Relazione Idraulica relativa all Ambito AN.9

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1 Relazione Idraulica relativa all Ambito AN.9 Aggiornamento al

2 i INDICE 1. Premessa 1 2. Stima delle portate di progetto 3 3. Interferenze principali Torrente Setta Rio del Molinazzo Rio Molino Nuovo Fosso degli Aldani Interferenze minori 15

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4 1 RELAZIONE IDROLOGICO - IDRAULICA INTERFERENZE IDROGRAFICHE 1. Premessa Il tratto di attraversamento appenninico dell autostrada A1 Milano-Napoli a cui si riferisce il progetto di adeguamento in esame (lotto n. 2) si sviluppa, dall uscita della galleria di Monte Mario alla fine del tratto in progetto (dal km carreggiata Sud al km ), in stretto affiancamento al torrente Setta ed interferisce con alcuni suoi affluenti in destra idraulica. Il presente studio ha per oggetto: - la valutazione delle portate di piena dei corsi d acqua che interferiscono con il rilevato autostradale; - il calcolo del profilo idrico in moto permanente del torrente Setta, nel suo tratto in adiacenza al tracciato autostradale; - il calcolo del profilo idrico in moto permanente dei corsi d acqua più rilevanti, quali il rio del Molinazzo, il rio Molino Nuovo ed il fosso degli Aldani, nel tratto in cui interferiscono con il rilevato autostradale; - la verifica idraulica delle relative opere di attraversamento autostradale. Lo studio prende in esame il valore della portata duecentennale per il torrente Setta e centennale per gli altri corsi d acqua. Le interferenze del corpo autostradale con il reticolo idrografico superficiale vengono evidenziate, in termini di numero del bacino imbrifero contribuente, superficie e nome del corso d acqua, progressiva autostradale, tipologia e dimensioni dell opera di attraversamento nonché valore della portata di piena nella seguente tabella A:

5 2 Tab. A Quadro delle interferenze idrografiche Bacino Superficie Corso d acqua Progr. Opera autostradale Portata N (ha) (Km) Tipologia Dimensioni (m) (m 3 /s) (B x H o ) T.S. 2.50* Rio del Molinazzo T.S. 5.00* Rio Molino Nuovo T.S. 4.00* T.S. 4.00* T.C F.so della Fabbra S.S. 4.50* Scolo dei 5 Cerri S.S. 3.00* P 6.00* F.so degli Aldani P 6.00* N.B. Il tombino circolare alla progr. Km è contenuto all interno di un sottovia. Il bacino n. 3 viene ad essere accorpato al bacino n. 2. Per la tipologia dell opera si intende T.S.=tombino scatolare, S.S.=sottovia scatolare avente anche funzione idraulica, P=ponticello. La metodologia utilizzata per il calcolo delle portate di piena alle varie interferenze (t. Setta escluso) ed i risultati ottenuti vengono riportati nel paragrafi successivi. Nel caso delle interferenze maggiori (n 2, 4, 10 e t. Setta) la determinazione del profilo idrico è stata eseguita, in condizioni di moto permanente, mediante l impiego del codice di calcolo HEC-RAS dell U.S. Army Corps of Engineers, valido nella rappresentazione monodimensionale del fenomeno per canali e corsi d acqua naturali, le

6 3 cui metodologie di calcolo vengono sinteticamente illustrate in appendice 1 alla presente relazione. Nel caso degli attraversamenti minori la verifica idraulica degli stessi è stata effettuata stimando le condizioni di moto uniforme. 2. Stima delle portate di progetto Nel presente capitolo vengono illustrate le metodologie impiegate per la stima delle portate al colmo di piena in corrispondenza dei diversi attraversamenti ad esclusione del t. Setta per il quale si rimanda allo studio idrologico generale. La valutazione delle portate di piena dei corsi d acqua che interferiscono con il rilevato autostradale in oggetto, è stata effettuata con metodo indiretto, non essendo disponibili delle stazioni idrometriche per l elaborazione statistica degli eventuali dati rilevati. Si sono quindi utilizzate usuali formule empiriche che mettono in relazione le portate di piena con le precipitazioni sul bacino. I valori di precipitazione sono stati elaborati statisticamente nello studio idrologico generale, riguardante tutti i lotti del progetto, nel quale sono state calcolate, per l area in esame, le seguenti espressioni della curve di possibilità climatica: h=21.01 t [ *ln(ln(TR/(TR-1)))] per t> 1 ora [1] h=21.01 t [ *ln(ln(TR/(TR-1)))] per t< 1 ora [2] essendo h l altezza di pioggia (in mm), t la durata della pioggia (in ore) e TR il generico tempo di ritorno dell evento (in anni). Per un tempo di ritorno centennale, quale quello adottato, si ottengono i seguenti valori: a = (mm/h) n = per tc<1 h n = per tc>1 h Il metodo utilizzato per il calcolo delle portate di massima piena Q è quello cinematico quindi applicando la formula razionale seguente: Q = C I S / 360 (m 3 /s) essendo:

7 4 C il coefficiente di deflusso cautelativamente assunto, in presenza di terreni prevalentemente impermeabili, pari a 0.80; I (mm/h) l intensità di pioggia calcolata tramite la [1] e [2] in funzione del tempo di corrivazione tc; S (ha) il valore della superficie contribuente. I bacini imbriferi dei corsi d acqua interferenti con l asse autostradale sono stati delimitati e planimetrati sulla cartografia in sc di cui all elab. n. ID007 IDR007; si sono quindi individuati n. 10 bacini minori con superficie variabile da 0.75 ha a 3.63 km 2. Il tempo di corrivazione tc del bacino è stato valutato secondo la seguente: tc = ta + tr ove ta è il tempo di afflusso alla rete nel moto per veli, tr è il tempo di deflusso in rete, ascrivibile al moto della corrente inalveata. Il valore di ta è stato calcolato tramite la formula sperimentale seguente, proposta dalla Federal Aviation Agency (USA) e pubblicata nel manuale Airport Drainage ta = [ 1.8 (1.1 - C ) (L x ) / i 1/3 ] (in min) in cui: C = 0.8 L è la lunghezza del tratto (in m), i è la pendenza media del tratto (in %). Il valore di tr è stato calcolato tramite la stima della velocità fittizia e quindi tr = L / V con la formula ricavata dal diagramma di Horton: V = 0.4 i 0.5 (m/s) con i, espresso in %, valore della pendenza media dell asta principale.

8 5 Nelle applicazioni il valore massimo limite di V viene assunto pari a 1.5 m/s, come indicato dal Viparelli; il valore di i viene calcolato come pendenza ragguagliata tramite la formula seguente proposta da Fornari: i = L / Σ ( l j / i j ) essendo l j la lunghezza del tronco j con pendenza i j costante. I valori dei parametri suesposti e quindi il calcolo della portata Q, sono riportati, per tutti i bacini imbriferi individuati, nella tabella B seguente. Si precisa che il bacino n. 3 viene ad essere drenato dall opera posta al km

9 6 Tab. B - CALCOLO DELLA PORTATA DI PIENA DEI BACINI IMBRIFERI (1/5) Tr = 100 Formula FAA per ta (deflusso per veli) a= Formula di Fornari per pendenza ragguagliata n= (per tc<1 h) Formula di Horton per tr (deflusso in rete) n= (per tc>1 h) C= 0.8 N Bacino: 1 Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 2 Rio del Molinazzo Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.1 N Bacino: 3 Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 0.6

10 7 Segue tab. B (2/5) N Bacino: 4 Rio Molino nuovo Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 4a Rio Molino nuovo I pozzetto (variante S.S. 325) S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 4b Rio Molino nuovo II pozzetto (variante S.S. 325) S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5

11 8 Segue tab. B (3/5) N Bacino: 5 Progr. km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 5a Primo sulla Val di Setta S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 5b Secondo sulla Val di Setta S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.5 N Bacino: 6 Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.3

12 9 Segue tab. B (4/5) N Bacino: 7 F.so della Fabbra Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.4 N Bacino: 8 Scolo dei 5 Cerri Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.3 N Bacino: 9 Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= 1.0

13 10 Segue tab. B (5/5) N Bacino: 10 F.so degli Aldani Km S Q Totali Iragg.= Vr (m/s)= Interferenze principali 3.1 Torrente Setta Lo studio idrologico-idraulico del torrente Setta viene oggi aggiornato, rispetto a quello effettuato nel precedente progetto del 1992, in relazione ai nuovi dati idrologici ed alla configurazione attuale dell alveo, ottenuta in base ai risultati di una campagna topografica effettuata nell autunno del Il bacino imbrifero del torrente Setta misura, alla confluenza con il fiume Reno, una superficie di circa 316 km 2 ; la sua quota media è di circa 632 m s.m., quella alla confluenza di 92 m s.m. e la lunghezza dell asta principale è di circa 43 km. Tramite il modello impiegato nello studio idrologico generale, riguardante tutti i lotti dell intero progetto, per la determinazione degli idrogrammi di piena in varie sezioni, al quale si rimanda per ogni dettaglio, si ottiene un valore della portata di piena al colmo del torrente Setta alla confluenza nel fiume Reno, pari a 1260 m 3 /s, per un tempo di ritorno dell evento di 200 anni. Da uno studio effettuato dall Università di Bologna, per conto dell Autorità di Bacino del Reno, risulta che la portata ed il corrispondente livello idrico nel fiume Reno

14 11 alla confluenza del torrente Setta per Tr = 100 anni è rispettivamente pari a 1650 m 3 /s e m s.m. (v. appendice 2); per un tempo di ritorno di 200 anni la portata può essere stimata in circa 1800 m 3 /s e la quota del livello idrico corrispondente si valuta in circa m s.m.. Tale quota è stata quindi imposta come condizione al contorno di valle (alveo a debole pendenza e quindi con altezza di moto uniforme superiore all altezza critica) per il calcolo di integrazione del moto. In base al sopralluogo effettuato per valutare le caratteristiche dell alveo, formato da sabbia e ghiaia e da quanto indicato in letteratura in merito ai coefficienti di scabrezza dell alveo (v. Open-Channel Hydraulics aut. Ven Te Chow) si assume, come valore del coefficiente di Manning n = 0.03 (s/m 1/3 ). La caratterizzazione geometrica del torrente è stata ottenuta tramite il rilievo celerimetrico di 15 sezioni trasversali (1 13) disposte lungo il l asse del corso d acqua dalla zona di confluenza nel fiume Reno fino a monte, oltre il tratto autostradale in progetto, per uno sviluppo complessivo pari a circa 5450 m. La disposizione planimetrica e la restituzione delle sezioni significative per il tratto esaminato (1 10bis) vengono riportate nell elaborato n. ID002I/DR002 Corografia torrente Setta e sezioni con planimetria in sc. 1:2000. I risultati del calcolo in moto permanente del torrente Setta vengono riportati sinteticamente in tab. 1 (v. appendice 3), unitamente alla rappresentazione schematica delle sezioni trasversali rilevate (1 13) ed al profilo longitudinale del corso d acqua con indicazione dei rispettivi livelli idrici. L autostrada esistente si sviluppa a ridosso dell area golenale di espansione delle piene del torrente Setta; come si evince dal confronto fra i valori dei livelli idrici calcolati e riportati in tab. 1 e le quote del piano campagna, le aree di terreno comprese fra l autostrada e la S.S. Val di Setta risultano in alcuni punti inferiori alle quote liquide del Setta. La realizzazione delle nuove infrastrutture (casello e svincolo di Sasso Marconi) interessa parzialmente questa area che in caso di piena risulta soggetta a potenziale rischio idraulico causando anche difficoltà al regolare deflusso dagli affluenti del torrente Setta. Si prevede quindi una colmata della zona interessata con quote

15 12 superiori a quelle di piena, come indicato nella planimetria di progetto dal km al km circa, mettendo quindi in sicurezza idraulica le infrastrutture di progetto e permettendo agli scatolari ed ai canali di convogliare le acque nell alveo del Setta anche in condizioni di piena. Inoltre oltre contenere l occupazione del rilevato autostradale lato Setta verso le aree golenali dell alveo, per quanto i livelli idrici non raggiungano le quote al piede del rilevato stesso, si difende il piede dei rilevati tramite muri di sostegno e di sottoscarpa. Gli effetti dell intervento in progetto nel profilo del t. Setta, verificato negli elaborati allegati, è trascurabile in confronto alle approssimazioni di calcolo.

16 Rio del Molinazzo Sulla base dei livelli idrici calcolati sul torrente Setta per il transito della portata di 1260 m 3 /s corrispondente ad un tempo di ritorno Tr=200 anni, si è proceduto alla verifica dei livelli sul rio Molinazzo nella configurazione di progetto. Procedendo da valle, la portata massima transitante nel tratto di attraversamento autostradale, costituito da un opera esistente a doppio arco, risulta essere pari a m 3 /s (Tr=100) mentre la quota di controllo è pari a m s.m.; immediatamente a monte del suddetto attraversamento è prevista la sistemazione idraulica della confluenza delle acque di scolo del bacino n. 1 (v. elab. ID003IDR003ed IDR003/a), del rio Molinazzo e di drenaggio dell area limitrofa, di modesta entità. Il convogliamento delle acque afferenti il bacino n. 1 viene realizzato mediante un manufatto scatolare in c.a. delle dimensioni 2.50 x 2.50 m ; la portata transitante è pari a 3.70 m 3 /s. Per l area di confluenza si prevede una sistemazione mediante posa in opera di gabbioni sulle sponde e pietrame sul fondo alveo. A monte della confluenza viene previsto l attraversamento del rio Molinazzo in corrispondenza dell autostrada in progetto, tramite un manufatto scatolare in c.a x 3.50 m; la portata transitante è pari a m 3 /s; il coefficiente di scabrezza di Manning utilizzato all interno dello scatolare nella simulazione di calcolo è pari a n=0.015 s/m 1/3. Il grado di riempimento medio all interno dello scatolare è inferiore al 70%. Si prevede la realizzazione dell opera con asse in parte curvilineo di raggio pari a 35 m; lo sviluppo complessivo dello scatolare è di m. Il tratto a monte dello scatolare, per una lunghezza di 108 m fino all intersezione stradale della Val di Setta, viene riprofilato con una sezione trasversale gradonata ai lati con gabbioni e rivestita sul fondo con pietrame di idonea pezzatura. Onde permettere la manutenzione dell alveo con mezzi meccanici e quindi l accessibilità alla sommità della sponda, si realizza una strada arginale in sinistra idraulica collegata alla strada Val di Setta tramite una rampa di accesso; la strada arginale, della larghezza di 3.00 m viene ad essere delimitata da un muretto laterale di contenimento in c.a..

17 14 Attualmente le quote del terreno nell area sede di interventi risultano essere mediamente inferiori alle quote dell area golenale di espansione del torrente Setta; si è ritenuto quindi opportuno realizzare una colmata delle zone più depresse a quote superiori a quelle golenali onde evitare situazioni critiche legate al rigurgito durante il transito delle massime piene del torrente Setta. I risultati del calcolo in moto permanente del Rio del Molinazzo vengono riportati sinteticamente in tab. 2 (v. appendice 4), unitamente alla rappresentazione schematica delle sezioni trasversali utilizzate nel calcolo ed al profilo longitudinale del corso d acqua con indicazione dei rispettivi livelli idrici. 3.3 Rio Molino Nuovo Sulla base dei livelli idrici calcolati sul torrente Setta per il transito della portata di 1260 m 3 /s corrispondente ad un tempo di ritorno Tr=200 anni, si è proceduto alla verifica dei livelli sul rio Molino Nuovo nella configurazione di progetto. Procedendo da valle, la portata massima transitante nel tratto di attraversamento autostradale, costituito da un opera scatolare 4.00 x 4.50, risulta essere pari a 5.94 m 3 /s (Tr=100) mentre la quota di controllo è pari a m s.m.; a monte del suddetto attraversamento è stato previsto un tombino scatolare 4.00 x 1.50 m il cui grado di riempimento medio è pari al 58% e tratti di canale in c.a. a sezione rettangolare. A monte dello scatolare si prevede un inalveamento a sezione trapezia rivestita in c.a. (Elab. ID004IDR004). In corrispondenza della sezione 8.1 è stato previsto un salto di fondo H=0.80 m; immediatamente a monte del suddetto salto vi è la confluenza di un canale a sezione trapezia in c.a m di base x 1.50 m di altezza, pendenza delle sponde 1/1 (a monte del quale si realizza l attraversamento della S.S. Val di Setta mediante un tombino 1.50 x 1.50 m - grado di riempimento pari a 60%) e di un tombino scatolare in c.a x 1.50 m con grado di riempimento pari al 71%. I risultati del calcolo in moto permanente del Rio Molino Nuovo vengono riportati sinteticamente in tab. 3 (v. appendice 5), unitamente alla rappresentazione

18 15 schematica delle sezioni trasversali utilizzate nel calcolo ed al profilo longitudinale del corso d acqua con indicazione dei rispettivi livelli idrici. 3.4 Fosso degli Aldani Sulla base dei livelli idrici calcolati sul torrente Setta per il transito della portata di 1260 m 3 /s corrispondente ad un tempo di ritorno Tr=200 anni, si è proceduto alla verifica dei livelli sul rio Molino Nuovo nella configurazione di progetto. La portata massima transitante nel tratto di attraversamento autostradale, costituito da un opera scatolare 6.00 x 4.20, risulta essere pari a m 3 /s (Tr=100) mentre la quota di controllo è pari a m s.m.; il grado di riempimento dello scatolare, che presenta al suo interno n. 3 salti di fondo è pari al 35%. A monte dello scatolare si prevede un inalveamento a sezione trapezia rivestita in materassi tipo Reno con base di 2.50 m ed altezza di 2.00 m (Elab. ID005IDR005). Onde ridurre la velocità di deflusso entro la sezione, si prevedono n. 2 salti di fondo con altezza di 1.00 m in corrispondenza rispettivamente delle sezioni n. 15 e 13. I risultati del calcolo in moto permanente del Fosso degli Aldani vengono riportati sinteticamente in tab. 4 (v. appendice 6), unitamente alla rappresentazione schematica delle sezioni trasversali utilizzate nel calcolo ed al profilo longitudinale del corso d acqua con indicazione dei rispettivi livelli idrici. 4. Interferenze minori La capacità di deflusso delle opere di attraversamento idraulico minori e quindi il tirante idrico all interno delle stesse ed il corrispondente grado di riempimento sono stati calcolati con la nota formula di Chèzy, nell ipotesi di moto uniforme: V = χ (Ri) essendo: χ = K R 1/6 R= raggio idraulico in m; i= pendenza longitudinale del piano di scorrimento; K = coefficiente di scabrezza di Gauckler-Strickler (m 1/3 s -1 );

19 16 e quindi: Q = K A R 2/3 i 1/2 con: A= area bagnata in m 2 ; Q = portata in m 3 /s. Il parametro K è stato assunto cautelativamente pari a 60 valido per manufatti in calcestruzzo. Nella tabella C seguente si riporta il risultato della verifica idraulica con l indicazione del grado di riempimento massimo nell opera. Tab. C Verifica idraulica attraversamenti corsi d acqua minori Bacino Corso d acqua Progr. Dimensioni (m) Portata i hw Riemp. N (Km) (B x H o ) (m 3 /s) (m) (%) * * F.so della Fabbra * Scolo dei 5 Cerri * *

20 a/1 CARATTERISTICHE DEL CODICE DI CALCOLO HEC-RAS Il codice di calcolo HEC-RAS dell U.S. Army Corps of Engineers consente di determinare il profilo idraulico, lungo un determinato tratto fluviale o canale artificiale, in condizioni di moto stazionario e gradualmente variato. Possono essere analizzate sia condizioni di moto subcritiche sia condizioni di moto critiche. Il codice di calcolo permette di descrivere in maniera dettagliata la geometria delle singole sezioni idrauliche, tenendo conto di scabrezze differenti non solo in diversi tratti del corso d acqua, ma anche all interno della stessa sezione, ad esempio per differenziare le zone golenali e il canale principale. Esso consente di modellare l andamento meandriforme di un corso d acqua, pur rimanendo in ambito monodimensionale, indicando differenti lunghezze del tratto che separa due sezioni adiacenti per la golena in sponda sinistra, la golena in sponda destra e il canale principale. Le ipotesi caratterizzanti il codice di calcolo sono: il moto della corrente è permanente e gradualmente variato; il deflusso della corrente è monodimensionale: le componeneti della velocità nelle direzioni diverse da quella principale della corrente non vengono considerate. Le equazioni utilizzate assumono che il carico totale è lo stesso per tutti i punti appartenenti ad una generica sezione; la pendenza del fondo alveo è limitata (inferiore a 1:10); la cadente è assunta costante tra due sezioni adiacenti; la geometria delle sezioni idrauliche è fissa. Il programma di calcolo opera integrando le equazioni generali del moto secondo il metodo denominato nella letteratura anglosassone Standard Step Method. Il processo di calcolo si svilupppa a seconda delle caratteristiche della corrente, lenta o veloce, dalla sezione estrema di valle o dalla sezione estrema di monte, dove vengono assegnate dall utente le condizioni al contorno, e procede verso l altro estremo. In corrispondenza dei ponti o di eventuali canali a sezione chiusa, dove i meccanismi caratterizzanti il fenomeno sono più complessi, vengono utilizzati metodi di calcolo specifici. L equazione differenziale fondamentale del moto permanente, viene risolta nella seguente forma:

21 a/2 H dove (vedi fig. 1): α2v2 α1v1 + = H1 + + Δ E (1) 2g 2g Fig. 1 - Grandezze presenti nell equazione dell energia H 1, H 2 rappresentano le quote assolute della superficie della corrente delle sezioni 1 e 2 v 1, v 2 rappresentano le velocità medie della corrente (portata totale/area totale bagnata) α 1, α 2 sono i coefficienti di ragguaglio della potenza cinetica (coefficienti di Coriolis) ΔE rappresenta la perdita di carico tra le sezioni 2 e 1 La perdita di carico tra due sezioni è data dalla somma delle perdite distribuite lungo il tratto d alveo compreso tra le due sezioni e le eventuali perdite dovute alla contrazione o alla espansione della corrente. L espressione che permette il calcolo della perdita di carico risulta: dove: 2 2 v2 v1 ΔE = LJ + Cα2 α1 2g 2g L è la lunghezza del tratto d alveo in esame; (2)

22 a/3 J è la cadente piezometrica; C è il coefficiente che tiene conto dei fenomeni di contrazione ed espansione della corrente. La distanza L tra due successive sezioni viene valutata con la seguente espressione: dove: L = L Q + L Q + L Q gs qs c c gd qd Q + Q + Q qs c qd (3) L gs, L gd, L c rappresentano rispettivamente la distanza percorsa dalla corrente in golena sinistra, destra e nel canale principale; Q gs,q gd, Q c rappresentano le portate rispettivamente defluite alla sezione terminale in golena sinistra, destra e nel canale principale. La cadente piezometrica può essere ricavata attraverso la seguente espressione: essendo: J Q = k + Q + k Q 1, Q 2 rispettivamente la portata transitata alla sezione 1 e alla sezione 2; K 1, K 2 la capacità di deflusso (conveyance) totale rispettivamente associata alla sezione 1 e alla sezione 2. La capacità di deflusso e calcolabile attraverso la seguente espressione: essendo k = 1 n AR 23 n = coefficiente di Manning; A = area bagnata; R = raggio idraulico. (4) La capacità di deflusso complessiva di una determinata sezione è data dalla somma delle capacità di deflusso delle due golene e del canale principale. Ciascuna parte con cui si è idealmente suddivisa la sezione idraulica è infatti caratterizzata, una volta noto o ipotizzato il tirante idrico, da una determinata area bagnata e raggio idraulico; da

23 a/4 qui la possibilità di applicare la formula (4) per calcolare la capacità di deflusso per la golena in sponda destra, sinistra e per il canale principale. Il coefficiente di ragguaglio della potenza cinetica (coefficiente di Coriolis) viene calcolato attraverso la seguente espressione: dove: 3 3 Kgs Kc α = A A gs c K A 3 gd 2 gd 2 At 3 k t A t, A gs, A gd, A c rappresentano l area totale bagnata dalla sezione, l area bagnata in golena destra, in golena sinistra e nel canale principale; k t, k gs, k gd, k c rappresentano la capacità di deflusso della sezione nel suo complesso, per la golena sinistra, la golena destra e per il canale principale. Il coefficiente C viene introdotto per tenere conto delle perdite energetiche dovute ai fenomeni di espansione o di contrazione della corrente. Esso viene definito dall utente, sezione per sezione, in funzione delle caratteristiche del fenomeno di transizione. I valori tipici di tale coefficiente vengono indicati in tabella 1. Descrizione Coefficiente di contrazione Coefficiente di espansione Nessuna perdita per contrazione o espansione Transizione graduale Ponti Transizioni molto brusche Tabella 1: valori tipici del coefficiente C La risoluzione delle equazioni (1) e (2) attraverso un procedimento iterativo permette di determinare l andamento del profilo idrico in moto permanente una volta assegnate le caratteristiche geometriche e fisiche dell alveo e le condizioni ai limiti del problema. Il processo di risoluzione è volto essenzialmente ad individuare quel tirante idrico (nella sezione in cui esso non risulta già noto o calcolato in precedenza) che permette di verificare il bilancio energetico, espresso dall equazione (1), a meno di una

24 a/5 tolleranza prefissata e ritenuta soddisfacente dall utente. Per i dettagli computazionali si rinvia alla documentazione del codice di calcolo. Come si è già avuto modo di sottolineare in corrispondenza dei ponti, dove i meccanisci caratterizzanti il fenomeno sono più complessi, vengono utilizzati metodi di calcolo specifici. Il codice di calcolo permette di considerare l intera gamma di condizioni che possono generarsi in un processo di deflusso attraverso un ponte. Tali condizioni vengono qui di seguito riportate: - la corrente non viene in contatto con l intradosso del ponte (Low flow); - la corrente viene in contatto con l intradosso del ponte (Pressure/Weir flow). La prima condizione a sua volta prevede i seguenti casi: - la corrente si mantiene lenta durante l attraversamento del ponte (Class A low flow); - la corrente transita attraverso la profondità critica (Class B low flow); - la corrente si mantiene veloce durante l attraversamento del ponte (Class C low flow). La seconda condizione prevede a sua volta i seguenti casi: - il ponte risulta in pressione (Pressure flow); - il ponte viene sormontato (Pressure and Weir flow). Le perdite energiche caratteristiche del deflusso attraverso la struttura comprendono: le perdite che si sviluppano nei tratti immediatamente a monte e a valle del manufatto. Tali perdite sono dovute essenzialmente ai processi di contrazione ed espansione della corrente; le perdite che si generano proprio nel processo di deflusso attraverso la struttura.