2d_-_relaz_idr_muzzolito

REGIONE CALABRIA
DIPARTIMENTO INFRASTRUTTURE E LL.PP.
AUTORITA’ DI BACINO REGIONALE – REGIONE CALABRIA
GENIO CIVILE OPERE MARITTIME PER LA CALABRIA
PROVINCIA DI COSENZA
PROGETTO PRELIMINARE
“Intervento integrato per il completamento delle opere di difesa
costiera e ricostruzione del litorale (foce fiume Sinni - litorale
Villapiana)” – ECI1 – I Stralcio Funzionale
PROGETTISTI:
COLLABORATORI:
Ing. Pierluigi MANCUSO
Arch. Carmelo GRAMUGLIA
Geom. Tommaso MARAGNO
Ing. Giovanni BARONE
Geom. Domenico GRECO
Ing. Paolo PAPALINO
I.T. Mario DONATO
IL RESPONSABILE UNICO DEL PROCEDIMENTO
Ing. Giuseppe Iiritano
2.d
A4
n. elaborato
formato
2014
scala
giorno
mese
anno
aggiornamento
Titolo:
RELAZIONE IDROLOGICA – IDRAULICA T. MUZZOLITO
A)
RELAZIONE IDROLOGICA
1 CARATTERISTICHE MORFOLOGICHE DELL’ALVEO
Il torrente Muzzolito è l’ultimo affluente in dx idraulica del fiume Crati. Il bacino idrografico del
torrente Muzzolito, chiuso alla confluenza con il Crati, ha le seguenti caratteristiche (dedotte sulla
scorta di cartografia IGM):
Area del bacino
A= 24,442 kmq;
Perimetro
P= 38,896 km;
Lunghezza asta princ. L= 16,010 km.
Hmax = 577 m;
H0 = 17 m s.l.m.
Hmed =614,56 m.
1.1 CURVA IPSOGRAFICA
La curva ipsografica, che com’è noto delimita la superficie della parte di bacino (in ascissa) situata
al di sotto di una fissata altitudine H, .
TABELLA 1.1 – Curva ipsografica ed altitudine media del torrente Muzzolito.
S (kmq)
0.0000
0.1900
2.8008
8.1992
12.5981
19.1359
24.4422
H (m)
577
500
400
300
200
100
17
Hm
194
CURVA IPSOGRAFICA
700
600
500
H
400
300
200
100
0
‐5.0000
0.0000
5.0000
S (kmq)
10.0000 15.0000 20.0000 25.0000 30.0000
2
2 STIMA DELLA MASSIMA PORTATA AL COLMO DI PIENA
In assenza di stazioni di misura diretta della portata, per il corso d’acqua in questione, la massima
portata al colmo di piena è stata stimata con metodi statistici, partendo dai dati di precipitazione
esistenti (piogge massime annuali di durata 1-3-6-12-24h relative alle stazioni di Schiavonea (42
anni disponibili) e Corigliano Calabro (3 anni disponibili), I dati suddetti sono disponibili sul sito
www.cfcalabria.it e sono stati elaborati attraverso un metodo di trasformazione afflussi – deflussi,
previo il calcolo del tempo di corrivazione.
2.1 CALCOLO DEL TEMPO DI CORRIVAZIONE
Per il calcolo del tempo di corrivazione, ovvero del tempo massimo necessario ad una particella
d’acqua per percorrere il bacino fino alla sezione di chiusura, esistono diverse fomule empiriche.
Nelle Linee Guida del PAI (Allegato Del. Reg.Cal. 31/7/2002 n°20) Appendice A.4 sono riportate
le formule di Giandotti, di Puglisi-Zanframundo e di Viparelli relative al calcolo di tc:
GIANDOTTI t c =
4 * S (km 2 ) + 1,5 * L(km)
0,8 * H m (m) − H 0 (m)
VIPARELLI t c =
L(km)
3,6 * V (km / h)
PUGLISI E ZANFRAMUNDO t c = 6
2
3
L ( Km)
1
d 3 ( m)
Per determinare il valore di V (m/s) il Viparelli ha proposto un abaco in cui quest’ultima viene legata alla pendenza media dei versanti Pm e ad altre loro caratteristiche (foresta, terreno coltivato, canali ineriti ecc.) :
Pm = Σ Δz * li / S
dove :
- Δz = equidistanza;
-
li= lunghezze isoipse all’interno del bacino
Il Viparelli consiglia comunque l’utilizzo di valori di V compresi tra 1-1,5 m/s quindi assumiamo
l’estremo superiore per il ns caso (V= 1,5 m/s ).
Infine nella formula di Puglisi e Zanframundo d= Hmax – Ho. Tale formula non viene utilizzata nel
presente studio in quanto valida per bacini compresi tra 43 e 94 kmq.
3
Tabella 2.0 - Calcolo del tempo di corrivazione
Formula
valore di tc
tc di progetto
4.11
GIANDOTTI
3.00
2.96
VIPARELLI
Si è assunto tc come valore intermedio tra quelli ottenuti con l’applicazione delle formule di Giandotti e Viparelli.
tc = 3 ore
1.2 CURVE DI PROBABILITA’ PLUVIOMETRICHE
2.1.1 IL MODELLO TCEV
La stima della ht,T , ossia il massimo annuale dell’altezza di pioggia di durata t che viene mediamente superata una sola volta nel periodo di ritorno di T anni, viene effettuata adottando il modello probabilistico TCEV, acronimo di Two Component Estreme Value (Rossi, Versace 1982) il quale ipotizza che i valori estremi di una grandezza idrologica facciano parte di due differenti popolazioni,
ossia una “componente base” ed una “componente straordinaria”.
La funzione di probabilità cumulata (CDF) della distribuzione TCEV è data da:
Fx ( x) = e Λ1
⎛ x ⎞
⎜⎜ − ⎟⎟
ϑ
e⎝ 1 ⎠ − Λ
2
⎛ x
⎜⎜ −
ϑ
e⎝ 2
⎞
⎟⎟
⎠
dove i parametri Λ1 e Λ2 rappresentano il numero medio annuo di eventi indipendenti rispettivamente nelle componenti base e straordinaria e θ1 e θ2 il loro valore medio annuo.
Introducendo i parametri:
ϑ* =
ϑ2
Λ
e Λ * = 12
ϑ1
ϑ
Λ 1*
e riferendosi alla variabile standardizzata: y =
x
ϑ1
Fy ( y ) = e
− lnΛ 1 la CDF diventa:
⎛ y ⎞
⎜− ⎟
− e ( − y ) − Λ *e ⎝ ϑ * ⎠
Il modello TCEV si presta alla costruzione di modelli regionali dove si assume che alcuni parametri
abbiano valori costanti.
Vi sono quattro livelli di regionalizzazione:
•
LIVELLO ZERO : tutti i parametri del modello sono stimati dalla singola serie;
4
•
LIVELLO 1 : Λ* e θ* sono stimati a livello regionale e Λ1 e θ1 dalla singola serie;
•
LIVELLO 2 : Λ*, θ* e Λ1 sono stimati a livello regionale e θ1 dalla singola serie;
•
LIVELLO 3 : tutti i parametri sono stimati a livello regionale.
In particolare per la Calabria il Gruppo Nazionale per la difesa dalle Catastrofi Idrogeologiche
(GNDCI) del CNR ha realizzato un progetto denominato VAPI, che considera la regione come
unica Zona Pluviometrica, pertanto caratterizzata da valori costanti di Λ* e θ* per i massimi annuali
delle piogge di durata 1, 3, 6, 12 e 24 o giornaliera, tre Sottozone (“Tirrenica”, “Centrale” e “Ionica”) dove anche Λ1 assume valori costanti, e 13 aree pluviometriche omogenee (4 appartenenti alla
“Tirrenica”, 5 alla “Centrale” e 4 alla “Ionica”) dove sono costanti i parametri a, c, d ed α, legati
alle altezze medie di pioggia che nel caso delle piogge orarie sono espresse dalla relazione:
μ t = at
dove α =
ch + d − log α − log a
log 24
.
μG
= 0,875 è il rapporto tra la media delle piogge giornaliere e quella di durata 24 ore ed
μ 24
h è l’altezza media del bacino.
5
2.2.2 RISULTATI
Nello caso in esame occorre considerare che il bacino di studio si trova nell’area pluviometrica C1.
Il campione di dati a disposizione sono le serie storiche delle piogge massime annuali di durata 1, 3,
6, 12 e 24 ore registrati nelle stazioni pluviometriche di Schiavonea e di Corigliano, che vengono
riportate nella tabella 2.1 (in tutto 45 anni).
Tabella 2.1 - Massimi annuali di durata 1, 3, 6 ,12, 24 ore - Staz. Pluviometriche di Schiavonea e Corigliano
1 ora
3 ore
6 ore
12 ore
24 ore
Anno
data
mm
data
mm
data
mm
data
mm
data
mm
1916
81
1918
122,1
1929
81
1930
53,8
1933
21-gen
12
21-gen
21
21-gen
33,5
21-gen
34,2
13-gen
41,8
1934
23-ott
14,2
21-ott
31
21-ott
57,5
21-ott
103,1
21-ott
148,7
1935
11-dic
20
11-dic
28,4
11-dic
31,2
11-dic
42,8
10-dic
45,8
1937
12-ott
32
12-ott
38,6
27-dic
48,6
27-dic
70,6
27-dic
82,8
1938
13-feb
11,8
12-apr
26,4
12-apr
35
12-apr
55,8
12-apr
62,2
1939
10-apr
48
10-apr
102,1
10-apr
119,1
10-apr
123,1
09-apr
128,9
1940
17,4
20
35,4
42
48,2
1944
37
76,4
95
112,7
118,1
1945
25
1948
10-nov
40
10-nov
46,8
10-nov
65
10-nov
70,8
10-nov
71,6
1950
91,4
1951
07-ott
17,8
18-set
25,4
05-ott
29,2
05-ott
47,4
05-ott
66,6
1953
49
134,1
150,1
153,1
199,9
1954
12-nov
32,2
12-nov
32,4
12-nov
43,6
11-nov
72,4
12-nov
72,6
1957
28,2
30,2
38,2
1959
24-nov
27
24-nov
46
24-nov
55,4
24-gen
92
24-gen
118,1
1960
28-lug
12,6
06-mag
23,4
06-mag
36,4
06-mag
39,4
06-mag
46,2
1961
15-gen
14
15-gen
32
15-gen
48,2
15-gen
62
15-gen
63
1962
07-ott
23,8
07-ott
31,8
07-ott
34,4
31-ott
38,6
31-ott
38,6
1964
09-giu
23,6
31-ott
25,6
31-ott
31,6
31-ott
40,4
31-ott
46,4
1965
22-set
95,4
22-set
102,8
22-set
136,1
22-set
207,2
22-set
260,1
1966
07-ott
22
07-ott
32,2
07-ott
34,8
07-ott
49,2
07-ott
57,8
1968
12-nov
2,7
12-nov
27,7
13-dic
37,6
13-dic
53,2
13-dic
55,8
1969
16-ott
39
16-ott
50
16-ott
52,4
16-ott
57,2
12-dic
69,8
1971
29-set
14
29-set
28
29-set
31,4
30-set
34
30-set
35
1972
11,2
15,6
23,2
33,4
44,8
1978
31-ago
15
08-ott
17,8
08-ott
23
07-ott
23,2
07-ott
40,2
1979
29-set
23,2
29-set
42,4
29-set
42,4
03-nov
60,6
03-nov
82,4
1981
07-gen
8,2
07-gen
16,4
07-gen
26,8
07-gen
28,2
07-gen
28,2
1985
28-nov
7,6
28-nov
16,2
28-nov
21,2
28-nov
25,6
27-nov
38,2
1986
08-mar
10,8
08-mar
19,6
08-mar
31
07-mar
39
07-mar
63,2
1988
24-ott
15,2
24-ott
17
24-ott
17
10-nov
24,2
10-nov
33,4
1990
10-apr
8,4
10-apr
18
10-apr
18,6
01-dic
19,4
01-dic
29,6
1993
13-mag
14,6
26-ott
21
26-ott
29,6
26-ott
29,6
26-ott
29,6
1994
21-ott
19,4
21-ott
32,4
21-ott
35
02-ott
62,4
22-ott
90,6
1995
15-ago
16
15-ago
25,4
15-ago
28,8
13-mar
40
14-mar
60
1996
04-ott
14,4
04-ott
20
04-ott
20
05-ott
30,8
05-ott
51
1997
14-dic
15,6
14-dic
19
14-dic
31,4
15-dic
35,8
15-dic
37
2002
2003
2004
10-set
02-ago
28-set
25,2
50,2
26,6
22-apr
02-ago
31-dic
35,2
59,4
42,8
22,4
01-ago
31-dic
39,8
80,6
62,6
01-dic
01-ago
31-dic
61,4
120,2
88
01-dic
01-ago
30-dic
79,4
147,4
149,2
Il modello TCEV è stato dunque applicato al 1° livello di regionalizzazione stimando i parametri
Λ1 e θ1 dalla serie a disposizione.
6
Le curve pluviometriche sono state ricavate per i tempi di ritorno T= 50 e 200 anni.
LIVELLO 1
Partendo dai parametri Λ*, θ* e Λ1 i cui valori sono noti, per ognuna delle serie:
•
si stimano i parametri Λ2, θ1 e θ2 tenendo conto delle relazioni , ϑ* =
ϑ2
Λ
e Λ * = 12 ;
ϑ1
ϑ
Λ 1*
•
in corrispondenza dei prefissati tempi di ritorno si ricavano i frattili ht,T corrispondenti alla
probabilità F=1-1/T ;
•
si stimano i parametri a e n della curva di probabilità pluviometrica ht ,T = at n utilizzando la
regressione lineare e considerando la trasformazione logaritmica:
log ht ,T = log a + n log t
n=
∑ (log t − x ) * (log h
∑ (log t − x )
i
ti ,T
− y)
2
i
log a = y − n * x
I risultati delle elaborazioni eseguite sono riportati in tabella 2.2
t
1
3
6
12
24
h t,50
59,52
81,01
115,67
146,80
183,19
h t,200
80,41
109,79
156,55
197,87
240,90
a
n
58,052
0,3653
79,003
0,3582
Tabella 2.2 - Risultati TCEV 1° Livello
Λ*
θ*
Λ1
θ1
0,1997
2,0735
5,914
8,383
0,2614
2,4100
13,145
9,044
0,2834
2,3103
9,939
13,428
0,2915
2,2148
8,693
17,645
0,3610
1,9420
7,996
22,999
Λ2
θ2
0,471
0,761
0,766
0,774
1,053
17,383
21,796
31,023
39,080
44,664
ht ,50 = 58,052 * t 0.365
ht , 200 = 79,003 * t 0.358
7
LIVELLO 2
Partendo dai parametri Λ*, θ* e Λ1 i cui valori sono noti, per ognuna delle serie:
•
si stimano i parametri Λ2, θ1 e θ2 tenendo conto delle relazioni , ϑ* =
Λ
ϑ2
e Λ * = 12 ;
ϑ1
ϑ
Λ 1*
•
in corrispondenza dei prefissati tempi di ritorno si ricavano i frattili ht,T corrispondenti alla
probabilità F=1-1/T ;
•
si stimano i parametri a e n della curva di probabilità pluviometrica ht ,T = at n utilizzando la
regressione lineare e considerando la trasformazione logaritmica:
log ht ,T = log a + n log t
n=
∑ (log t − x ) * (log h
∑ (log t − x )
ti ,T
i
− y)
2
i
log a = y − n * x
I risultati delle elaborazioni eseguite sono riportati in tabella 2.3
t
1
3
6
12
24
h t,50
48,71
75,75
99,63
137,59
178,07
h t,200
64,12
101,79
132,39
181,72
230,75
a
n
48,438
0,4115
64,573
0,4062
Tabella 2.3 - Risultati TCEV 2° Livello
Λ*
θ*
Λ1
θ1
0,1997
2,0735
12,840
6,185
0,2614
2,4100
17,770
8,182
0,2834
2,3103
18,970
10,759
0,2915
2,2148
17,600
15,246
0,3610
1,9420
13,420
20,992
Λ2
θ2
0,684
0,863
1,013
1,064
1,375
12,825
19,718
24,856
33,767
40,766
ht ,50 = 48,438 * t 0.412
ht , 200 = 64,573 * t 0.406
8
LIVELLO 3
Partendo dai parametri Λ*, θ* e Λ1 i cui valori sono noti, per ciascuna durata:
ch + d − log α − log a
log 24
•
si stima la media μ t = at
•
si calcola il parametro η il quale è funzione dei parametri noti Λ*, θ* e Λ1;
•
si ricava ϑ1 =
•
si stimano i parametri Λ2, e θ2 tenendo conto delle relazioni , ϑ* =
;
μ
;
η
Λ
ϑ2
e Λ * = 12 ;
ϑ1
ϑ
Λ 1*
•
in corrispondenza dei prefissati tempi di ritorno si ricavano i frattili ht,T corrispondenti alla
probabilità F=1-1/T ;
•
si stimano i parametri a e n della curva di probabilità pluviometrica ht ,T = at n utilizzando la
regressione lineare e considerando la trasformazione logaritmica:
log ht ,T = log a + n log t
n=
∑ (log t − x ) * (log h
∑ (log t − x )
ti ,T
i
− y)
2
i
log a = y − n * x
Tabella 2.4 - Valori di a, b, c e d per l'area C3
Area pluviometrica
a
b
c
C3 (Sila Greca)
0,00016
1,951
31,02
d
0,517
I risultati delle elaborazioni eseguite sono riportati in tabella 2.5
t
1
3
6
12
24
h t,50
70,26
111,71
144,16
188,91
248,65
h t,200
92,49
150,10
191,55
249,49
322,20
a
n
71,042
0,3952
94,707
0,3898
Tabella 2.5 - Risultati TCEV 3° Livello
Λ*
θ*
Λ1
θ1
0,1997
2,0735
12,840
8,921
0,2614
2,4100
17,770
12,065
0,2834
2,3103
18,970
15,567
0,2915
2,2148
17,600
20,932
0,3610
1,9420
13,420
29,312
Λ2
θ2
0,684
0,863
1,013
1,064
1,375
18,499
29,077
35,964
46,361
56,924
ht ,50 = 71,042 * t 0.395
ht , 200 = 94,707 * t 0.39
A guadagno di sicurezza, vengono considerate per il presente studio le curve di probabilità pluviometriche derivanti dall’analisi al 3° livello.
9
TABELLA 2.6 – valori di ht,T
t
h t,50
h t,200
1
3
6
12
24
70,26
111,71
144,16
188,91
248,65
92,49
150,10
191,55
249,49
322,20
#RIF!
#RIF!
CURVE DI PROBABILITA'
PLUVIOMETRICHE
350
ht,1
300
ht,20
250
ht,50
mm
200
ht,100
150
ht,200
100
ht,500
50
0
0
5
10
15
20
25
30
ore
10
2.3 IDROGRAMMA DI PIENA
Con l’ausilio del metodo di calcolo proposto dalla SCS (Soil Conservation Service), denominato
CURVE NUMBER, utilizzato anche dall’A.B.R. Calabria, che ne fa espressa menzione nel PAI,
ricaviamo l’idrogramma di piena. La procedura prevista da tale metodo si può dividere in 2 fasi:
– Calcolo delle piogge nette;
– Trasformazione da Afflussi in Deflussi.
2.3.1CALCOLO DELLE PIOGGE NETTE
L’equazione di continuità del ciclo idrologico:
AFFLUSSI = DEFLUSSI + EVAPOTRASPIRAZIONE + INFILTRAZIONE
pone in evidenza che parte del volume affluito (pioggia, neve) non si trasforma in deflussi. Occorre
pertanto tener conto delle perdite calcolando la quantità di pioggia che si trasforma in deflusso, che
chiamiamo pioggia netta. Consideriamo gli afflussi uniformemente distribuiti sul bacino.
Scegliamo un intervallo di tempo in modo che sia verificato Δ t < 0,29 t lag
(Time Lag = distanza temporale tra baricentro pluviogramma ed idrogramma)
t lag = 0,6 tc = 1,8 ore
Δ t = 0,29* t lag = 0,52 ore.
Assumiamo 8 intervalli di Δ t = 0,375 (considerando una pioggia della durata pari al tempo di corrivazione tc:=3 ore).
Nelle successive tabelle sono riportati i valori delle h di pioggia e le differenze Δ h per ogni intervallo e per i tempi di ritorno assunti nel presente studio. Sotto forma di istogramma, vengono inoltre
riportati i valori (lordi) delle piogge:
11
TABELLA E GRAFICO 2.7 – Valori per tempo di ritorno di 50 anni.
P L U V IO G R A M M A D I PIO G G IA L O R D O
PE R T = 5 0 an n i
T = 50 an n i
¬t
h
¬h
0 ,3 8
4 8 ,2 2
4 8 ,2 2
0 ,7 5
6 3 ,4 1
1 5 ,1 9
1 ,1 3
7 4 ,4 3
1 1 ,0 1
1 ,5 0
8 3 ,3 8
8 ,9 6
1 ,8 8
9 1 ,0 6
7 ,6 8
2 ,2 5
9 7 ,8 6
6 ,8 0
2 ,6 3
1 0 4 ,0 1
6 ,1 4
3 ,0 0
1 0 9 ,6 4
5 ,6 3
6 0 ,0 0
5 0 ,0 0
h
4 0 ,0 0
3 0 ,0 0
2 0 ,0 0
1 0 ,0 0
0 ,0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
I n te r v a lli d i t e m p o
PLUVIOGRAMMA DI PROGETTO LORDO
PER T= 50 anni
60
altezze di pioggia (mm)
50
40
30
20
10
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Intervalli di tempo (ore)
12
TABELLA E GRAFICO 2.8 – Valori per tempo di ritorno di 200 anni.
P L U V IO G R A M M A D I PIO G G IA L O R D O
P E R T = 2 00 a n n i
T = 2 00 a n n i
t
h
h
7 0 ,0 0
0 ,3 8
6 4 ,6 0
6 4 ,6 0
0 ,7 5
8 4 ,6 6
2 0 ,0 5
h 5 0 ,0 0
1 ,1 3
9 9 ,1 6
1 4 ,5 0
4 0 ,0 0
1 ,5 0
1 1 0 ,9 3
1 1 ,7 7
1 ,8 8
1 2 1 ,0 2
1 0 ,0 9
2 ,2 5
1 2 9 ,9 4
8 ,9 2
2 ,6 3
1 3 7 ,9 9
8 ,0 5
3 ,0 0
1 4 5 ,3 6
7 ,3 8
6 0 ,0 0
3 0 ,0 0
2 0 ,0 0
1 0 ,0 0
0 ,0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
I n te r v a lli d i t e m p o
PLUVIOGRAMMA DI PROGETTO LORDO
PER T= 200 anni
70
altezze di pioggia (mm)
60
50
40
30
20
10
0
1
2
3
4
5
6
7
8
Intervalli di tempo (ore)
13
Ricavati i pluviogrammi lordi di progetto, occorre risalire alle piogge nette. Il metodo SCS – CN
considera
una
perdita
iniziale
Ia
=
2
mm
(initial
abstraction)
che
tiene
conto
dell’evapotraspirazione.
La pioggia netta si ottiene R = P-S dove
R indica la pioggia netta
P la pioggia lorda
S la quantità di pioggia infiltrata nel terreno.
Introduciamo la quantità S’ che è il massimo volume per unità di superficie immagazzinabile nel
terreno a saturazione e scriviamo:
S R
P2
che combinata con la precedente da R =
. Tenendo conto infine di Ia avremo :
=
P + S'
S' P
R=
(P - Ia )2
P - Ia + S'
;
S’ dipende dalle caratteristiche del bacino e viene ricavato tramite la formula
S’ =
25400
- 254
CN
Il valore del CN viene assunto come in tabella.
Tabella 2.9 - Determinazione di CN e S'
CN
S'
85,00
44,82
Di seguito vengono riportati l’andamento qualitativo delle curve P, R ed S e i valori (riassunti in
tabella) relativi allo studio in questione, rappresentati anche graficamente.
14
P
GRAFICO
2.10 – Andamento qualitativo di P, R ed S..
P, Q
(mm)
R
S
(mm)
S’
15
TABELLA E GRAFICO 2.11 – Piogge lorde, nette e perdite: valori per tempo di ritorno 50 anni.
t
(min)
22,5
45
67,5
90
112,5
135
157,5
180
t
h lo rda
(mm)
6,14
7,68
11,01
48,22
15,19
8,96
6,8
5,63
P
lorda
P
lorda
6,14
13,82
24,83
73,05
88,24
97,20
104,00
109,63
R
P - Ia
R
4,14
11,82
22,83
71,05
86,24
95,20
102,00
107,63
0,350
2,467
7,704
43,567
56,748
64,727
70,862
75,987
S (perdite)
0,350
2,117
5,238
35,862
13,181
7,979
6,136
5,125
-5,790
-5,563
-5,772
-12,358
-2,009
-0,981
-0,664
-0,505
-5,790
-11,353
-17,126
-29,483
-31,492
-32,473
-33,138
-33,643
-5,790
-11,353
6,14
13,82
0,350
2,467
22,5
100,00
24,83
7,704
-17,126
73,05
43,567
-29,483
37,5
80,00
45
88,24
97,20
56,748
64,727
-31,492
-32,473
52,5
104,00
70,862
-33,138
60
109,63
75,987
-33,643
60,00
s
netta
S (perdite)
CURVE
per T= 50 anni
7,5
120,00
15
30
P
40,00
20,00
0,00
-20,00
0
10
20
30
40
50
60
70
-40,00
-60,00
t (min)
P lorda
R
S (perd ite)
16
TABELLA E GRAFICO 2.12 – Piogge lorde, nette e perdite: valori per tempo di ritorno 200 anni.
t
(min)
22,5
45
67,5
90
112,5
135
157,5
180
t
h lo rda
(mm)
8,05
10,09
14,5
64,6
20,05
11,77
8,92
7,38
P
lorda
P
lorda
8,05
18,14
32,64
97,24
117,29
129,06
137,98
145,36
R
P - Ia
R
6,05
16,14
30,64
95,24
115,29
127,06
135,98
143,36
0,720
4,273
12,441
64,763
83,017
93,927
102,271
109,215
0,720
4,273
32,64
12,441
-20,199
140,00
30
97,24
64,763
-32,477
37,5
120,00
117,29
129,06
83,017
93,927
-34,273
-35,133
100,00
52,5
137,98
102,271
-35,709
145,36
109,215
-36,145
60
80,00
0,720
3,554
8,168
52,322
18,254
10,911
8,343
6,944
s
S (perdite)
-7,330
-6,536
-6,332
-12,278
-1,796
-0,859
-0,577
-0,436
-7,330
-13,867
-20,199
-32,477
-34,273
-35,133
-35,709
-36,145
S (perdite)
8,05
18,14
45
netta
CURVE
-7,330 per T= 200 anni
7,5
15
160,00
22,5
P
-13,867
60,00
40,00
20,00
0,00
-20,00
0
10
20
30
40
50
60
70
-40,00
-60,00
t (min)
P lo rda
R
S (perdite)
17
2.3.2 TRASFORMAZIONE AFFLUSSI - DEFLUSSI
Ricavato il pluviogramma di progetto rappresentante le piogge nette, è necessario risalire
all’idrogramma di piena dal quale determineremo la portata di colmo. Definiamo alcune grandezze
utilizzate nel metodo SCS - CN:
Tempo di picco t picco = 0.5 Δ t + t lag = 1,98 ore
Portata specifica (contributo di portata per ogni mm di pioggia)
S ( Kmq ) m 3
(
)
U picco =0.2084
t picco s mm
Integrale di convoluzione Qi =
i
∑U
j =1
j
⋅ P(i - j+1) (*)
Dove i è il numero di intervalli scelto, nel nostro caso i=36
Lo SCS fornisce un grafico unitario – dimensionale, riportante in ordinate il valore U/U
ascisse t/t
picco
picco
ed in
. Attraverso tale diagramma e la (*), si ricava l’idrogramma di piena, con metodo
grafico oppure analitico.
METODO ANALITICO
Il diagramma si può costruire analiticamente con la funzione γ che assume la seguente espressione
U
U picco
⎛ t
⎜
⎜ t picco
=⎜
γm
⎜⎜
⎝
m
⎛
⎜
t
⎞
⎟
⎞ ⎜⎜ m − t picco ⎟⎟
⎟ ⎜ γ ⎟
⎟
⎟ ⎜⎝
⎠
e
⎟
⎟⎟
⎠
con m = 4,08332 ed γ = 0.24490
I valori trovati sono riassunti nelle successive tabelle per i tempi di ritorno di progetto. Successivamente vengono riportati gli idrogrammi di piena.
18
TABELLA 2.13 – Valori portate per tempo di ritorno 50 anni.
Dati di Base
Upicco
2,57
t picco
1,98
i
t
t/t picco
U
P netta
Q
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
0,375
0,75
1,125
1,5
1,875
2,25
2,625
3
3,375
3,75
4,125
4,5
4,875
5,25
5,625
6
6,375
6,75
7,125
7,5
7,875
8,25
8,625
9
9,375
9,75
10,125
10,5
10,875
11,25
11,625
12
12,375
12,75
13,125
13,5
0,189
0,379
0,568
0,758
0,947
1,136
1,326
1,515
1,705
1,894
2,083
2,273
2,462
2,652
2,841
3,030
3,220
3,409
3,598
3,788
3,977
4,167
4,356
4,545
4,735
4,924
5,114
5,303
5,492
5,682
5,871
6,061
6,250
6,439
6,629
6,818
0,07891
0,61724
1,49152
2,22808
2,55731
2,48452
2,15152
1,71271
1,27848
0,90714
0,61777
0,40670
0,26023
0,16252
0,09940
0,05970
0,03529
0,02057
0,01183
0,00673
0,00379
0,00212
0,00117
0,00064
0,00035
0,00019
0,00010
0,00005
0,00003
0,00002
0,00001
0,00000
0,00000
0,00000
0,00000
0,00000
0,350
2,117
5,238
35,862
13,181
7,979
6,136
5,125
0,028
0,383
2,242
10,000
36,600
80,208
124,380
155,339
168,244
163,622
145,548
120,144
93,172
67,643
48,330
32,823
21,603
13,839
8,662
5,312
3,199
1,897
1,109
0,640
0,365
0,206
0,115
0,064
0,035
0,019
0,006
0,002
0,000
0,000
0,000
0,000
19
TABELLA 2.14 – Valori portate per tempo di ritorno 200 anni.
Dati di Base
Upicco
2,57
t picco
1,98
i
t
t/t picco
U
Pnetta
Q
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
0,375
0,75
1,125
1,5
1,875
2,25
2,625
3
3,375
3,75
4,125
4,5
4,875
5,25
5,625
6
6,375
6,75
7,125
7,5
7,875
8,25
8,625
9
9,375
9,75
10,125
10,5
10,875
11,25
11,625
12
12,375
12,75
13,125
13,5
0,189
0,379
0,568
0,758
0,947
1,136
1,326
1,515
1,705
1,894
2,083
2,273
2,462
2,652
2,841
3,030
3,220
3,409
3,598
3,788
3,977
4,167
4,356
4,545
4,735
4,924
5,114
5,303
5,492
5,682
5,871
6,061
6,250
6,439
6,629
6,818
0,07891
0,61724
1,49152
2,22808
2,55731
2,48452
2,15152
1,71271
1,27848
0,90714
0,61777
0,40670
0,26023
0,16252
0,09940
0,05970
0,03529
0,02057
0,01183
0,00673
0,00379
0,00212
0,00117
0,00064
0,00035
0,00019
0,00010
0,00005
0,00003
0,00002
0,00001
0,00000
0,00000
0,00000
0,00000
0,00000
0,720
3,554
8,168
52,322
18,254
10,911
8,343
6,944
0,057
0,725
3,912
16,075
55,678
119,244
182,464
225,620
242,298
233,960
206,914
170,016
131,369
94,665
67,788
45,950
30,194
19,318
12,076
7,399
4,453
2,638
1,541
0,889
0,507
0,286
0,160
0,089
0,049
0,027
0,008
0,002
0,001
0,000
0,000
0,000
20
TABELLA 2.15– Riepilogo valori portate al colmo con tempi di ritorno di progetto determinate con il metodo
SCS - CN
Q 50
168
Q 200
242
mc/s
21
VERIFICHE IDRAULICHE PRELIMINARI
Il torrente Muzzolito è l’ultimo affluente di destra del fiume Crati. Nel tratto a monte della confluenza per circa 4-5 km, il corso d’acqua attraversa la loc. S. Nico e presenta notevoli problemi di
sovralluvionamento risultando in molti tratti “pensile” rispetto alle aree esterne all’alveo (in alcuni
casi il dislivello tra le aree esterne e l’alveo attivo è superiore a 2 m). Ciò determina ovviamente la
possibilità di allagare le aree private anche in occasione di piene ordinarie, così come avvenuto diverse volte negli ultimi anni.
L’unico intervento possibile per tale problema è procedere allo svuotamento del tratto d’alveo per
ripristinare condizioni di deflusso almeno per portate con tempi di ritorno di 50 anni.
Non avendo rilevato aree in erosione nel Muzzolito, né nel tratto di costa prossimo alla foce del
Crati, le uniche alternative di utilizzo del materiale estratto sono il trasporto e versamento a ripascimento in aree in erosione site fuori dal comune di Corigliano.
La possibilità di abbinare un intervento di ripascimento stagionale di un’area litoranea erosa, alla
necessità di estrarre inerti da un alveo sovralluvionato, consente di ottenere un duplice beneficio per
entrambi i siti, pur non avendo la pretesa di risolvere in maniera definitiva le problematiche in questione.
E’ infatti da evidenziare che la situazione attuale mostra la tendenza dell’alveo ad accumulare sedimenti, per cui è lecito attendersi nel corso degli anni un naturale incremento del thalweg. Occorreranno pertanto periodici interventi di manutenzione per evitare che si arrivi allo stato attuale.
Per quanto riguarda il fenomeno erosivo del litorale di Amendolara, l’esistenza di un sistema di
difesa costituito da scogliere emergenti e sommerse dovrebbe contribuire al mantenimento nel tempo di buona parte dei volumi versati. Si sottolinea inoltre la naturalità di un tale intervento che certamente non produce effetti negativi nelle aree di sottoflutto, che al massimo vengono anch’esse
alimentate grazie allo spostamento delle sabbie prodotto dal mare. Il materiale di natura sabbiosa
presente nel greto del Muzzolito appare in prima ipotesi idoneo alla costituzione dello strato superficiale del ripascimento di Amendolara nella località lungomare.
Il tratto di studio è di circa 2 km, nel quale sono state rilevate n°6 sezioni d’alveo. Il tratto di prelievo ipotizzato è a monte della sezione 1 fino alla sezione 5 per circa 1.100 m. Le sezioni sono state
verificate nell’ipotesi “ex ante” ed “ex post”. Con le successive fasi progettuali è necessario procedere ad un’analisi di maggiore dettaglio.
Il tratto d’intervento risulta classificato quale “zone di attenzione” nel PAI (tav RI 78044 A) equiparata a rischio idraulico R4. In basso si riporta un estratto della tavola: l’ovale giallo indica l’area
d’intervento.
22
Le portate assunte a base della progettazione sono state calcolate nell’apposita relazione idrologica
e vengono qui sotto riportate.
Q 50
168
Q 200
242
mc/s
23
1.1 MODELLO DI CALCOLO UTILIZZATO
La simulazione della propagazione dell’onda di piena lungo il tratto d’intervento, con conseguente
determinazione del livello idrico nelle sezioni trasversali e ricostruzione del profilo di superficie
libera per i tempi di ritorno di progetto (50 e 200 anni) è stata effettuata con l’ausilio del software
HEC-RAS sviluppato dall’ “Hydrologic Engineering Center” dello US Army Corps of Engineers.
Nelle suddette ipotesi, il software utilizza la nota equazione di conservazione dell’energia tra le
generiche sezioni trasversali di monte (indicate nello schema di Fig. 1 con il pedice “M”) e di valle
(“V”):
ZM + HM +
v2
v M2
= Z V + H V + V + ΔH
2g
2g
dove Z è la quota del thalweg dal l.m.m., H è l’altezza del pelo libero, v la velocità, g
l’accelerazione di gravità e ΔH le perdite di carico nel tratto L
vM2
2g
H
vV2
2g
HM
HV
ZM
ZV
L
Fig. 1.1 – Schema tronco di alveo compreso tra 2 sezioni trasversali generiche.
Le perdite di carico della corrente:
24
vv2 v M2
ΔH = LJ m + C
−
2g 2g
sono funzione della cadente Jm, di L, delle altezze cinetiche e di un coefficiente C di contrazione/espansione.
La cadente J viene ricavata dall’equazione di moto uniforme di Manning:
2
1
AR 3
Q=
*J 2
n
dove A è l’area bagnata, R =
A
è il raggio idraulico (P contorno bagnato) ed n è il coefficiente di
P
scabrezza del quale esistono numerosi valori proposti in letteratura al variare delle caratteristiche
dell’alveo.
HEC – RAS esprime il valore rappresentativo della cadente, tratto per tratto, selezionando
l’equazione più appropriata per il calcolo di Jm, in relazione alla pendenza dell’alveo (forte o debole) ed alle caratteristiche della corrente (lenta o veloce, accelerata e decelerata), da una delle seguenti formule:
⎛
⎜
QV
⎜ QM
+
Jm = ⎜
2/3
A R
AV RV2 / 3
⎜ M M
⎜ n
nV
M
⎝
2
⎞
⎟
(J M + J V )
2J M JV
⎟
0.5
; J m = (J M * J V ) ; J m =
⎟ ; Jm =
2
J M + JV
⎟
⎟
⎠
Inserite le sezioni trasversali, le eventuali opere trasversali e longitudinali esistenti, le portate di
progetto e le condizioni al contorno, la procedura di calcolo del programma per determinare H in
ogni sezione è iterativa:
1) fornita la condizione iniziale a valle o a monte (tirante idrico per moto uniforme, altezza critica, tirante idrico noto, ecc), procede verso monte (corrente lenta) o valle
(corrente veloce);
2) trova la quota della superficie libera (WS) di 1° tentativo nella sezione ove essa è incognita;
2
AR 3
3) determina K =
ev;
n
4) calcola Jm e ΔH ;
5) dall’equazione di conservazione dell’energia, ricava nuovo valore di WS che confronta con quello di 1° tentativo;
25
6) ripete l’iterazione fino a quando la differenza tra le due WS<3 mm.
7) Confronta l’altezza così determinata con quella critica (per la quale il carico assoluto
assume valore minimo) per stabilire se il regime di moto è subcritico o supercritico.
In caso individui più minimi (fino a 3), HEC-RAS sceglie il valore più piccolo;
8) Note WS e Crit. WS (altezza critica) in una sezione, stabilisce in regime di corrente
lenta o veloce. Qualora il regime sia diverso da quello determinato nella sezione precedente alla sezione si assegna Crit WS. Qualora vi sia passaggio da regime supercritico a subcritico tramite risalto idraulico, la corrente non è più gradualmente variata pertanto non può essere applicata l’equazione di conservazione dell’energia. In
tal caso il software applica l’equazione di conservazione della quantità di moto:
β M QM2
gAM
β Q2
⎛ A + AM ⎞
⎛ A + AM ⎞
+ AM YM + ⎜ V
⎟ * L * i = V V + AV YV + ⎜ V
⎟* L* JM
gAV
2
2
⎝
⎠
⎝
⎠
nella quale i primi termini (a sx e a dx dell’uguaglianza) rappresentano le spinte idrodinamiche dovute alla quantità di moto, i secondi le spinte idrostatiche (Y sono gli affondamenti dei baricentri delle sezioni bagnate), ed i terzi rispettivamente la componente
del peso lungo la direzione del moto (a sx dell’=) e la resistenza al moto.
L’output dei risultati è sia in forma grafica che tabellare (fig. 2).
Reach
River Stat
Profile
Q total
Tratto
Sezione
QT=1..n
Q (mc/s)
Min Ch El WS Elev
thalweg
H pelo
libero
Crit. WS
H critica
EG Elev
linea
carichi
totali
EG slope
J
Vel Chnl Flow area
velocità
A
Fig. 1.2 - Alcuni dati dell'output fornito dal modello in tabella.
1.2 RICOSTRUZIONE PROFILI DEL PELO LIBERO
Il tratto oggetto di studio è lungo circa 2.000 m mentre quello di progetto circa 1.100 m. Il software
richiede l’inserimento delle sezioni con numerazione crescente da valle verso monte. Sono state
inserite n°6 sezioni.
Il coefficiente di scabrezza di Manning n è stato assunto pari a 0,05 per l’alveo attuale e 0,03 per
l’alveo a seguito dell’intervento.
I valori di portata con assegnato tempo di ritorno sono stati desunti dallo studio idrologico. Come
condizioni al contorno sono state assunte le pendenze del tratto.
26
Nello stato attuale si evidenzia in diverse sezioni la possibilità di esondazione anche con portate
cinquantennali. In corrispondenza del ponte sulla S.P. 173 la portata Q50 non risulta contenuta nella
condizione ex ante.
Gli effetti dell’intervento di mitigazione del rischio mediante l’estrazione di materiale inerte in eccesso sono evidenti dalle verifiche nella condizione ex post: nel tratto di progetto le portate duecentennali sono sempre contenute, tranne in corrispondenza dell’attraversamento suddetto, dove viene
contenuta solo la Q50. La modesta pendenza del tratto (circa 0.0046 nello stato futuro) vincola rispetto alla possibilità di ulteriori approfondimenti.
Il deflusso avviene in corrente lenta.
I risultati delle modellazioni eseguite con le presenti verifiche preliminari vengono di seguito
allegati.
27
ALLEGATI
28
MUZZOLITO - EX ANTE
MUZZOLITO terminale
28
Legend
EG Q 200
WS Q 200
26
EG Q 50
WS Q 50
Crit Q 200
24
Crit Q 50
Ground
22
Left Levee
Elevation (m)
Right Levee
20
18
16
14
12
10
0
500
1000
Main Channel Distance (m)
1500
2000
RS = 10 SEZIONE M 10
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
17
Legend
EG Q 200
16
Elevation (m)
WS Q 200
15
EG Q 50
WS Q 50
14
Crit Q 200
13
Crit Q 50
Ground
12
Bank Sta
11
0
10
20
30
40
50
Station (m)
RS = 20 SEZIONE M 20
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
20
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
19
WS Q 200
EG Q 50
18
WS Q 50
Crit Q 200
17
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
15
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 30 SEZIONE M 30
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 200
20
Crit Q 200
WS Q 50
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
20
40
60
80
Station (m)
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
23
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 50
21
WS Q 200
Crit Q 200
20
Crit Q 50
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
RS = 50 SEZIONE M 50
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Station (m)
RS = 60 SEZIONE M 60
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
28
Legend
27
EG Q 200
EG Q 50
Elevation (m)
26
Crit Q 50
25
WS Q 50
WS Q 200
24
Crit Q 200
23
Ground
22
Levee
Bank Sta
21
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
23
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 50
21
WS Q 200
Crit Q 200
20
Crit Q 50
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Station (m)
RS = 40 SEZIONE M 40
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
24
Legend
EG Q 200
23
Elevation (m)
WS Q 200
22
EG Q 50
WS Q 50
21
Crit Q 200
Crit Q 50
20
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
HEC-RAS Plan: Plan 02 River: MUZZOLITO Reach: terminale
Reach
River Sta
Profile
Q Total
Min Ch El
W.S. Elev
Crit W.S.
E.G. Elev
E.G. Slope
Vel Chnl
Flow Area
Top Width
(m3/s)
(m)
(m)
(m)
(m)
(m/m)
(m/s)
(m2)
(m)
Froude # Chl
terminale
60
Q 50
168.00
24.46
26.53
26.53
26.76
0.006374
2.25
79.85
46.00
0.54
terminale
60
Q 200
242.00
24.46
26.53
26.53
27.00
0.013226
3.24
79.85
46.00
0.78
terminale
50
Q 50
168.00
19.00
22.61
21.49
22.66
0.000759
1.05
185.02
72.81
0.20
terminale
50
Q 200
242.00
19.00
23.04
22.01
23.11
0.000947
1.29
216.37
72.81
0.23
terminale
40
Q 50
168.00
18.61
22.50
20.68
22.62
0.001551
1.52
110.80
35.18
0.27
terminale
40
Q 200
242.00
18.61
22.86
21.04
23.06
0.002298
1.96
123.43
35.18
0.33
terminale
39
terminale
38
Q 50
168.00
18.58
22.11
20.64
22.26
0.002241
1.71
98.04
35.18
0.33
terminale
38
Q 200
242.00
18.58
21.98
21.02
22.32
0.005219
2.59
93.38
35.18
0.51
terminale
30
Q 50
168.00
18.65
21.77
20.93
22.17
0.006754
2.80
60.06
25.45
0.58
terminale
30
Q 200
242.00
18.65
21.99
21.99
22.20
0.003426
2.07
119.03
49.24
0.42
terminale
20
Q 50
168.00
15.61
18.90
18.14
19.09
0.004186
2.02
89.76
50.89
0.45
terminale
20
Q 200
242.00
15.61
19.33
18.53
19.53
0.003599
2.12
127.84
60.79
0.43
terminale
10
Q 50
168.00
11.74
16.02
14.85
16.30
0.005008
2.41
73.74
36.19
0.50
terminale
10
Q 200
242.00
11.74
16.61
15.47
16.95
0.005005
2.65
97.46
44.05
0.51
Bridge
MUZZOLITO - EX POST
MUZZOLITO terminale
28
Legend
EG Q 200
WS Q 200
26
EG Q 50
WS Q 50
Crit Q 200
24
Crit Q 50
Ground
22
Left Levee
Elevation (m)
Right Levee
20
18
16
14
12
10
0
500
1000
1500
Main Channel Distance (m)
2000
2500
RS = 10 SEZIONE M 10
MUZZOLITO - EX POST
.05
.05
.05
17
Legend
EG Q 200
16
Elevation (m)
WS Q 200
15
EG Q 50
WS Q 50
14
Crit Q 200
13
Crit Q 50
Ground
12
Bank Sta
11
0
10
20
30
40
50
Station (m)
RS = 20 SEZIONE M 20
MUZZOLITO - EX POST
.05
.03
.05
19
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
18
WS Q 200
EG Q 50
17
WS Q 50
Crit Q 200
16
Crit Q 50
Ground
15
Levee
Bank Sta
14
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 30 SEZIONE M 30
MUZZOLITO - EX POST
.05
.03
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 200
20
Crit Q 200
WS Q 50
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
20
40
60
80
Station (m)
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX POST
.03
22
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
21
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
19
Crit Q 50
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
RS = 50 SEZIONE M 50
MUZZOLITO - EX POST
Elevation (m)
.05
.03
.05
23
Legend
22
EG Q 200
21
WS Q 200
EG Q 50
20
Crit Q 200
19
WS Q 50
18
Crit Q 50
17
Ground
Levee
16
Bank Sta
15
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Station (m)
RS = 60 SEZIONE M 60
MUZZOLITO - EX POST
.05
.05
.05
28
Legend
27
EG Q 200
EG Q 50
Elevation (m)
26
Crit Q 50
25
WS Q 50
WS Q 200
24
Crit Q 200
23
Ground
22
Levee
Bank Sta
21
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX POST
.03
23
Legend
EG Q 200
22
Elevation (m)
WS Q 200
21
EG Q 50
WS Q 50
20
Crit Q 200
Crit Q 50
19
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Station (m)
RS = 40 SEZIONE M 40
MUZZOLITO - EX POST
.03
22
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
21
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
19
Crit Q 50
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
HEC-RAS Plan: Plan 02 River: MUZZOLITO Reach: terminale
Reach
River Sta
Profile
Q Total
Min Ch El
W.S. Elev
Crit W.S.
E.G. Elev
E.G. Slope
Vel Chnl
Flow Area
Top Width
(m3/s)
(m)
(m)
(m)
(m)
(m/m)
(m/s)
(m2)
(m)
Froude # Chl
terminale
60
Q 50
168.00
24.46
26.53
26.53
26.76
0.006374
2.25
79.85
46.00
0.54
terminale
60
Q 200
242.00
24.46
26.53
26.53
27.00
0.013226
3.24
79.85
46.00
0.78
terminale
50
Q 50
168.00
17.50
20.55
20.16
21.17
0.004378
3.48
48.27
23.16
0.77
terminale
50
Q 200
242.00
17.50
21.33
20.72
21.98
0.003571
3.57
67.82
26.77
0.72
terminale
40
Q 50
168.00
17.38
20.88
18.80
20.98
0.000438
1.41
119.51
35.18
0.24
terminale
40
Q 200
242.00
17.38
21.66
19.17
21.79
0.000480
1.65
146.91
35.18
0.26
terminale
39
terminale
38
Q 50
168.00
17.35
20.87
18.78
20.97
0.000429
1.40
120.27
35.18
0.24
terminale
38
Q 200
242.00
17.35
21.61
19.14
21.75
0.000486
1.65
146.29
35.18
0.26
terminale
30
Q 50
168.00
17.20
19.90
19.90
20.86
0.007660
4.34
38.72
20.17
1.00
terminale
30
Q 200
242.00
17.20
20.49
20.49
21.62
0.007309
4.72
51.22
22.55
1.00
terminale
20
Q 50
168.00
14.55
17.82
16.96
18.12
0.001971
2.41
69.65
32.56
0.53
terminale
20
Q 200
242.00
14.55
18.40
17.43
18.77
0.001977
2.72
89.06
34.90
0.54
terminale
10
Q 50
168.00
11.74
16.02
14.85
16.30
0.005008
2.41
73.74
36.19
0.50
terminale
10
Q 200
242.00
11.74
16.61
15.47
16.95
0.005005
2.65
97.46
44.05
0.51
Bridge
MUZZOLITO - EX ANTE
MUZZOLITO terminale
28
Legend
EG Q 200
WS Q 200
26
EG Q 50
WS Q 50
Crit Q 200
24
Crit Q 50
Ground
22
Left Levee
Elevation (m)
Right Levee
20
18
16
14
12
10
0
500
1000
Main Channel Distance (m)
1500
2000
RS = 10 SEZIONE M 10
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
17
Legend
EG Q 200
16
Elevation (m)
WS Q 200
15
EG Q 50
WS Q 50
14
Crit Q 200
13
Crit Q 50
Ground
12
Bank Sta
11
0
10
20
30
40
50
Station (m)
RS = 20 SEZIONE M 20
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
20
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
19
WS Q 200
EG Q 50
18
WS Q 50
Crit Q 200
17
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
15
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 30 SEZIONE M 30
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 200
20
Crit Q 200
WS Q 50
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
20
40
60
80
Station (m)
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
23
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 50
21
WS Q 200
Crit Q 200
20
Crit Q 50
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
RS = 50 SEZIONE M 50
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Station (m)
RS = 60 SEZIONE M 60
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
.05
.05
28
Legend
27
EG Q 200
EG Q 50
Elevation (m)
26
Crit Q 50
25
WS Q 50
WS Q 200
24
Crit Q 200
23
Ground
22
Levee
Bank Sta
21
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
23
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 50
21
WS Q 200
Crit Q 200
20
Crit Q 50
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Station (m)
RS = 40 SEZIONE M 40
MUZZOLITO - EX ANTE
.05
24
Legend
EG Q 200
23
Elevation (m)
WS Q 200
22
EG Q 50
WS Q 50
21
Crit Q 200
Crit Q 50
20
Ground
19
Levee
Bank Sta
18
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
HEC-RAS Plan: Plan 02 River: MUZZOLITO Reach: terminale
Reach
River Sta
Profile
Q Total
Min Ch El
W.S. Elev
Crit W.S.
E.G. Elev
E.G. Slope
Vel Chnl
Flow Area
Top Width
(m3/s)
(m)
(m)
(m)
(m)
(m/m)
(m/s)
(m2)
(m)
Froude # Chl
terminale
60
Q 50
168.00
24.46
26.53
26.53
26.76
0.006374
2.25
79.85
46.00
0.54
terminale
60
Q 200
242.00
24.46
26.53
26.53
27.00
0.013226
3.24
79.85
46.00
0.78
terminale
50
Q 50
168.00
19.00
22.61
21.49
22.66
0.000759
1.05
185.02
72.81
0.20
terminale
50
Q 200
242.00
19.00
23.04
22.01
23.11
0.000947
1.29
216.37
72.81
0.23
terminale
40
Q 50
168.00
18.61
22.50
20.68
22.62
0.001551
1.52
110.80
35.18
0.27
terminale
40
Q 200
242.00
18.61
22.86
21.04
23.06
0.002298
1.96
123.43
35.18
0.33
terminale
39
terminale
38
Q 50
168.00
18.58
22.11
20.64
22.26
0.002241
1.71
98.04
35.18
0.33
terminale
38
Q 200
242.00
18.58
21.98
21.02
22.32
0.005219
2.59
93.38
35.18
0.51
terminale
30
Q 50
168.00
18.65
21.77
20.93
22.17
0.006754
2.80
60.06
25.45
0.58
terminale
30
Q 200
242.00
18.65
21.99
21.99
22.20
0.003426
2.07
119.03
49.24
0.42
terminale
20
Q 50
168.00
15.61
18.90
18.14
19.09
0.004186
2.02
89.76
50.89
0.45
terminale
20
Q 200
242.00
15.61
19.33
18.53
19.53
0.003599
2.12
127.84
60.79
0.43
terminale
10
Q 50
168.00
11.74
16.02
14.85
16.30
0.005008
2.41
73.74
36.19
0.50
terminale
10
Q 200
242.00
11.74
16.61
15.47
16.95
0.005005
2.65
97.46
44.05
0.51
Bridge
MUZZOLITO - EX POST
MUZZOLITO terminale
28
Legend
EG Q 200
WS Q 200
26
EG Q 50
WS Q 50
Crit Q 200
24
Crit Q 50
Ground
22
Left Levee
Elevation (m)
Right Levee
20
18
16
14
12
10
0
500
1000
1500
Main Channel Distance (m)
2000
2500
RS = 10 SEZIONE M 10
MUZZOLITO - EX POST
.05
.05
.05
17
Legend
EG Q 200
16
Elevation (m)
WS Q 200
15
EG Q 50
WS Q 50
14
Crit Q 200
13
Crit Q 50
Ground
12
Bank Sta
11
0
10
20
30
40
50
Station (m)
RS = 20 SEZIONE M 20
MUZZOLITO - EX POST
.05
.03
.05
19
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
18
WS Q 200
EG Q 50
17
WS Q 50
Crit Q 200
16
Crit Q 50
Ground
15
Levee
Bank Sta
14
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 30 SEZIONE M 30
MUZZOLITO - EX POST
.05
.03
.05
24
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
22
EG Q 50
WS Q 200
20
Crit Q 200
WS Q 50
18
Crit Q 50
Ground
16
Levee
Bank Sta
14
0
20
40
60
80
Station (m)
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX POST
.03
22
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
21
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
19
Crit Q 50
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
RS = 50 SEZIONE M 50
MUZZOLITO - EX POST
Elevation (m)
.05
.03
.05
23
Legend
22
EG Q 200
21
WS Q 200
EG Q 50
20
Crit Q 200
19
WS Q 50
18
Crit Q 50
17
Ground
Levee
16
Bank Sta
15
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Station (m)
RS = 60 SEZIONE M 60
MUZZOLITO - EX POST
.05
.05
.05
28
Legend
27
EG Q 200
EG Q 50
Elevation (m)
26
Crit Q 50
25
WS Q 50
WS Q 200
24
Crit Q 200
23
Ground
22
Levee
Bank Sta
21
0
10
20
30
40
Station (m)
50
60
70
RS = 39
BR PONTE SP 173
MUZZOLITO - EX POST
.03
23
Legend
EG Q 200
22
Elevation (m)
WS Q 200
21
EG Q 50
WS Q 50
20
Crit Q 200
Crit Q 50
19
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
25
30
35
40
Station (m)
RS = 40 SEZIONE M 40
MUZZOLITO - EX POST
.03
22
Legend
EG Q 200
Elevation (m)
21
WS Q 200
EG Q 50
20
WS Q 50
Crit Q 200
19
Crit Q 50
Ground
18
Levee
Bank Sta
17
0
5
10
15
20
Station (m)
25
30
35
40
HEC-RAS Plan: Plan 02 River: MUZZOLITO Reach: terminale
Reach
River Sta
Profile
Q Total
Min Ch El
W.S. Elev
Crit W.S.
E.G. Elev
E.G. Slope
Vel Chnl
Flow Area
Top Width
(m3/s)
(m)
(m)
(m)
(m)
(m/m)
(m/s)
(m2)
(m)
Froude # Chl
terminale
60
Q 50
168.00
24.46
26.53
26.53
26.76
0.006374
2.25
79.85
46.00
0.54
terminale
60
Q 200
242.00
24.46
26.53
26.53
27.00
0.013226
3.24
79.85
46.00
0.78
terminale
50
Q 50
168.00
17.50
20.55
20.16
21.17
0.004378
3.48
48.27
23.16
0.77
terminale
50
Q 200
242.00
17.50
21.33
20.72
21.98
0.003571
3.57
67.82
26.77
0.72
terminale
40
Q 50
168.00
17.38
20.88
18.80
20.98
0.000438
1.41
119.51
35.18
0.24
terminale
40
Q 200
242.00
17.38
21.66
19.17
21.79
0.000480
1.65
146.91
35.18
0.26
terminale
39
terminale
38
Q 50
168.00
17.35
20.87
18.78
20.97
0.000429
1.40
120.27
35.18
0.24
terminale
38
Q 200
242.00
17.35
21.61
19.14
21.75
0.000486
1.65
146.29
35.18
0.26
terminale
30
Q 50
168.00
17.20
19.90
19.90
20.86
0.007660
4.34
38.72
20.17
1.00
terminale
30
Q 200
242.00
17.20
20.49
20.49
21.62
0.007309
4.72
51.22
22.55
1.00
terminale
20
Q 50
168.00
14.55
17.82
16.96
18.12
0.001971
2.41
69.65
32.56
0.53
terminale
20
Q 200
242.00
14.55
18.40
17.43
18.77
0.001977
2.72
89.06
34.90
0.54
terminale
10
Q 50
168.00
11.74
16.02
14.85
16.30
0.005008
2.41
73.74
36.19
0.50
terminale
10
Q 200
242.00
11.74
16.61
15.47
16.95
0.005005
2.65
97.46
44.05
0.51
Bridge

Download Report