CITTA' DI CORIGLIANO-ROSSANO

PROGETTO DEFINITIVO - ESECUTIVO

MOTIVO FASE P.D.P. ELABORATO VERIFICATO APPROVATO REV. DATA

EMISSIONE - 0

TITOLO PROGETTO:

LOGO:

FONTI CARTOGRAFICHE: REGIONE CALABRIA - CENTRO CARTOGRAFICO / I.G.M. - ISTITUTO GEOGRAFICO MILITARE

SCALA LINGUA FORMATO TAVOLA

-

POTENZIAMENTO DELL'IMPIANTO DI DEPURAZIONE DI LOCALITA' CANTINELLA DEL COMUNE DI CORIGLIANO CALABRO (ora CORIGLIANO ROSSANO)

RESPONSABILE UNICO DEL PROCEDIMENTO:

Dott. Ing. Francesco FAVARO

ARCH. F. FAVARO

PROGETTISTA E DIRETTORE DEI LAVORI: CALCOLATORE DELLE STRUTTURE:

Dott. Ing. Domenico COSTANTINO

IT

ING. D. COSTANTINO

APPENDICE ALLA RELAZIONE TECNICA GENERALE

TITOLO DOCUMENTO:

A01a 00

--- ^{A4 1/1}

Dott. Ing. Domenico COSTANTINO

CITTA' DI CORIGLIANO-ROSSANO

APPENDICE ALLA RELAZIONE TECNICA GENERALE

APPENDICE ALLA RELAZIONE TECNICA GENERALE

La presente relazione, da considerarsi appendice alla Relazione Tecnica generale del Progetto Definitivo dei lavori di “Potenziamento dell'impianto di depurazione di località Cantinella del Comune di Corigliano (ora Corigliano Rossano) è stata redatta in relazione alle richieste formulate dagli Enti intervenuti alla Conferenza dei Servizi relativi al progetto in oggetto.

In merito a quanto richiesto con proprie note dagli Enti Interessati si precisa quanto segue:

- DIPARTIMENTO INFRASTRUTTURE REGIONE CALABRIA – SETTORE GESTIONE DEMANIO IDRICO AREA SETTENTRIONALE:

a) Il punto di scarico dell'impianto oggetto di rifunzionalizzazione è lo stesso di quello esistente ed ha le seguenti coordinate: Lat: 39.681684 Long: 16.460708;

b) Negli allegati grafici allegati (vedi B01b, B02b, B02c, C02a, C02b) sono riportate tutte le planimetrie in scala adeguata, compresa l'indicazione del punto di scarico con le relative coordinate;

c) La portata media di scarico, per come riportato nella relazione tecnica generale risulta pari a 40 mc/h (11,10 l/s) nel periodo estivo e pari a 30 mc/h (8,33 l/s) nel periodo invernale. La portata al colmo con tempo di ritorno Tr= 50 anni del fosso Marinetta, per come risulta nella relazione idrologica-idraulica del fosso, di seguito riportata è pari a 9,66 mc/s;

d) Per come riportato nella relazione idrologica-idraulica di seguito allegata, il tirante idrico all'interno del fosso risulta pari ad 1,50 m e nella tavola B02c è riportata la sezione trasversale del Fosso Marinetta in corrispondenza del punto di scarico, con riportato il tirante idrico relativo alla portata cinquantennale.

- DIPARTIMENTO URBANISTICA E BENI CULTURALI REGIONE CALABRIA – SETTORE URBANISTICA E VIGILANZA EDILIZIA:

Nei grafici allegati (vedi B01b, B02a, B02b, B02c, C02a, C02b, ) sono riportate le planimetrie in scala adeguata con sovrapposizione dei catastali, lo stato dei luoghi attuale e futuro ( B02a) mentre nell'allegato C02- Elenco ditte Catastali è stato riportato il piano particellare di esproprio (tabella di dettaglio).

- PROVINCIA DI COSENZA – SETTORE AMBIENTE E DEMANIO:

Come risulta dalle tavole di progetto (vedi tavola B3), il pozzetto di arrivo è posto con generatrice superiore e quindi con chiusini di accesso a quota piazzale impianto (14,15 m s.m.m) mentre la grigliatura e successiva rotostacciatura sono poste ad una quota maggiore di 2,50 m. Ne consegue che al pozzetto di arrivo sono attualmente ubicate (che nel progetto in esame, per come riportato al punto 4.1.1 a pag 11 della Relazione Tecnica Generale, saranno semplicemente incrementate di una unità, come riserva) due pompe in grado di trasferire la portata di 3Qm alla rotostacciatura e da questa successivamente all'impianto. Tali pompe, dotate di galleggianti per il

della condotta di sfioro, diretta alla nuova vasca di clorazione, al di sopra dei galleggianti di avvio delle pompe stesse, si impedisce, in caso di eventi meteorici il versamento diretto nel fosso Marinetta, delle acque pluviali sino alla portata pari a 3Qm.

- CONSORZIO DI BONIFICA INTEGRALE DEI BACINI DELLO JONIO COSENTINO:

a) Il punto di scarico dell'impianto oggetto di rifunzionalizzazione nel Fosso Marinetta, affluente in destra del Canale Scavolino, è lo stesso di quello esistente ed ha le seguenti coordinate: Lat:

39.681684 Long: 16.460708;

b) lo scarico attualmente esistente ed uguale a quello futuro, risulta essere una tubazione in PVC dn 400 mm con portata media pari a 40 mc/h (11,10 l/s) nel periodo estivo e pari a 30 mc/h (8,33 l/s) nel periodo invernale;

f) Negli allegati B01b, B02a, B02c, C02a, C02b sono riportate il punto di scarico, il canale ricettore ed il bacino idrografico sotteso alla sezione di chiusura ubicata allo scarico dell'impianto di depurazione;

g) Nell'allegato B02b è riportata la planimetria del punto di scarico restituita su C.T.R al 5.000;

h) Nell'allegato C01 del Progetto Definitivo è riportata la visura catastale della particella interessata dall'ampliamento dell'impianto. La particella relativa al fosso, per come riportato nella planimetria catastale allegata risulta essere la n. 156 del foglio 33 del Comune di Corigliano.

i) La portata al colmo con tempo di ritorno Tr= 50 anni del fosso Marinetta, per come risulta nella relazione idrologica-idraulica del fosso, di seguito riportata è pari a 9,66 mc/s;

RELAZIONE IDROLOGICA

ED IDRAULICA FOSSO MARINETTA

0 - PREMESSA

Per la determinazione della portata media del Fosso Marinetti e di quella con tempo di ritorno cinquantennale, come richiesto in sede di Conferenza dei Servizi dalla Regione Calabria, Dipartimento Infrastrutture, Lavori Pubblici e Mobilità, Settore Gestione Demanio Idrico Area Settentrionale e dal Consorzio di Bonifica Integrale dei Bacini dello Jonio Cosentino, si procede, per come riportato nei paragrafi seguenti all'elaborazione idrologica degli afflussi e deflussi nell'area in esame, con le metodologie riportate nelle “Linee guida sulle verifiche di compatibilità idraulica delle infrastrutture interferenti con i corsi d’acqua, sugli interventi di manutenzione, sulle procedure per la classificazione delle aree d’attenzione e l’aggiornamento delle aree a rischio inondazione (testo licenziato dal comitato tecnico nella seduta del 15.07.2002 e approvazione comitato istituzionale nella seduta del 31.07.2002) emanate dalla Regione Calabria- Assessorato ai Lavori Pubblici - Autorita' di Bacino Regionale.

1 - ELABORAZIONE IDROLOGICA DEGLI AFFLUSSI 1.1 - STUDIO IDROLOGICO

1.1.1 - BACINO DEL FOSSO MARINETTA

Si è provveduto in prima istanza al tracciamento del bacino del Fosso Marinetta in cui la sezione di chiusura è stata assunta in corrispondenza dello scarico dell'esistente Impianto di Depurazione di Cantinella, posto a quota di 11,40 m s.l.m. (fig 1), con coordinate: Lat = 39,681684 e Long = 16,460708.

Il Fosso Marinetta presenta una lunghezza dell’asta principale, misurata fino al suo innesto al Fosso scavolino di 3,965 km ed alla sezione di chiusura presa a riferimento, coincidente con la tubazione di scarico delle acque depurate, di 3,278 km. La superficie del bacino imbrifero alla sezione di interesse misura 1,524 kmq ed ha un'altitudine media di 24,49 m s.m.m. Mentre, la pendenza media risulta pari allo 0,89%.

Figura 1 – Bacino Fosso Marinetta alla sezione di interesse

Nella figura 2 è riportato il bacino suddiviso in intervalli di quota, i cui valori numerici sono riportati in tabella 1.

Figura 2 – Bacino Fosso Marinetta alla sezione di interesse suddiviso in intervalli di quota

Quote bacino

m s.m.m. Superficie Bacino Kmq

11,40-15 0,043

15-20 0,446

20-25 0,327

25-30 0,366

30-35 0,264

35-40,60 0,078

Totale superficie 1,524

E' stato quindi determinato il tempo di corrivazione del bacino, sempre con riferimento alla suddetta sezione di chiusura, con le varie formulazioni note dalla letteratura tecnica.

La formulazione proposta da Giandotti fornisce:

8

. 0

5 . 1 4

h h

L t S

m

c



 

La formula proposta da Ventura si esprime come

i

t

 0 . 127 S

Mentre quella proposta da Puglisi

3 / min 1

max )

3(

6 



c

A

t

Nella tabella sottostante sono riportati i valori caratteristici del bacino del Fosso Marinetti con l’indicazione del valore del tempo di corrivazione con le varie formulazioni proposte.

Superf.

[kmq]

Asta [km]

Ymin [m]

Ymed [m]

Ymax [m]

i tc [s]

Ventura

tc [s]

Giandotti

tc [s]

Puglisi

1,534 3,28 11,4 24,49 40,60 0,0089 1,66 3,40 6,57

Tabella 2 – Valori tempo di corrivazione con varie formulazioni

Da cui, essendo il valore di tc= 3,40 calcolato con la formula di Giandotti quello che media i valori di letteratura calcolati, si assume questo per il prosieguo dei calcoli da svolgere per il bacino del fosso in questione.

1.1.2 ELABORAZIONE IDROLOGICA DEGLI AFFLUSSI

La stazione pluviometrica che si può considerare per lo studio in esame è quella di Corigliano, che presenta però soltanto 16 anni di valori di massimi annuli delle piogge di durata 1, 3, 6, 12 e 24 ore, per come si può rilevare da quanto riportato dalla banca dati meteorologici della Regione Calabria sul sito del Centro Funzionale Multirischi dell'Arpacal.

(Allegato 1)

Il pluviografo di Corigliano, ha misurato valori di pioggia media annua, come si rileva dati disponibili dal 1922 al 2017 (Allegato 2) variabile tra i 638,8 (Anno 1932) ed i 1761,3 (Anno 1924), con media di 923,3 mm. Dall’analisi della distribuzione annuale dei valori medi di

precipitazione media mensile, riportata nella tabella 3 seguente, si può osservare come il regime pluviometrico sia essenzialmente di tipo marittimo con un minimo in estate ed un massimo in inverno.

GEN FEB MAR APR MAG GIU LUG AGO SET OTT NOV DIC ANNO

128,5 103,9 87,8 63,5 42,9 19,7 11,8 22,9 59,8 104,3 127,2 151,1 923,3 Tabella 3 – Valori medi mensili ed annuali piogge

1.1.3 - CURVE DI PROBABILITÀ PLUVIOMETRICA SECONDO LA DISTRIBUZIONE DI GUMBEL

L’individuazione dei valori estremi che gli eventi meteorici possono assumere per un assegnato tempo di ritorno T, dipende dall’analisi delle serie storiche dei massimi annuali secondo una funzione di probabilità cumulata F che interpreti adeguatamente la variabile casuale in esame e la stima dei parametri che la caratterizzano.

La legge di distribuzione di Gumbel è espressa dalla relazione:

)

)

( X  e

F [4]

 

dove è l’intensità di funzione e rappresenta il parametro di scala, ed è la moda della variabile X^F, rispettivamente individuati come parametro di scala il primo e parametro di posizione il secondo. La stima di tali due parametri, può effettuarsi con il metodo dei momenti le cui relazioni sono di seguito indicate:

  x s

E

e   0 , 450  [5]

s

a  ,1 28255 / [6]

dove e è una stima di , a = è una stima di , E[x] è la media di x e s ^x rappresenta lo scarto quadratico medio di x.

Ponendo x = hmax,t, essendo t la durata dell’evento di pioggia, rispettivamente pari a 1, 3, 6, 12, 24 ore, sono state individuate le grandezze statistiche significative e ricavati i parametri delle distribuzione.

Poiché T = 1/(1-F), se ne deduce che F = (T-1)/T, sostituendo nella legge di distribuzione di Gumbel, è possibile ricavare, per ciascuna durata dell’evento di pioggia, il corrispondente valore di precipitazione per un assegnato tempo di ritorno:

 

 



 

 1 1 ln ln 1

,

T

h

T



  _[7]

Interpolando così i valori delle altezze di pioggia per diverse durate e a pari tempo di ritorno, si ottengono le curve di probabilità pluviometrica avente una forma del tipo:

T n

t

a t

h

  [8]

Nella figura 3 seguente, sono riportati i grafici delle curve di probabilità pluviometrica

se in numero insufficiente e pertanto l'elaborazione da un punto di vista statistico sicuramente è imperfetta.

Sinteticamente, sono qui riportate le espressioni analitiche delle curve di possibilità pluviometrica per i tempi di ritorno di 10, 30, 50, 100 e 200 anni e nella figura 3 le relative curve di possibilità pluviometrica.

Tabella 4 – Valori dell'altezza di pioggia ai vari tempi di ritorno

Figura 3 – Curve di possibilità pluviometrica con Gumbell

da cui risultano per i Tempi di ritorno di 50, 100 e 200 anni le seguenti altezze di pioggia:

ht,10 = a x t ⁿ = 43,71 x 3,40 ^0,4837 = 78,99 mm h^t,30 = a x t ⁿ = 53,94 x 3,40 ^0,4861 = 97,78 mm ht,50 = a x t ⁿ = 58,61 x 3,40 ^0,4869 = 106,35 mm

Tr

10 anni → h=43,706xt^0,4837

30 anni → h=53,938xt^0,4861

50 anni → h=58,61xt^0,4869

100 anni → h=64,911xt^0,4878

200 anni → h=71,19xt^0,4885

LEGGE DI PIOGGIA h = a ^x t ⁿ

0,1 1 10 100

10 100 1000 f(x) = NaN x^NaN

f(x) = 23,620887837 x^0,6062124327

f(x) = 11,8833702435 x^0,6755468911

f(x) = 5,9479333717 x^0,7658706928

f(x) = 2,9835780204 x^0,842167943

Curve di probabilità pluviometrica

t (ore)

h (mm)

Tr 30; Tr 50; Tr 100; Tr 200;

Tr 10;

h^t,100 = a x t ⁿ = 64,91 x 3,40 ^0,4878 = 117,91 mm ht,200 = a x t ⁿ = 71,19 x 3,40 ^0,4885 = 129,43 mm e le relative intensità di pioggia:

it,10 = a x t ⁿ = 43,71 x 3,40^(0,4837-1) = 23,23 mm/ora it,30 = a x t ⁿ = 53,94 x 3,40^(0,4861-1) = 28,76 mm/ora i^t,50 = a x t ⁿ = 58,61 x 3,40^(0,4869-1) = 31,28 mm/ora it,100 = a x t ⁿ = 64,91 x 3,40^(0,4878-1) = 34,68 mm/ora i^t,200 = a x t ⁿ = 71,19 x 3,40^(0,4885-1) = 38,06 mm/ora

1.4.4 - CURVE DI PROBABILITÀ PLUVIOMETRICA SECONDO LA DISTRIBUZIONE TCEV

Le Curve di probabilità pluviometrica sono state calcolate secondo la distribuzione TCEV con l’utilizzo di tecniche di analisi regionale che consentono di stimare alcuni parametri sulla base di tutte le serie storiche ricadenti all’interno delle vaste aree indicate come zone e sottozone omogenee.

La distribuzione del massimo annuale della portata al colmo di piena secondo il modello statistico TCEV Two Component Extreme Value, è legato alla considerazione che i valori estremi della grandezza idrologica considerata provengono da due diverse popolazioni, una degli eventi normali e l’altra degli outliers nettamente superiori ai primi.

La CDF (Cumulative Distribution Function) della variabile casuale X, si può quindi esprimere come:

 exp( / ) 2 exp( / ) 

exp )

( _x

_x 

_x 

F

        

dove 1, 1, 2 e ₂ rappresentano i parametri della distribuzione che esprimono il numero medio annuo di eventi indipendenti superiori a una soglia delle due popolazioni (1, 2) e il

loro valore medio (₁ e ₂). E’ poi pratica corrente porre * = ₂/₁ e * = 2/2^1/*,

considerando perciò la quaterna di parametri *, *, 1 e 1^..

La stima dei parametri può avvenire a differenti livelli di regionalizzazione, ovvero:

Livello di regionalizzazione zero: i parametri sono tutti stimati dalla singola serie di dati, qualora questi siano disponibili per il sito considerato;

Livello di regionalizzazione uno: i parametri *, * sono stimati regionalmente, mentre i

parametri 1 e 1 sono stimati puntualmente;

Livello di regionalizzazione due: i parametri *, * e 1 sono stimati regionalmente, mentre 1 è stimato puntualmente;

Livello di regionalizzazione tre: tutti i parametri sono stimati regionalmente.

Il valore della grandezza idrologica XT corrispondente ad un tempo di ritorno T, ovvero alla durata media fra due superamenti successivi, si ricava in funzione di T e dei quattro parametri stimati rispetto ad uno dei livelli di regionalizzazione previsti.

Per quanto riguarda la Calabria, è stato dimostrato (Valutazione delle piene in Calabria VAPI, 1989 – Versace et al.) che essa sia una zona pluviometricamente omogenea per quanto riguarda i parametri * e * che assumono valori rispettivamente di 0,418 e 2,154.

Per quanto riguarda la determinazione di 1 , sono state individuate tre sottozone aventi i seguenti valori:

sottozona tirrenica 1 = 49,914 sottozona centrale 1 = 22,898

sottozona ionica 1 = 10,987

L’espressione fornita dal rapporto VAPI della curva di crescita della variabile casuale X’=X/, essendo

h





'

( )' exp 48 , 914 ( 177 , 961 )

2 , 542 ( 11 , 068 )

x

x

F   

 

mentre il quarto parametro 1 è ricavabile dall’espressione

)

961 , 177 ln(

1

 h /



tale elaborazione è stata effettuata nel caso di analisi regionale delle piogge brevi di durata pari a 1, 3, 6, 12, 24 ore, la cui curva di probabilità pluviometrica per la media dei massimi annuali delle altezze di pioggia di durata t risulta essere:

ht = a x t (cy+d-log r-log a)/log 24 [4]

i coefficienti c e d esprimono la correlazione dell’altezza di pioggia con l’altitudine media del bacino y e una costante =0,875 che indica il rapporto tra la media delle piogge giornaliere e la media delle piogge di durata 24 ore.

Per la Calabria sono state individuare 13 aree omogenee riguardo alle piogge di cui quattro appartenenti alla sottozona tirrenica (T1, T2, T3, T4), 5 a quella centrale (C1, C2, C3, C4, C5) e 4 a quella ionica (I1, I2, I3, I4).

Il centro abitato di Corigliano ricade nella sottozona Centrale C3 (Sila Greca), per la quale si hanno i seguenti valori:

a = 31,02 c = 0,00016 d = 1,951

e data l’altezza media del bacino pari a 24,49 m s.m.m., l’espressione della curva di possibilità pluviometrica risulta essere pari a:

ht = a x t ⁿ = 31,02 x t ^0,378 [5]

in cui il valore di n è ricavato dalla relazione n = (cy+d- log r- log a)/log 24 con CZ+D noti per ogni area omogenea.

Per quanto riguarda il fattore di crescita , considerata la ridotta numerosità campionaria delle serie storiche dei massimi annuali di portata al colmo disponibili in Calabria, è possibile effettuare una stima al secondo livello di regionalizzazione a partire dai valori regionali dei forniti dal progetto VAPI che caratterizzano la specifica sottozona idrometrica omogenea (nella quale di volta in volta ricadono i bacini considerati). Le curve di crescita delle tre sottozone idrometriche omogenee in questione sono:

sottozona tirrenica

sottozona centrale

sottozona ionica

relativi ai tempi di ritorno più comunemente usati nella pratica per ciò che concerne le reti fognarie bianche sono riportati nella tabella seguente:

T (anni) Centrale

10 1,53

30 1,97

50 2,22

100 2,54

200 2,87

Tabella 5 - Fattori di crescita delle portate al colmo per la sottozona idrometrica Centrale

Nella figura 4 seguente viene riportata la Curva di probabilità pluviometrica per il bacino relativo al Fosso Marinetta elaborata per come sopra descritto secondo TCEV 3° livello di regionalizzazione con tempo di ritorno T=50 anni.

Fig. 4: Curva di probabilità pluviometrica per il bacino del Fosso Marinetta Elaborazione secondo TCEV 3° livello di regionalizzazione – T=50 anni

In maniera del tutto analoga possono essere determinate le curve di possibilità pluviometrica per i tempi di ritorno 10, 30, 100 e 200 anni.

Sinteticamente le espressioni delle curve di probabilità pluviometrica, per durate di pioggia di un'ora sono le seguenti:

ht,10 = a x t ⁿ = 47,46 x t ^0,378 h^t,30 = a x t ⁿ = 56,15 x t ^0,378 ht,50 = a x t ⁿ = 68,86 x t ^0,378 h^t,100 = a x t ⁿ = 78,79 x t ^0,378 ht,200 = a x t ⁿ = 89,03 x t ^0,378

Pertanto, avendo il bacino imbrifero sotteso alla sezione di interesse un tempo di corrivazione pari a 3,40 ore risultano le seguenti altezze di pioggia:

ht,10 = a x t ⁿ = 47,46 x 3,40^0,378 = 75,36 mm h^t,30 = a x t ⁿ = 60,95 x 3,40^0,378 = 96,76 mm ht,50 = a x t ⁿ = 68,86 x 3,40^0,378 = 109,32 mm h^t,100 = a x t ⁿ = 78,79 x 3,40^0,378 = 125,08 mm ht,200 = a x t ⁿ = 89,03 x 3,40^0,378 = 141,33 mm

e le relative intensità di pioggia, essendo i (mm/h) l’intensità di pioggia corrispondente ad una pioggia di durata pari al tempo di corrivazione e data dalla relazione i = htc/tc,

it,10 = a x t ^(n-1) = 47,46 x 3,40^(0,378-1) = 22,16 mm/ora i^t,30 = a x t ^(n-1) = 60,95 x 3,40^(0,378-1) = 28,46 mm/ora it,50 = a x t ^(n-1) = 68,86 x 3,40^(0,378-1) = 32,15 mm/ora i^t,100 = a x t ^(n-1) = 78,79 x 3,40^(0,378-1) = 36,79 mm/ora it,200 = a x t ^(n-1) = 89,03 x 3,40^(0,378-1) = 41,56 mm/ora

1.1.5 - CONFRONTO ALTEZZE DI PIOGGIA E INTENSITA' DI PIOGGIA RICAVATE Risultano pertanto le seguenti altezze di pioggia e relative intensità ricavate secondo l’elaborazione delle piogge mediante distribuzione di Gumbel e TCEV

Tempo di ritorno

GUMBELL TCEV

h (mm) i (mm/s) h (mm) i (mm/s)

T = 10 anni 78,99 23,23 75,36 22,16

T = 30 anni 97,78 28,76 96,76 28,46

T = 50 anni 106,35 31,28 109,32 32,15

T = 100 anni 117,91 34,68 125,08 36,79

T = 200 anni 129,43 38,06 141,33 41,56

1.2 - TRASFORMAZIONE AFFLUSSI-DEFLUSSI

Il fenomeno della trasformazione afflussi-deflussi che avviene in un bacino idrografico investito da un evento pluviometrico può essere studiato con vari metodi a secondo dei dati disponibili e del grado di dettaglio ed accuratezza che si intende ottenere. Tutti questi metodi sono riconducibili alle seguenti tipologie:

 concettuali: quando il fenomeno viene schematizzato nel dettaglio e scoposto nelle sue varie componenti per ciascuna si adotta un modello matematico che simula quanto avviene nella componente stessa (es. metodo dell'idrogramma unitario o il metodo cinematico);

 statistici: quando si fa unicamente un'analisi statistica dei deflussi e quindi le portate di piena del bacino idrografico vengono valutate sulla base di equazioni matematiche che possono dipendere anche da caratteristiche morfologiche del bacino stesso (es.

metodi di regionalizzazione delle piene del Vapi);

 formule empiriche: quando le portate di massima piena vengono calcolate sulla base di semplici relazioni tarate sulla base di dati sperimentali (es. formule di Gherardelli- Marchetti, Mongiardini, Forti, De Marchi e Pagliaro).

Data l'esiguità del bacino in esame nel presente studio si applicherà il metodo concettuale cinematico che sarà confrontato con i risultati di più formule empiriche. In pratica l’analisi

della trasformazione affllussi-deflussi viene effettuata mediante il metodo della corrivazione, secondo la relazione:

3 , 6 A Q  i 

 

essendo i (mm/h) l’intensità di pioggia corrispondente ad una pioggia di durata pari al tempo di corrivazione e data dalla relazione i = htc/tc, A indica l’area del bacino (km²) e φ è il coefficiente di deflusso.

Il coefficiente φ, data la natura dei terreni costituenti il bacino, in gran parte coltivati, pianeggianti e permeabili, si assume essere pari a:

 0,71 per le piogge con tempo di ritorno il Tr sino a 50 anni

 0,73 per le piogge con tempo di ritorno il Tr di 100 anni

 0,75 per le piogge con tempo di ritorno il Tr di 200 anni

ovvero si sta considerando un evento intenso che sia stato preceduto da un evento piovoso.

In definitiva si ottiene uno schema sinteticamente riassunto nella seguente tabella.

TCEV i

(mm/s) Hpiogge

(mm) Hperdite

(mm) Hnette

(mm)

φ

(mc/s) q

(mc/s/kmq)

T = 10 22,16 75,36 21,85 53,50 0,71 6,66 4,37

T = 30 28,46 96,76 28,06 68,70 0,71 8,55 5,61

T = 50 32,15 109,32 31,70 77,62 0,71 9,66 6,34

T = 100 36,79 125,08 28,19 76,21 0,73 11,37 7,46

T = 200 41,56 141,33 27,33 81,99 0,75 13,20 8,66

GUMBEL i

(mm/s) Hpiogge

(mm) Hperdite

(mm) Hnette

(mm) φ ^Q

(mc/s) q

(mc/s/kmq)

T = 10 23,23 78,99 23,70 56,09 0,71 6,98 4,58

T = 30 28,76 97,78 29,33 69,42 0,71 8,64 5,67

T = 50 31,28 106,35 31,91 75,51 0,71 9,40 6,17

T = 100 34,68 117,91 33,02 86,08 0,73 10,72 7,03

T = 200 38,06 129,43 32,36 97,08 0,75 12,09 7,93

1.2.1 - VALUTAZIONE DELLE PORTATE DI PIENA CON METODI EMPIRICI

Nel seguito sono esposti i vari metodi empirici noti dalla letteratura per addivenire al calcolo della portata al colmo di piena. Tali relazioni, dipendono da alcuni parametri che sono strettamente funzione del bacino di appartenenza e per il quale le stesse sono state tarate e validate.

Secondo il metodo di Giandotti e Visentini la portata al colmo di piena può essere espressa da una relazione del tipo:











  6 , 3

S i

Q

C

con:

 rapporto tra la portata massima e media durante la piena;

C coefficiente di riduzione dell’afflusso meteorico;

ic intensità della pioggia di durata pari al tempo di corrivazione;

S area del bacino espressa in kmq;

 rapporto tra la durata della piena e il tempo di corrivazione.

Per S 100 kmq è possibile impiegare i seguenti valori: C = 0,50 e   / = 1

In definitiva con curva di possibilità pluviometrica calcolata secondo distribuzione di Gumbel e TCEV, possono essere riassunti come segue:

i (mm/s) Q (mc/s) q (mc/s/kmq)

T = 10TCEV 22,16 4,69 3,08

T = 30 28,46 6,02 3,95

T = 50 32,15 6,81 4,47

T = 100 36,79 7,79 5,11

T = 200 41,56 8,8 5,77

GUMBEL

T = 10 23,23 4,92 3,23

T = 30 28,76 6,09 3,99

T = 50 31,28 6,62 4,34

T = 100 34,68 7,34 4,82

T = 200 38,06 8,06 5,29

Secondo le esperienze di Scimemi, la formula per la determinazione della portata al colmo valida per S 1.000 km 

è data da:

 

 

 

 10

1 600 S S Q

da cui

Q (mc/s) q (mc/s/kmq) Fosso

Marinetta 80,87 53,06

Dalla formula di Forti, invece valida sempre per S 1.000 km 

:

 

 

 

 125

25 . 500 3

1 S

S Q

si ottiene

Q (mc/s) q (mc/s/kmq) Fosso

Marinetta 21,10 13,84

1.3 - RIEPILOGO DEI RISULTATI PORTATE AL COLMO FOSSO MARINETTA

In definitiva al fine di avere un quadro sintetico e completo delle varie formulazioni

proposte, nella seguente tabella e figura, sono riportati i risultati ottenuti. per

entrambi i corsi d’acqua oggetto di studio.

Metodo/Tr Qmax (mc/s)

T= 10 T= 30 T= 50 T= 100 T= 200 Corrivazione

Modello TCEV 6,66 8,55 9,66 11,37 13,20

Corrivazione

Modello Gumbel 6,98 8,64 9,40 10,72 12,09

Giandotti-Visentini

(da TCEV) 4,69 6,02 6,71 7,79 8,80

Giandotti-Visentini

(da Gumbel) 4,92 6,09 6,62 7,34 8,06

Scimemi 80,87

Forti 21,1

1.4 - DETERMINAZIONE DELLA PORTATA ASSUNTA A BASE DEI CALCOLI IDRAULICI Considerando il tipo di verifica da effettuare, con tempo di ritorno pari a 50 anni, da quanto finora esposto, ne conviene che tra le elaborazioni dei dati pluviometrici, viene scelta quella secondo il modello probabilistico TCEV in quanto i dati di portata rinvenuti risultano essere maggiori rispetto alle altre elaborazioni e pertanto viene scelta la portata di 9,66 mc/s, al fine di mettersi nella condizione più gravosa.

2. CALCOLI IDRAULICI

2.1 - FOSSO MARINETTA: TRONCO FLUVIALE SOGGETTO A VERIFICA

Il profilo della corrente è stato calcolato impiegando i valori forniti dal modello idrologico in regime permanente monodimensionale, note le portate calcolate per i diversi tempi di ritorno.

Per quanto riguarda il Fosso Marinetta, la verifica idraulica è stata effettuata prendendo a riferimento un tronco fluviale di circa 650 m nella parte quasi terminale dell’asta principale in prossimità della sua confluenza con il Canale Scavolino.

Per tutta la lunghezza del tronco indagato, sono state rilevate le opere di sistemazione idraulica esistenti quali arginature, al fine di rendere conto in maniera quanto più corrispondente al vero alla situazione simulata.

2.2 - MODELLO DI CALCOLO IMPIEGATO

L’altezza d’acqua in una generica sezione del tronco fluviale è stata calcolata prendendo a riferimento le equazioni seguenti:

h

g W V

g

W  V   

2 2

12 1 1 22 2 2





g V g

C V LJ h

2 2

12 2 1

2

2



 





in cui W1 e W2 sono rispettivamente le quote della superficie libera alle estremità del tronco considerato, V¹ e V² le velocità medie, 1 e 2 i coefficienti di Coriolis per le estremità del tronco considerato, g l’accelerazione di gravità, he la perdita di carico del tronco, L la lunghezza. J la perdita di carico per unità di lunghezza e C il coefficiente di espansione o contrazione che tiene conto delle perdite localizzate dovuto alla variazione delle sezioni di riferimento.

La perdita di carico è valutata mediante la relazione

 





 



 

 K

J 2 Q

[3]

dove il coefficiente di trasporto K, si considera essere composto dalla somma dei contributi elementari corrispondenti ad una suddivisione trasversale della sezione caratterizzata da un valore uniforme della velocità.

Ad ogni modo vale la relazione

3 / i2 i i

i

k A R

K

K ^  ^ 

Il coefficiente di Coriolis invece si esprime con:

K A A K

i

t







 







2 3



Dove oltre gli altri termini noti At indica l’area totale della sezione trasversale.

L’altezza d’acqua he è determinata dalla soluzione iterativa delle equazioni [1] e [2].

In particolare la procedura si riassumere nelle seguenti fasi:

- nel caso di corrente lenta, si assume un’altezza di primo tentativo nella sezione di monte del tronco considerato, nel caso invece di corrente veloce, l’ipotesi è fatta su una sezione di valle;

- si determinano i coefficienti K e V;

- si calcola la cedente idraulica J e si può determinare tramite la relazione [30] l’altezza he; - si applica la [29] e si determina W2;

- si confronta il valore di W2 con l’altezza di primo tentativo; se il valore ottenuto è identico, si può concludere la procedura, altrimenti si continua ad iterare fino a quando la differenza tra due successivi valori di W2 sia inferiore ad un limite di tolleranza di errore assunto in precedenza.

Determinata pertanto una altezza d’acqua è da verificare ancora che questa corrisponda ad una al regime di moto ipotizzato in partenza. La verifica viene effettuata pertanto circa la

B A g

V

2 2

2





con B che rappresenta la larghezza della corrente in superficie.

Qualora il regime di moto derivante non fosse quello ipotizzato, viene assegnata l’altezza critica cui corrisponde un minimo di energia definito da:

g h V

E 2







Il calcolo del profilo della corrente è stato definito partendo dalla sezione trasversale note che siano le condizioni iniziali e procedendo verso monte in caso di corrente lenta oppure verso valle in caso di corrente veloce.

2.3 - SIMULAZIONE DI MOTO PERMANENTE

La simulazione è stata condotta secondo lo schema idraulico di seguito riportato ed in relazione al materiale costituente il fondo e le pareti del canale è stato scelto un coefficiente di Manning pari a 0,04; i coefficienti di contrazione ed espansione relativamente al ponte esistente poco più a valle dello scarico dell'impianto di depurazione sono assunti 0,1 e 0,3.

Le simulazioni sono state effettuate prendendo a riferimento il tempo di ritorno pari a 50anni.

Ed il Fosso Marinetta, con riferimento al tempo di ritorno di 50 anni, come si può osservare nelle pagine seguenti, contiene in tutte le sezioni prese a riferimento la relativa portata di piena. Alla sezione 8, in cui insiste lo scarico dell'impianto di depurazione, per come si può rilevare dai risultati dello studio idraulico condotto e sottoriportati presenta, nel caso di piena cinquantennale una quota di pelo libero pari a 12,80 m s. m. m e quindi con un tirante idrico pari ad 1,50 m. Questo permette il normale deflusso dello scarico dell'impianto di depurazione con soltanto l'ultimo tratto, compreso tra il pozzetto di scarico dell'impianto ed il fosso, con funzionamento in pressione sotto un battente di pochi centimetri.

Di seguito si riportano i grafici e le tabelle del profilo longitudinale e delle sezioni trasversali del Fosso Marinetta così ottenuti.

0 100 200 300 400 500 600 700 8

10 12 14 16 18

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground Fosso Marinetta CANTINELLA

12

11

10

9 6

3

2

1 Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020

Legend WS Tr =50

Ground B ank Sta

HEC- RAS Plan: Plan 02 River: Fosso Marinetta Reach: CANTINELLA Prof ile: Tr =50

Reach River Sta Prof ile Q Total Min Ch El W. S. Elev Crit W. S. E. G. Elev E. G. Slop e Vel Chnl Flow Area Top Width Froude # Chl

(m3/s) (m) (m) (m) (m) (m/m) (m/s) (m2) (m)

CANTINELLA 12 Tr =50 9 . 70 14. 70 16. 61 15. 9 9 16. 77 0. 005537 1. 73 5. 62 4. 37 0. 49

CANTINELLA 11 Tr =50 9 . 70 13. 00 14. 61 14. 87 0. 010744 2. 22 4. 38 3. 9 2 0. 67

CANTINELLA 10 Tr =50 9 . 70 12. 20 14. 08 14. 24 0. 00609 7 1. 79 5. 42 4. 27 0. 51

CANTINELLA 9 Tr =50 9 . 70 11. 60 12. 89 12. 89 13. 36 0. 0249 84 3. 04 3. 19 3. 44 1. 01

CANTINELLA 8 Tr =50 9 . 70 11. 30 12. 80 12. 22 12. 9 8 0. 007212 1. 84 5. 26 3. 50 0. 48

CANTINELLA 7 Tr =50 9 . 70 11. 10 12. 76 12. 12 12. 9 3 0. 007178 1. 82 5. 32 3. 9 9 0. 50

CANTINELLA 6. 5 B ridg e

CANTINELLA 6 Tr =50 9 . 70 11. 05 12. 70 12. 82 0. 004184 1. 55 6. 25 4. 59 0. 42

CANTINELLA 5 Tr =50 9 . 70 11. 00 12. 32 12. 29 12. 76 0. 023027 2. 9 5 3. 29 3. 48 0. 9 7

CANTINELLA 4 Tr =50 9 . 70 10. 70 12. 26 11. 9 9 12. 53 0. 012403 2. 34 4. 15 3. 83 0. 72

CANTINELLA 3 Tr =50 9 . 70 9 . 80 11. 09 11. 09 11. 56 0. 0249 33 3. 04 3. 19 3. 44 1. 01

CANTINELLA 2 Tr =50 9 . 70 8. 80 10. 65 10. 09 10. 82 0. 006343 1. 82 5. 34 4. 27 0. 52

CANTINELLA 1 Tr =50 9 . 70 8. 00 9 . 29 9 . 29 9 . 76 0. 0249 82 3. 04 3. 19 3. 44 1. 01

0 2 4 6 8 10 12 14 16 12. 0

12. 5 13. 0 13. 5 14. 0 14. 5 15. 0 15. 5

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 10

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

14. 5 15. 0 15. 5 16. 0 16. 5 17. 0 17. 5 18. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 12

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 13. 0

13. 5 14. 0 14. 5 15. 0 15. 5 16. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 11

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0 14. 5

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 9

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 11. 0

11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0 14. 5

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 8

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

11. 0 11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 7

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 11. 0

11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 p ontino a valle scarico imp ianto di dep uraz ione

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

11. 0 11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 p ontino a valle scarico imp ianto di dep uraz ione

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 11. 0

11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 6

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

11. 0 11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 5

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 10. 5

11. 0 11. 5 12. 0 12. 5 13. 0 13. 5 14. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 4

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

9 . 5 10. 0 10. 5 11. 0 11. 5 12. 0 12. 5 13. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 3

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16 8. 5

9 . 0 9 . 5 10. 0 10. 5 11. 0 11. 5 12. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 2

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

0 2 4 6 8 10 12 14 16

8. 0 8. 5 9 . 0 9 . 5 10. 0 10. 5 11. 0

Fosso Marinetta Plan: Plan 02 01/11/2020 Sez ione 1

Station (m)

Elevation (m)

Legend EG Tr =50 WS Tr =50 Crit Tr =50 Ground B ank Sta . 04

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 12 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 16. 77 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 15 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 16. 61 Reach Len. (m) 252. 53 252. 53 252. 53

Crit W. S. (m) 15. 9 9 Flow Area (m2) 5. 62

E. G. Slop e (m/m) 0. 005537 Area (m2) 5. 62

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 4. 37 Top Width (m) 4. 37

Vel Total (m/s) 1. 73 Avg . Vel. (m/s) 1. 73

Max Chl Dp th (m) 1. 9 1 Hy dr. Dep th (m) 1. 29

Conv. Total (m3/s) 130. 4 Conv. (m3/s) 130. 4

Leng th Wtd. (m) 252. 53 Wetted Per. (m) 6. 29

Min Ch El (m) 14. 70 Shear (N/m2) 48. 54

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 83. 81

Frctn Loss (m) 1. 9 0 Cum Volume (1000 m3) 2. 9 3

C & E Loss (m) 0. 01 Cum SA (1000 m2) 2. 53

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 11 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 14. 87 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 25 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 14. 61 Reach Len. (m) 75. 30 75. 30 75. 30

Crit W. S. (m) Flow Area (m2) 4. 38

E. G. Slop e (m/m) 0. 010744 Area (m2) 4. 38

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 3. 9 2 Top Width (m) 3. 9 2

Vel Total (m/s) 2. 22 Avg . Vel. (m/s) 2. 22

Max Chl Dp th (m) 1. 61 Hy dr. Dep th (m) 1. 12

Conv. Total (m3/s) 9 3. 6 Conv. (m3/s) 9 3. 6

Leng th Wtd. (m) 75. 30 Wetted Per. (m) 5. 54

Min Ch El (m) 13. 00 Shear (N/m2) 83. 30

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 184. 58

Frctn Loss (m) 0. 60 Cum Volume (1000 m3) 1. 67

C & E Loss (m) 0. 03 Cum SA (1000 m2) 1. 48

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 10 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 14. 24 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 16 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 14. 08 Reach Len. (m) 76. 80 76. 80 76. 80

Crit W. S. (m) Flow Area (m2) 5. 42

E. G. Slop e (m/m) 0. 00609 7 Area (m2) 5. 42

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 4. 27 Top Width (m) 4. 27

Vel Total (m/s) 1. 79 Avg . Vel. (m/s) 1. 79

Max Chl Dp th (m) 1. 88 Hy dr. Dep th (m) 1. 27

Conv. Total (m3/s) 124. 2 Conv. (m3/s) 124. 2

Leng th Wtd. (m) 76. 80 Wetted Per. (m) 6. 17

Min Ch El (m) 12. 20 Shear (N/m2) 52. 53

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 9 4. 05

Frctn Loss (m) 0. 84 Cum Volume (1000 m3) 1. 30

C & E Loss (m) 0. 03 Cum SA (1000 m2) 1. 18

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 9 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 13. 36 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 47 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 12. 89 Reach Len. (m) 3. 9 0 3. 9 0 3. 9 0

Crit W. S. (m) 12. 89 Flow Area (m2) 3. 19

E. G. Slop e (m/m) 0. 0249 84 Area (m2) 3. 19

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 9 Prof ile: Tr =50 (Continued)

Top Width (m) 3. 44 Top Width (m) 3. 44

Vel Total (m/s) 3. 04 Avg . Vel. (m/s) 3. 04

Max Chl Dp th (m) 1. 29 Hy dr. Dep th (m) 0. 9 3

Conv. Total (m3/s) 61. 4 Conv. (m3/s) 61. 4

Leng th Wtd. (m) 3. 9 0 Wetted Per. (m) 4. 73

Min Ch El (m) 11. 60 Shear (N/m2) 165. 27

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 502. 32

Frctn Loss (m) 0. 05 Cum Volume (1000 m3) 0. 9 7

C & E Loss (m) 0. 09 Cum SA (1000 m2) 0. 88

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 8 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 12. 9 8 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 17 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 12. 80 Reach Len. (m) 6. 00 6. 00 6. 00

Crit W. S. (m) 12. 22 Flow Area (m2) 5. 26

E. G. Slop e (m/m) 0. 007212 Area (m2) 5. 26

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 3. 50 Top Width (m) 3. 50

Vel Total (m/s) 1. 84 Avg . Vel. (m/s) 1. 84

Max Chl Dp th (m) 1. 50 Hy dr. Dep th (m) 1. 50

Conv. Total (m3/s) 114. 2 Conv. (m3/s) 114. 2

Leng th Wtd. (m) 6. 00 Wetted Per. (m) 6. 51

Min Ch El (m) 11. 30 Shear (N/m2) 57. 20

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 105. 41

Frctn Loss (m) 0. 04 Cum Volume (1000 m3) 0. 9 5

C & E Loss (m) 0. 00 Cum SA (1000 m2) 0. 87

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 7 Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 12. 9 3 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 17 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 12. 76 Reach Len. (m) 1. 77 1. 77 1. 77

Crit W. S. (m) 12. 12 Flow Area (m2) 5. 32

E. G. Slop e (m/m) 0. 007178 Area (m2) 5. 32

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 3. 9 9 Top Width (m) 3. 9 9

Vel Total (m/s) 1. 82 Avg . Vel. (m/s) 1. 82

Max Chl Dp th (m) 1. 66 Hy dr. Dep th (m) 1. 33

Conv. Total (m3/s) 114. 5 Conv. (m3/s) 114. 5

Leng th Wtd. (m) 1. 77 Wetted Per. (m) 6. 66

Min Ch El (m) 11. 10 Shear (N/m2) 56. 24

Alp ha 1. 00 Stream Pow er (N/m s) 102. 56

Frctn Loss (m) 0. 01 Cum Volume (1000 m3) 0. 9 2

C & E Loss (m) 0. 00 Cum SA (1000 m2) 0. 84

Plan: Plan 02 Fosso Marinetta CANTINELLA RS: 6. 5 B R U Prof ile: Tr =50

E. G. Elev (m) 12. 9 1 Element Lef t OB Channel Rig ht OB

Vel Head (m) 0. 21 Wt. n- Val. 0. 040

W. S. Elev (m) 12. 71 Reach Len. (m) 4. 50 4. 50 4. 50

Crit W. S. (m) 12. 13 Flow Area (m2) 4. 83

E. G. Slop e (m/m) 0. 009 058 Area (m2) 4. 83

Q Total (m3/s) 9 . 70 Flow (m3/s) 9 . 70

Top Width (m) 3. 00 Top Width (m) 3. 00

Vel Total (m/s) 2. 01 Avg . Vel. (m/s) 2. 01

Max Chl Dp th (m) 1. 61 Hy dr. Dep th (m) 1. 61

Conv. Total (m3/s) 101. 9 Conv. (m3/s) 101. 9

Leng th Wtd. (m) 4. 50 Wetted Per. (m) 6. 22

Min Ch El (m) 11. 10 Shear (N/m2) 68. 9 6