za 19 P F 1 2 3.2 9 2 7.4 2 2 9.2 3 2 8 .9 6 29 .4 8 0 .0 04 76 2 2 .2 5 10 .36 9 .79 0.7 A r sin a C on f l ue n za 18 P F 1 2 3.2 9 2 7.0 4 2 8.9 5 2 8 .5 3 29 .1 7 0 .0 03 43 2 2 .0 5 11 .34 9 .42 0.6 A r sin a C on f l ue n za 17 P F 1 2 3.2 9 26 .7 28 .7 2 8 .3 5 28 .9 4 0 .0 04 19 9 2.2 10 .61 9 .25 0 .65 A r sin a C on f l ue n za 16 P F 1 2 3.2 9 2 6.6 3 2 8.4 1 2 8 .1 3 28 .6 8 0 .0 04 77 6 2 .2 9 10 .16 9 .25 0.7 A r sin a C on f l ue n za 15 P F 1 2 3.2 9 2 6.1 3 2 8.3 5 2 7 .7 4 2 8.5 0 .0 02 21 3 1.7 13 .69 1 0.9 0 .48 A r sin a C on f l ue n za 14 P F 1 2 3.2 9 2 6.2 1 2 8.1 6 2 7 .7 4 28 .3 6 0.00 33 4 2 .0 1 11 .56 9 .91 0.6 A r sin a C on f l ue n za 13 P F 1 2 3.2 9 2 6.0 7 2 7.9 9 2 7 .4 9 28 .1 7 0 .0 02 86 3 1 .9 1 12 .23 9 .93 0 .55 A r sin a C on f l ue n za 12 P F 1 2 3.2 9 2 5.5 4 2 7.6 9 2 7.3 27 .9 3 0 .0 03 89 7 2 .1 6 10 .77 9 0 .63 A r sin a C on f l ue n za 11 .9 L at S tr u c t A r sin a C on f l ue n za 11 .8 L at S tr u c t A r sin a C on f l ue n za 11 P F 1 2 3.2 9 2 5.0 7 27 .6 2 6 .7 3 27 .7 3 0 .0 01 54 1 1 .5 5 15 .06 10 .09 0.4 A r sin a C on f l ue n za 10 P F 1 2 3.2 9 2 5.0 8 27 .5 2 6 .7 4 27 .6 3 0 .0 01 69 5 1 .5 9 14 .62 10 .31 0 .43 A r sin a C on f l ue n za 9 .5 P F 1 2 3.2 9 2 5.0 1 2 7.4 5 2 6.5 27 .5 5 0 .0 01 20 8 1 .4 2 16 .44 10 .74 0 .37 A r sin a C on f l ue n za 9 .4 P F 1 2 3.2 9 2 4.8 6 2 7.4 6 2 6 .0 4 27 .5 4 0 .0 00 56 1 1 .2 9 17 .99 11 .49 0 .27 A r sin a C on f l ue n za 9 .3 B r idg e A r sin a C on f l ue n za 9 .2 P F 1 2 3.2 9 2 4.8 6 2 7.4 5 2 6 .0 4 27 .5 3 0 .0 00 56 7 1.3 17 .92 11 .47 0 .27 A r sin a C on f l ue n za 9.16 L at S tr u c t A r sin a C on f l ue n za 9.14 L at S tr u c t A r sin a C on f l ue n za 9 .1 P F 1 2 3.2 9 2 4.8 1 2 7.4 5 2 6 .0 5 27 .5 2 0 .0 00 68 9 1 .1 8 19 .76 8 .86 0 .25 A r sin a C on f l ue n za 8 P F 1 2 3.2 9 2 5.1 5 2 7.3 2 2 6 .4 2 27 .4 7 0 .0 01 88 8 1 .7 3 1 3.5 7 .12 0.4 A r sin a C on f l ue n za 7 P F 1 2 3.2 9 2 4.3 3 2 7.2 4 2 6 .0 2 27 .3 5 0 .0 01 29 3 1 .4 9 15 .61 7.1 0 .32 A r sin a C on f l ue n za 6 P F 1 2 3.2 9 2 4.3 6 2 7.1 8 2 5 .8 8 27 .2 8 0 .0 01 16 1 1 .4 4 16 .13 7 .12 0 .31 A r sin a C on f l ue n za 5 P F 1 2 3.2 9 2 4.4 8 2 7.1 2 2 5 .9 3 27 .2 4 0 .0 01 30 9 1 .5 1 15 .44 7 .13 0 .33 A r sin a C on f l ue n za 4 P F 1 2 3.2 9 2 4.1 7 2 7.0 9 2 5 .7 1 27 .1 9 0 .0 01 11 5 1 .4 2 16 .37 6 .99 0.3 A r sin a C on f l ue n za 3 P F 1 2 3.2 9 2 4.3 2 2 7.0 7 2 5 .6 7 27 .1 5 0 .0 00 87 3 1 .2 9 18 .09 7 .78 0 .27 A r sin a C on f l ue n za 2 P F 1 2 3.2 9 2 3.7 7 2 7.0 5 2 5 .3 2 27 .1 2 0 .0 00 68 5 1 .1 6 20 .11 7 .45 0 .22 A r sin a C on f l ue n za 1 .5 P F 1 2 3.2 9 2 3.4 8 2 7.0 5 2 4 .6 8 2 7.1 0 .0 00 42 5 1 .0 1 23 .06 7 .09 0 .18 A r sin a Con f l ue n za 1 .4 PF 1 2 3.2 9 2 3.4 8 2 7.0 7 2 4.3 27 .0 9 0 .0 00 08 3 0 .5 4 43 .07 14 .89 0.1A r sin a Con f l ue n za 1 .3 Br idg e
A r sin a Con f l ue n za 1 .2 PF 1 2 3.2 9 2 3.4 8 2 7.0 6 27 .0 8 0 .0 00 10 4 0 .5 9 39 .31 13 .84 0 .11
