Regione Autonoma
Valle d’Aosta
Comune di
COMUNE DI AYAS
Ayas
LAVORI DI RAZIONALIZZAZIONE E POTENZIAMENTO
DEL SISTEMA ACQUEDOTTISTICO DI AYAS
ASSOCIAZIONE TEMPORANEA DI PROGETTAZIONE:
DESCRIZIONE:
DATA
MANDATARIA:
stecingegneria s.r.l.
GIUGNO 2015
C.so libertà n° 162
13100 vercelli
Tel. 0161-215335 Fax. 0161-259070
(DOTT. ING. DOMENICO CASTELLI)
___________________________
AGGIORNAMENTO
RELAZIONE IDRAULICA
MANDANTI:
Dott. Ing. Luca CRETAZ
Regione Autoport 20 - 11020 Pollein (AO)
Tel: 0165 238747 fax: 0165 516019
e-mail: [email protected]
C.F.e P.IVA 01066320076
Dott. Arch. Cesare ROLUTI
Strada Superga, 305 Torino
tel: 011-8980997 fax: 011-8940574
e-mail: [email protected]
p.iva: 0155820012
c.f.: RTLCSR48A18L219K
Dott. Geol. Andrea BUSSI
Via Croce di Città, 56 11100 Aosta
tel.: 320-4565701 fax: 0165-31363
e-mail: [email protected]
p.iva 01129600076
c.f.: BSSNDR82A05A326W
Dott. Ing. Giovanni MATTASOGLIO
Via Statale, 32 Scopello (VC)
tel. 0163-71345 fax: 0163-71345
e-mail: [email protected]
p.iva: 02474540024
c.f.: MTTGNN82S24L669F
PRATICA N° S57/E
ARCH: N. S57/E
PROGETTO ESECUTIVO
AGGIORNAMENTO N.
MODIFICHE
AGGIORNAMENTI
DATA
OPERATORE
CONTROLLO
APPROVAZIONE
MF
MP
DC
CONTROLLO
FIRMA
INDICE
1
PREMESSA ........................................................................................................................................................ 1
2
NORMATIVA DI RIFERIMENTO ................................................................................................................. 2
3
DESCRIZIONE IDRAULICA DEGLI INTERVENTI IN PROGETTO ..................................................... 3
4
MODELLAZIONE DELLE RETI DI ADDUZIONE ..................................................................................... 7
4.1
DESCRIZIONE DEL CODICE DI CALCOLO UTILIZZATO .................................................................................... 7
4.1.1 Componenti della rete ............................................................................................................................ 7
4.2
CARATTERISTICHE TECNICHE – PRESTAZIONALI DELLE CONDOTTE IN PROGETTO ...................................... 12
4.3
CONFIGURAZIONI DI ESERCIZIO E REGIMI IDRAULICI DELLE PRESSIONI ...................................................... 16
4.4
DISPOSITIVI IDRAULICI DI REGOLAZIONE ................................................................................................... 18
4.5
RISULTATI OTTENUTI ................................................................................................................................. 21
4.6
VERIFICHE DI SICUREZZA ........................................................................................................................... 22
4.6.1 Sovrapressioni ...................................................................................................................................... 23
4.6.2 Determinazione delle pressioni massime di esercizio e di collaudo ..................................................... 26
4.6.3 Dilatazioni termiche ............................................................................................................................. 28
4.7
VERIFICA DELLO SPESSORE DELLE TUBAZIONI ........................................................................................... 30
5
VERIFICHE STATICHE DELLE CONDOTTE .......................................................................................... 32
5.1
DETERMINAZIONE DELLE AZIONI SULLE TUBAZIONI INTERRATE ................................................................ 35
5.1.1 Azione verticale dovuta al terreno di rinterro ...................................................................................... 35
5.1.2 Azione verticale dovuta ai sovraccarichi fissi e mobili ........................................................................ 40
5.1.3 Azioni verticali dovute al peso proprio della tubazione ....................................................................... 45
5.1.4 Azioni verticali dovute al peso del liquido contenuto nella tubazione.................................................. 46
5.2
CRITERI DI VERIFICA .................................................................................................................................. 46
5.2.1 Verifica dell’inflessione diametrale ...................................................................................................... 46
5.2.2 Verifica all’instabilità elastica per depressione interna (buckling) ..................................................... 49
5.2.3 Verifica della massima sollecitazione .................................................................................................. 50
5.3
RISULTATI OTTENUTI ................................................................................................................................. 53
6
PREDIMENSIONAMENTO DEI BLOCCHI DI ANCORAGGIO ............................................................ 69
7
NUOVA OPERA DI CAPTAZIONE E DI REGOLAZIONE SORGENTE PIAN LONG ....................... 76
7.1
8
SISTEMI DI REGOLAZIONE DELLE PORTATE ................................................................................................ 78
NUOVA VASCA DI ACCUMULO IN LOCALITÀ CUNÉAZ ................................................................... 85
ALLEGATO A: TABULATI DI CALCOLO E RISULTATI MODELLAZIONE IDRAULICA.
RELAZIONE IDRAULICA
1
Premessa
La presente relazione riporta le verifiche ed i dimensionamenti relativi alle opere idrauliche
previste in attuazione con il presente progetto esecutivo come meglio dettagliato nella Relazione
tecnica generale.
Le opere idrauliche in argomento sono, in particolare, raggruppate nei due interventi
principali nel seguito descritti, distinti per ubicazione dei tracciati, caratteristiche delle condotte e
delle portate di esercizio e finalizzati al riordino e al potenziamento del sistema acquedottistico del
Comune di Ayas con l’immissione di nuovi quantitativi d’acqua e con la realizzazione di nuovi
collegamenti funzionali tra le vasche al fine di garantire un servizio costante e sufficiente anche nei
periodi di maggior richiesta:
Intervento “A”: nuova captazione della sorgente presente in località Pian Long e
relativa condotta di alimentazione della nuova vasca di Cunéaz e della vasca esistente di
Crest con relativi allacci alle derivazioni esistenti. La condotta sarà realizzata, per il
tratto di monte, compreso tra la sorgente di Pian Long e il serbatoio di Cunéaz, per una
lunghezza pari a circa 1360 m, in ghisa sferoidale DN 150 mm PFA ≥ 48 bar, mentre,
per il tratto di valle, compreso tra il nuovo serbatoio di Cunéaz e il serbatoio esistente di
Salval Crest, con lunghezza pari a circa 1340 m, in PEAD De 180 mm, PN16.
Intervento “B”: collegamento, subito a valle dell’abitato di Champoluc, della condotta
esistente proveniente della sorgente ubicata in frazione Mascognaz con le vasche
esistenti in località Periasc, mediante una condotta in PEAD De 180 mm PN 25 per una
lunghezza complessiva pari a circa 3600 m.
1
2
Normativa di riferimento
La progettazione idraulica delle reti di condotte in pressione previste in progetto e delle
opere ad esse complementari, ha fatto riferimento al seguente quadro normativo:
Circolare Min. LL.PP. n. 2136 del 05.05.1966 – Istruzioni sull’impiego delle tubazioni
in acciaio saldate nella costruzione degli acquedotti. Definisce le caratteristiche,
tolleranze e spessori dei tubi.
D.M. n. 2445 del 23.02.1971 (G.U. 26 maggio 1971, n. 132-suppl.) e s.m.i. (D.M.
10.08.2004) – Norme tecniche per gli attraversamenti e per i parallelismi di condotte e
canali convoglianti liquidi e gas con ferrovie ed altre linee di trasporto.
Circolare del Ministero della Sanità n. 02 del 02.12.1978 – Disciplina igienica
concernente le materie plastiche, gomme per tubazioni ed accessori destinati a venire
in contatto con acqua potabile e da potabilizzare.
D.M. LL.PP. del 12.12.1985 (G.U. 14 marzo 1986, n. 61) – Norme tecniche per le
tubazioni e Circolare esplicativa del Ministero dei LL.PP. n. 27291 del 20.03.1986.
D.P.R. 24.051988, n. 236 (G.U. 30 giugno 1988, n. 152) – Attuazione della direttiva
CEE n. 80/778 concernente la qualità delle acque destinate al consumo umano, ai
sensi dell’ art. 15 della legge 16 aprile 1987, n. 183.
D.M. del 06.04.2004, n. 174 (G.U. n. 16617 Luglio 2004) – Regolamento concernente i
materiali e gli oggetti che possono essere utilizzati negli impianti fissi di captazione,
trattamento, adduzione e distribuzione delle acque destinate al consumo umano.
Norma UNI EN 805 del Giugno 2002 – Linee guida per la progettazione delle reti
idriche e una nuova terminologia per classificare le pressioni delle condotte.
Normativa comunitaria tubazioni in materie plastiche: UNI EN 12201, UNI EN 1452,
UNI EN 1401, ISO 4427 e UNI EN ISO 15494.
Raccomandazioni dell’Istituto Italiano dei Plastici (IIP) per il collaudo di reti idriche in
polietilene.
Norme UNI EN 10224 e UNI 5256/87 per tubazioni in acciaio senza saldatura per
condotte in pressione con protezione esterna bituminosa pesante.
Norme UNI EN 545:2010 e UNI 9163 per tubazioni in ghisa sferoidale con giunto
antisfilamento e rivestimento interno in malta cementizia d’altoforno centrifugata, con
strato esterno di Zinco e vernice bituminosa o epossidica.
2
3
Descrizione idraulica degli interventi in progetto
Il progetto prevede la realizzazione di due serie di interventi (“A” e “B”), distinte per
ubicazione topografica, regimi idraulici di funzionamento e modalità di esecuzione.
Si riporta, quindi, nel proseguio la descrizione sintetica delle opere di natura idraulica in
progetto, ad integrazione di quanto già esposto nella Relazione tecnica generale.
INTERVENTO “A”
L’intervento prevede la realizzazione di una nuova opera di captazione dalla sorgente
esistente in località Pian Long e, quindi, di accumulo e regolazione delle portate, per le cui
descrizione dettagliata si rimanda al capitolo 7 e alla Relazione tecnica generale di progetto.
L’acqua derivata dalla sorgente di Pian Long sarà, quindi, veicolata alla nuova vasca di
accumulo di Cunéaz, adiacente al serbatoio esistente, per mezzo di una condotta in ghisa sferoidale
DN 150 mm PFA ≥ 48 bar dotata di giunti antisfilamento in grado di garantire la perfetta tenuta
degli stessi senza alcun tipo di blocco d’ancoraggio aggiuntivo. Dalla vasca di accumulo di Cunéaz
si dipartirà, quindi, una condotta in PEAD De180 mm, PN16 che alimenterà gli impianti di risalita e
le strutture ricettive esistenti, la località di Crest-Fornet e il serbatoio esistente in località Salval
Crest.
La lunghezza complessiva delle condotte in progetto è pari a circa 2700 m, così ripartiti:
tratto da sorgente di Pian Long a serbatoio in progetto di Cunéaz: 1360 m circa, con
tubazione in ghisa sferoidale DN 150 mm PFA≥48 bar, con giunti antisfilamento;
tratto da serbatoio in progetto di Cunéaz al serbatoio esistente di Salval Crest: 1340 m
circa, mediante l’impiego di tubazioni in PEAD De 180 mm, PN16.
Si evidenzia che la scelta dei materiali delle tubazioni oltre che in relazione ai costi di
fornitura, è stata subordinata anche alla tipologia del tracciato individuato e ai luoghi attraversati in
funzione delle modalità ottimali di posa in opera, come meglio evidenziato al paragrafo 4.2.
In conseguenza di ciò nel tratto di monte, sino al serbatoio di Cunéaz, si è fatto ricorso a
tubazioni in ghisa sferoidale DN 150 mm in quanto in grado di garantire una maggiore facilità e
velocità di posa e, contestualmente una maggiore resistenza ed una maggiore durabilità
all’infrastruttura. Tale scelta tecnica consente, complessivamente, di ottenere un miglior rapporto
costo-benefici rispetto alle tubazioni in PEAD. Un’analisi analoga è stata eseguita sul tratto
costituito dalla tubazione in PEAD De 180 mm, nel tratto compreso dalla vasca di Cunéaz alla
vasca di Salval Crest.
Lungo le linee sono previste opere d’arte quali sfiati e scarichi oltre che, ove ritenuto
necessario, per il solo tratto più a valle in PEAD, l’esecuzione di appositi blocchi di ancoraggio in
3
calcestruzzo da disporre nei punti singolari quali curve nel piano orizzontale e/o verticale ovvero in
presenza di tratti caratterizzati da un’elevata pendenza.
Lungo la nuova condotta saranno realizzati n. 5 pozzetti dotati di saracinesca e riduttore di
pressione, DN 2” - PN 16, per l’allaccio delle utenze private esistenti, della funivia, degli alberghi e
della frazione Crest-Fornét. Nell’ultimo tratto, la condotta ridiscenderà il versante per alimentare la
vasca esistente di Salval Crest posta alla quota di circa 1950 m s.l.m. e già collegata alla rete
idropotabile comunale del territorio di Ayas.
L’intervento prevede un regime idraulico di servizio (configurazione dinamica di servizio)
con portate comprese da un minimo di 4 l/s ad un massimo pari a 20 l/s. Nei calcoli di
dimensionamento idraulico è stata, inoltre, simulata anche l’ipotetica configurazione idrostatica a
portata nulla, con carico piezometrico pari alla quota di massimo invaso in corrispondenza della
vasca di regolazione di Pian Long, per il tratto di monte, e pari alla quota di massimo invaso del
nuovo serbatoio di Cunéaz, per il tratto di valle.
Si riporta nel seguito lo schema idraulico di progetto dell’intervento:
Figura 1 – schema idraulico intervento “A”.
4
INTERVENTO “B”
Mediante il presente intervento si intende convogliare una portata variabile dai 5 ai 20 l/s
dalla vasca esistente di Mascognaz, dalla quale si dipartono più condotte in acciaio DN150 che alimentano l’acquedotto di Champoluc, alle vasche di accumulo esistenti di Periasc bassa, di Periasc
alta e di Magnechoulaz con l’obbiettivo di sfruttare appieno le potenzialità delle sorgenti locali che
garantiscono un afflusso costante di acqua di ottima qualità, anche se con portata variabile
nell’anno, garantendo, in tal modo, una maggiore disponibilità idropotabile per i comuni di valle
(Brusson, ecc.).
Subito a valle dell’abitato di Champoluc, a quota di 1575 m s.l.m. è, quindi, previsto lo
stacco dalla condotta di adduzione esistente proveniente dalla sorgente di Mascognaz (a quota 1825
m s.l.m.), tramite la realizzazione di un pozzetto di intercettazione dotato di apposita valvola di
riduzione della pressione DN 100 mm, PN 25. Da tale pozzetto partirà, dunque, la condotta in
progetto, costituita da tubazioni in PEAD De 180 mm, PN 25, per una lunghezza complessiva pari a
circa 3600 m, a collegamento dei serbatoi esistenti in località Periasc nel seguito dettagliati:
vasca bassa di Periasc a quota 1510 m s.l.m.;
vasca alta di Periasc a quota 1580 m s.l.m.;
pozzo di Periasc a quota 1505 m s.l.m. dal quale si diparte, a sua volta, la condotta
esistente di collegamento alla vasca di Magnechoulaz.
L’intervento prevede i seguenti regimi idraulici di esercizio:
Configurazione dinamica di servizio:
A. Regime idraulico 1:
1) portata massima di 20 l/s nel tratto che collega la vasca di Mascognaz esistente al pozzetto di derivazione in Periasc in progetto (per una lunghezza
di circa 3030 m);
2) portata massima di 5 l/s nel tratto che collega la condotta al punto 1) alla
vasca esistente di Periasc alta (per una lunghezza di circa 580 m);
3) portata massima di 5 l/s nel tratto che collega la condotta al punto 1) al locale valvole del pozzo di Periasc (per una lunghezza di circa 90 m). Inoltre
è stato verificato il tratto esistente di condotta in ghisa sferoidale DN 80
mm che collega il suddetto pozzo alla vasca esistente di Magnechoulaz;
4) portata massima di 10 l/s nel tratto che collega la condotta di cui al punto
1) alla vasca esistente di Periasc bassa (per una lunghezza di circa 5 m).
5
B. Regime idraulico 2:
1) portata da 5 a 20 l/s nel tratto che collega la vasca esistente di Mascognaz
alla vasca esistente di Periasc alta (per una lunghezza di circa 3600 m);
configurazione idrostatica a portata nulla, tramite il sezionamento della condotta in
corrispondenza del pozzetto di derivazione in prossimità di Champoluc.
Si riporta nel seguito lo schema idraulico di progetto dell’intervento:
Figura 2 – schema idraulico intervento “B”.
6
4
Modellazione delle reti di adduzione
Il dimensionamento idraulico e statico delle condotte di adduzione in progetto è stato
effettuato mediante l’ausilio di un apposito modello matematico (che verrà dettagliatamente
descritto al capitolo successivo) con il quale, in riferimento alle norme del citato D.M. LL.PP. del
12.12.1985 e s.m.i., sono stati esaminati i diversi possibili scenari idraulici di funzionamento delle
opere, sia durante l’esercizio che in fase di collaudo.
In tal senso la modellazione idraulica è stata sviluppata sia per le due condizioni dinamiche
di servizio a breve termine (“tubi nuovi”) e a lungo termine (“tubi usati”) che per la configurazione
idrostatica, al fine di determinare il diametro ottimale e il regime delle pressioni di esercizio alla
quale saranno assoggettate le condotte nel corso della loro intera vita utile, ovvero i valori della
pressioni che potranno verificarsi nelle tubazioni in progetto per il più gravoso funzionamento
idraulico del sistema, comprese le sovrapressioni ∆p che si dovessero manifestare durante eventuali
fenomeni transitori di regolazione o di chiusura delle reti.
La modellazione prende, quindi, in considerazione la fisiologica variazione nel tempo dei
valori della scabrezza delle tubazioni e, contestualmente delle correlative perdite di carico continue
e localizzate secondo documentati risultati sperimentali di lungo esercizio.
Una descrizione dettagliata dei valori di scabrezza e delle condizioni al contorno assunte ai
fini della modellazione idraulica delle tubazioni sono descritte ai paragrafi successivi.
4.1 Descrizione del codice di calcolo utilizzato
Il modello che è stato utilizzato per la verifica dei diametri e della funzionalità delle condotte è il codice di calcolo Epanet versione 2.00.12, sviluppato dall'US EPA (United States Environmental Protection Agency).
Vengono, quindi, nel seguito descritte le componenti della rete specificatamente assunte ai
fini della presente modellazione nel codice di calcolo numerico.
4.1.1
Componenti della rete
Il codice di calcolo viene lanciato su un modello della rete idrica: si tratta di una topologia
formata da elementi lineari e nodi (puntuali). Gli elementi lineari costituenti il modello della rete effettivamente adottati sono:
rami;
nodi;
valvole.
7
I nodi, oltre a rappresentare punti di giunzione tra gli elementi lineari, possono essere:
1) Punti di consumo (nodi di domanda);
2) Punti di ingresso dell’acqua (nodi sorgenti);
3) Localizzazione di serbatoi o sorgenti infinite (nodi di accumulo).
Nel seguito vengono, quindi, descritti solo gli elementi effettivamente utilizzati nella modellazione della rete.
Rami
I rami trasportano l’acqua da un punto all’altro della rete. I rami sono descritti con gli elementi Ramo. La direzione del flusso va dall’estremo con carico idraulico più alto a quello con carico più basso. La perdita di carico associata al flusso dell’acqua nel ramo può essere espressa come:
HL = a Qb
dove HL è la perdita di carico, Q è la portata transitante, a è un coefficiente di resistenza e b
è un esponente di portata. Nel calcolo è possibile utilizzare tre diverse formulazioni dell’equazione
(1): Hazen-Williams, Darcy-Weisbach o Chezy-Manning.
La tabella 1 riporta i valori del coefficiente di resistenza a e dell’esponente di portata b per
ogni formula:
Coefficiente
Esponente
di resistenza “a”
di portata b
HL = 10,675 Q1,852 / ( C1,852 d4,871 )
10,675 C-1,852 d-4,871 L
1,85
HL = f L v2 / ( d 2g )
0,0827 f (ε, d, Re) d-5 L
2,00
HL = 4,66 n2 L Q2 / ( d5,33 )
4,66 n2 d-5.33 L
2,00
Formula
HazenWilliams
DarcyWeisbach
ChezyManning
Tabella 1 - Coefficienti di scabrezza per tubi nuovi.
Notazioni:
HL = perdita di carico (m);
Q = portata del flusso idrico (in unità di misura di portata);
L = lunghezza del ramo di condotta (m);
d = diametro della condotta (m);
v = velocità del flusso idrico (m/s);
8
g = accelerazione di gravità (m/s2);
C = coefficiente di scabrezza adimensionale di Hazen-Williams;
f = coefficiente di scabrezza di Darcy-Weisbach;
n = coefficiente di scabrezza adimensionale di Manning;
Re = numero di Reynolds.
Il coefficiente di scabrezza di Darcy-Weisbach dipende dal rapporto ε/d (valore di scabrezza
relativa) e dal numero di Reynolds, dove ε rappresenta il coefficiente di scabrezza assoluta del condotto per unità di lunghezza.
È da sottolineare che ogni formula utilizza un diverso coefficiente di scabrezza del tubo (determinato empiricamente).
Nella tabella 2 sono indicati i valori indicativi di questi coefficienti per tubi nuovi in funzione del tipo di materiale adottato:
Hazen-Williams
Darcy-Weisbach
C (-)
f (mm)
Ghisa
130 ÷ 140
0,25
0,012 ÷ 0,015
Cemento
120 ÷ 140
0,3 ÷ 3,0
0,012 ÷ 0,017
Ferro zincato
120
0,15
0,015 ÷ 0,017
Plastica
140 ÷ 150
0,0015
0,011 ÷ 0,015
Acciaio
140 ÷ 150
0,05
0,015 ÷ 0,017
Materiale
Manning – n (-)
Tabella 2 - Coefficienti di scabrezza per tubi nuovi.
Si evidenzia che ai fini del calcolo della cadente idraulica e delle perdite di carico continue delle tubazioni, nel modello numerico è stata utilizzata la formula di Hazen – Williams
con i relativi coefficienti di scabrezza:
j=
10,675 ⋅ Q1,852
C 1,852 ⋅ D 4,8704
Nodi
Tutti i nodi appartenenti alla rete devono essere quotati rispetto al livello del mare, in modo da poter
calcolare in maniera corretta il contributo della quota geodetica z all’interno del carico piezometrico. I consumi e le immissioni in corrispondenza dei nodi devono essere noti in ogni passo di tempo
idraulico che compone l’intervallo di simulazione. I punti di consumo e di immissione sono descritti
9
con gli elementi “nodo".
Circa i nodi di accumulo, la differenza tra serbatoi e sorgenti è così riassumibile:
-
i serbatoi hanno un livello d’acqua variabile nel tempo in funzione dei consumi della rete;
-
le sorgenti mantengono un livello d’acqua costante o assimilabile come tale.
Il programma calcola la variazione di livello in un serbatoio con la seguente equazione:
∆y = ∆t Q / A
dove:
∆y = variazione di livello (m);
Q = portata entrante (+) o uscente (-) dal serbatoio (in unità di misura di portata);
A = sezione trasversale del serbatoio (m2);
∆t = intervallo temporale (s).
Tra gli input al codice di calcolo per la modellazione dei serbatoi sono quindi necessari la
sezione trasversale del manufatto e i livelli minimo e massimo ammissibili per lo stesso.
Per modellare serbatoi a sezione variabile, per cui la sezione bagnata cambia al variare del
livello all’interno del manufatto durante la simulazione, è possibile utilizzare le curva di volume del
serbatoio. Queste curve hanno la funzione di rappresentare la relazione esistente tra livello idrico ed
il volume di accumulo del manufatto.
I livelli di minimo e massimo invaso del manufatto, inseriti nelle proprietà del serbatoio,
dovranno essere necessariamente contenuti nel dominio della curva di volume eventualmente specificata.
Le sorgenti vengono utilizzate per modellare fonti di approvvigionamento come laghi, fiumi
o pozzi (se il loro livello non varia in un tempo pari alla durata della simulazione).
Nei nodi di accumulo in generale non è possibile assegnare una domanda idrica.
Valvole
Oltre alle valvole di controllo dei rami, utili per rappresentare una chiusura / apertura totale del
condotto, il codice può modellare valvole che agiscono sulla pressione e sulla portata. Il calcolo
viene effettuato considerando questi organi come rami dotati di lunghezza minimale.
I diversi tipi di valvole che è possibile inserire nella rete sono:
1) PRV - Riduttore di pressione. Vincolano la pressione del nodo di valle: essa non può superare il valore prefissato quando nel nodo a monte esiste una pressione superiore a tale
valore. Se il nodo a monte ha una pressione inferiore al valore predefinito, il flusso nel
ramo non viene assoggettato a nessuna restrizione. Se accade che la pressione nel nodo
a valle sia superiore a quella del nodo a monte, la valvola si chiude per evitare il flusso
10
inverso nel ramo.
2) PSV - Valvola di controllo di pressione. Cercano di mantenere un valore minimo di
pressione nel nodo a monte quando la pressione del nodo a valle è inferiore al valore
prefissato. Se la pressione del nodo a valle è superiore al valore settato, allora il flusso
nella valvola non viene condizionato. Se invece la pressione del nodo a valle supera
quella del nodo a monte, la valvola viene chiusa per evitare il flusso inverso nel ramo.
3) PBV - Valvola di perdita di pressione. Comportano una perdita di pressione concentrata
specificata all’interno della valvola, che si compie in corrispondenza del nodo di monte.
Il flusso può essere bidirezionale. Non sono valvole reali, ma possono essere utilizzate
per modellare situazioni in cui si conosce una determinata perdita di pressione.
4) FCV - Valvola di controllo di flusso. Fissano il flusso della portata all'interno della valvola secondo uno specifico valore. Il codice fornisce un messaggio di avvertimento se
tale valore di portata non può essere mantenuto senza avere un carico superiore.
5) TCV - Valvola a farfalla. Simulano una valvola parzialmente chiusa utilizzando un coefficiente di perdita localizzata desumibile dalla relazione tra grado di apertura e perdita di
carico (generalmente fornita dal produttore della valvola).
6) GPV - Valvola generica. Sono valvole di utilità generale utilizzate quando si hanno situazioni in cui esiste una particolare relazione tra perdita di carico e portata, non deducibile dalle formule standard. La perdita di carico viene imputata alla valvola fornendo la
suddetta relazione. In questo modo è possibile modellare anche turbine ed altri organi
particolari.
I clapet non vengono considerati come valvola ma come un particolare tipo di ramo.
Ogni tipo di valvola ha ovviamente un diverso settaggio che descrive il suo comportamento:
pressione per le PRV, PSV e PBV; portata per le FCV; coefficiente di perdita di carico per TCV e
curva della perdita di carico per GPV.
Perdite di carico localizzate
Le perdite di carico localizzate sono dovute alla turbolenza che si manifesta in vicinanza di curve,
raccordi, misuratori e valvole. L'importanza di queste perdite è chiaramente correlata al livello di
dettaglio della rete da simulare ed al grado di precisione richiesto al modello. Il codice consente di
inserire un coefficiente di perdita localizzata in ogni ramo e valvola della rete. Questi coefficienti
vengono inseriti nell’equazione:
K = v2 / 2g
dove K è il coefficiente di perdita localizzata, v è la velocità del flusso idrico e g il modulo
dell’accelerazione inerziale di riposo rispetto al geoide.
11
La tabella 3 fornisce i valori di K per alcune situazioni più comuni:
Componente
Perdita localizzata K
Valvola sferica a completa apertura
Saracinesca, a completa apertura
Valvola a fuso, a completa apertura
Valvola a farfalla, a completa apertura
Valvola di fondo, a completa apertura
Gomito a 90°
Gomito a 60°
Gomito a 45°
Giunzione a T – ramo principale
Giunzione a T – ramo secondario
Imbocco a spigolo vivo
Sbocco a spigolo vivo
10
0,20
0,20 ÷ 0,30
0,30 ÷ 0,50
1,0 ÷ 1,5
0,9 ÷ 1,1
0,5 ÷ 0,6
0,3 ÷ 0,4
0,4 ÷ 0,6
0,8 ÷ 1,8
0,50
1,0
Tabella 3 - Coefficiente di perdita localizzata per alcuni componenti.
4.2 Caratteristiche tecniche – prestazionali delle condotte in progetto
Al fine della scelta dei materiali da utilizzare per il sistema di condotte è stata eseguita
un’analisi tecnico – economica tra le tipologie commerciali di tubazioni acquedottistiche in grado di
garantire un funzionamento costante e in sicurezza delle reti in pressione in progetto e nel seguito
elencate:
1. tubazioni in ghisa sferoidale certificate secondo norma ISO 9001:2000, conformi alla
norma EN 545:2010, rivestite internamente con malta cementizia d’altoforno applicata
per centrifugazione ed esternamente in Zinco avente massa minima pari a 200 g/m2, con
successiva vernice epossidica di finitura ai sensi della norma EN 545:2010, dotate di
giunti di tipo elastico antisfilamento con bicchiere;
2. tubazioni in acciaio al carbonio conformi alla norma UNI 6363:84 e s.m.i., saldati longitudinalmente od elicoidalmente con rivestimento esterno in polietilene triplo strato UNI
9099 rinforzato e rivestimento interno in resine epossidiche dello spessore di 250 micron,
certificati per acqua potabile, provvisti di giunto a bicchiere cilindrico o sferico, oppure
di estremità smussate per la saldatura di testa;
3. tubazioni in polietilene ad alta densità (PEAD) sigma 80, PE 100, atossiche e idonee al
trasporto di acqua potabile, conformi alle norme UNI 10910 e alla Circolare del Ministero della Sanità n. 102/78 e s.m.i., ad estremità lisce al fine di permettere la saldatura di te-
12
sta per polifusione, la saldatura per polifusione nel bicchiere, la giunzione a freddo mediante giunto rapido o la giunzione mediante manicotto elettrosaldabile.
I prezzi delle tubazioni, comprensivi dei costi afferenti alla posa in opera, sono stati ricavati
da un’analisi comparativa in relazione sia al Prezziario della Regione che ai prezzi forniti da diversi
produttori di settore e in riferimento ai requisiti di progetto in termini di pressione nominale e diametro.
Il grafico alla pagina seguente rappresenta sinteticamente i risultati ottenuti:
Parametrizzazione dei costi delle tubazioni
€ 100.00
Ghisa sferoidale
Acciaio al carbonio
PEAD PN 16
PEAD PN 25
Prezzo al metro lineare (fornitura e posa)
€ 90.00
€ 80.00
€ 70.00
€ 60.00
€ 50.00
€ 40.00
€ 30.00
€ 20.00
€ 10.00
€-
Tipologia tubazione
Figura 3 – grafico di sintesi dei costi elementari delle tubazioni (fornitura e posa),
specifici per i lavori in argomento.
Alla valutazione puramente di natura economica sono state, quindi, affiancate considerazioni di tipo tecnico in riferimento sia all’accessibilità dei siti oggetto di intervento che alla durabilità
nel tempo delle tubazioni medesime. In tal senso il criterio di scelta finale adottato tiene anche in
debito conto dell’adattabilità delle tubazioni alle differenti condizioni di posa e topografiche dei siti
d’intervento, nonché alla loro accessibilità in caso di future operazioni di manutenzione.
Per le suddette ragioni, relativamente all’intervento “A”, in corrispondenza del tratto di
monte (dalla sorgente di Pian Long al serbatoio in progetto di Cunéaz), caratterizzato da un tracciato maggiormente impervio e dalla natura accidentata del terreno di posa, con presenza di materiale
grossolano, è stato previsto l’utilizzo di tubazioni in ghisa sferoidale in luogo delle tubazioni in polietilene. La scelta di utilizzare tubazioni in ghisa sferoidale, in luogo di tubazioni in PEAD, rivestite esternamente con lega di zinco-alluminio di massa minima pari a 400 gr/mq (85% zinco-15% al13
luminio) e dotate di sistema di giunzione antisfilamento, consente, quindi, di perseguire i seguenti
obbiettivi sia di natura tecnica che manutentiva:
maggiore durabilità;
maggiori margini di sicurezza nei confronti della deformabilità delle tubazioni;
maggiore tenuta idraulica;
maggiore sicurezza alle scalfitture superficiali anche in presenza di posa difficoltosa in
relazione allo stato dei luoghi e alla presenza di materiale grossolano proveniente dagli
scavi
protezione contro le correnti vaganti;
evitare la realizzazione di blocchi di ancoraggio in condizioni difficoltose di lavorabilità necessariamente determinate dallo stato dei luoghi.
La tipologia di tubazioni in ghisa è stata, inoltre stata preferita a quelle in acciaio in quanto
garantisce una maggiore resistenza alla corrosione e, conseguentemente, una maggiore durabilità
nel tempo rispetto a queste ultime.
Nei restanti tratti degli interventi progettualmente previsti, più facilmente accessibili sia durante l’esecuzione dei lavori che in caso di futuri interventi manutentivi, sono state, invece, adottate
tubazioni in PEAD, dotate di pressione nominale specifica e variabile a seconda delle massime
pressioni di esercizio determinate dalla modellazione idraulica. In tal senso l’intervento “A”, prevede l’utilizzo di tubazioni in PEAD PN 16, mentre l’intervento “B”, prevede l’utilizzo di tubazioni in
PEAD PN25.
In corrispondenza dei punti critici dei tracciati ovvero in corrispondenza degli attraversamenti in sub-alveo ed in aggraffaggio dei corsi d’acqua esistenti, è stato, infine, previsto l’utilizzo di
tubazioni in acciaio al carbonio a loro volta protette da appositi tubi camicia, sempre in acciaio, DN
300 mm.
I coefficienti di scabrezza corrispondenti alle tubazioni in progetto, validi per la condizione
“tubi nuovi” ed adottati nelle verifiche a breve termine risultano riportati nella tabella sottostante:
Hazen-Williams
Darcy-Weisbach
Manning
C (-)
k (mm)
n (-)
Ghisa
140
0,25
0,012 ÷ 0,015
PEAD
150
0,0015
0,011 ÷ 0,015
Acciaio
140
0,05
0,015 ÷ 0,017
Materiale
Tabella 4 - Coefficienti di scabrezza adottati nelle verifiche di a breve termine – “tubi nuovi”.
Al fine, quindi, della valutazione delle reti di adduzione a lungo termine, ovvero nella con14
dizione ”tubi usati” è stata cautelativamente operata una riduzione (pari a circa il 30% ÷ 35%) dei
predetti coefficienti di scabrezza (secondo Hazen-Williams) da recepire nel modello di calcolo, come nel seguito riportato:
Hazen-Williams
Materiale
C (-)
Ghisa
90
PEAD
120
Acciaio
90
Tabella 5 - Coefficienti di scabrezza adottati
nelle verifiche di esercizio a lungo termine – “tubi usati”.
Gli stessi valori di scabrezza sono stati adottati per la simulazione idraulica delle condotte in
acciaio esistenti relative all’intervento “B” (C = 90).
Le tabelle 6 e 7 riportano, quindi, in sintesi, le caratteristiche tecniche e prestazionali delle
tubazioni previste in progetto, distinte per tratti omogenei di intervento:
INTERVENTO “A”
Progressive
[km]
Tipologia
di tubazione
Diametro
[mm]
Pressione Nominale
[bar]
0+000 ÷ 1+360
Ghisa sferoidale PFA 48
DN 150,0 / De 170,0
≥ 40
1+360 ÷ 2+663
PEAD PE 100, SDR 11
De 180,0 / Di 147,2
16
Attraversamento torrente
Acciaio al carbonio L275
DN 150,0 / De 168,3
> 50
Tabella 6 – Caratteristiche tecniche condotte intervento “A”.
INTERVENTO “B”
Pressione
Nominale
[bar]
Progressive
[km]
Tipologia
di tubazione
Diametro
[m]
0+000 ÷ 3+029
PEAD PE 100, SDR 7,4
De 180,0 / Di 147,2
25
3+029 ÷ 3+034 (Periasc bassa)
Acciaio al carbonio L275
DN 150,0 / De 168,3
≥ 40
3+029 ÷ 3+119 (Periasc pozzo)
PEAD PE 100, SDR 7,4
De 180,0 / Di 147,2
25
3+029 ÷ 3+634 (Periasc alta)
PEAD PE 100, SDR 7,4
De 180,0 / Di 147,2
25
Attraversamenti torrente
Acciaio al carbonio L275
DN 150,0 / De 168,3
> 50
15
Tabella 7 – Caratteristiche tecniche condotte intervento “B”.
Per una descrizione di dettaglio dei tracciati, delle modalità di posa e di realizzazione delle
opere propedeutiche finalizzate alla risoluzione delle interferenze delle condotte con opere e infrastrutture esistenti si rimanda a quanto specificatamente riportato nella Relazione tecnica generale e
negli elaborati grafici allegati alla documentazione progettuale.
4.3 Configurazioni di esercizio e regimi idraulici delle pressioni
La modellazione idraulica è stata eseguita assoggettando le condotte di adduzione a due distinte configurazioni di esercizio:
configurazione idrostatica;
configurazione idrodinamica (di servizio).
La prima configurazione propone un regime di pressioni idrauliche all’interno delle condotte
sostanzialmente governato dai livelli idrici dei serbatoi o delle opere e delle regolazioni di monte
che costituiscono l’alimentazione unica delle condotte in progetto e che, pertanto, ne determinano
l’andamento delle quote piezometriche.
Assunta tale configurazione, la pressione che si rileva entro le condotte è pari semplicemente al dislivello tra la quota idrica o la pressione di monte e la quota di posa della singola tubazione a
valle.
La configurazione dinamica si instaura, invece, ogni qual volta avvengano prelievi idrici
dalle reti idriche. In tale occasione il regime piezometrico passa dalla configurazione idrostatica a
quella di servizio dove il flusso di portata all’interno delle condotte induce le perdite di carico e,
quindi, la riduzione di pressione.
Per tale motivo la configurazione di servizio, presso il medesimo tratto di tubazione, è caratterizzata, in genere, da pressioni inferiori a quelle che si avrebbero in condizioni di assenza di prelievi (configurazione statica).
Dalla modellazione svolta sul funzionamento della rete, e come facilmente intuibile, poiché i
punti di prelievo possono essere ubicati a distanza anche di alcuni chilometri, si verifica la diminuzione della pressione entro le condotte attraverso le quali si ha movimento di portata verso i punti di
prelievo, mentre presso i rami più distanti il regime di pressione rimane pressoché inalterato e simile a quello pertinente alla configurazione statica.
Le manovre di apertura e, principalmente, di chiusura delle valvole non esplicano effetti di
sovrapressioni significativi e degni di verifica sulle tubazioni che permangono inattive al deflusso di
portata.
16
Le tabelle 7 e 8 seguenti riassumono le caratteristiche geodetiche e di portata che stanno alla
base dei calcoli di progetto e verifica dei tronchi di tubazione distintamente individuati per
l’intervento “A” e per l’intervento “B” valevoli per le configurazioni dinamiche di servizio:
INTERVENTO “A”
Progressiva
[km]
Descrizione nodo
Quota
piezometrica
[m s.l.m.]
Portata di servizio
[l/s]
2158,7
4,0 ÷ 20,0
1+360
Vasca di regolazione
di Pian Long
Vasca di Cunéaz
2090,0
4,0 ÷ 20,0
2+663
Vasca di Salval Crest
1968,0
4,0 ÷ 20,0
0+000
Tabella 8 – Caratteristiche dei principali nodi idraulici condotta intervento “A”.
INTERVENTO “B”
Progressiva
[km]
0 - 900
0+000
Descrizione nodo
Vasca di Mascognaz
Derivazione da condotta
esistente per Champoluc
Quota
piezometrica
[m s.l.m.]
Portata di servizio
[l/s]
1825,0
5,0 ÷ 20,0
1720,0
5,0 ÷ 20,0
3+634
Vasca alta di Periasc
1583,0
5,0 ÷ 20,0
3+034
Vasca bassa di Periasc
1513,0
2,0 ÷ 10,0
3+119
Pozzo di Periasc
1508,0
2,0 ÷ 5,0
3+609
Vasca di Magnechoulaz
1622,0
2,0 ÷ 5,0
Tabella 9 – Caratteristiche dei principali nodi idraulici condotta intervento “B”.
La verifiche pertinenti alla configurazione idrostatica faranno, invece, riferimento alle seguenti condizioni piezometriche:
Intervento “A”:
-
monte: quota piezometrica vasca di regolazione Pian Long: 2158,7 m s.l.m.;
-
valle: quote geodetiche ai nodi.
Intervento “B”:
-
monte: quota piezometrica consentita dalla valvola di riduzione di pressione installata
in corrispondenza del pozzetto di derivazione a valle di Champoluc: 1720,0 m s.l.m.
17
circa;
-
valle: quote geodetiche ai nodi.
4.4 Dispositivi idraulici di regolazione
Il progetto prevede l’installazione, in corrispondenza dei nodi strategici, di apposite apparecchiature idrauliche con funzione di regolazione delle portate e delle pressioni di esercizio delle
condotte e dei livelli idrici dei serbatoi di accumulo.
In particolare, le valvole di riduzione della pressione sono state previste per garantire uniformità di pressione presso i rami caratterizzati, in ragione della differente altimetria dei siti, da
un’elevata pressione idrostatica.
In ultimo sono state inserite idrovalvole con funzionamento automatico disposte in corrispondenza di ogni stacco dalla linea principale per la distribuzione della portata alle opere di accumulo. Tali idrovalvole, oltre a definire lo stato di apertura e di chiusura delle ali al fine del passaggio di portata, operano l’ulteriore stabilizzazione delle pressioni nelle tubazioni. Ciascuno dei dispositivi previsti è stato dimensionato in relazione alle pressioni statiche e di servizio delle condotte, distintamente per entrambi gli interventi previsti in progetto, nonché in rapporto alla pressione di
collaudo delle tubazioni pari a 1,5 PE.
Per ciascuno dei dispositivi idraulici è stato valutato il tempo di chiusura affinché venissero
minimizzati gli effetti indotti dall’esecuzione di manovre rapide. In tale ambito le manovre di apertura e di chiusura delle valvole sono state tarate nell’ordine di alcuni minuti.
La modellazione idraulica recepisce, ove necessario ai fini delle verifiche, i dispositivi di regolazione in argomento. In particolare sono state inserite nei modelli di calcolo i seguenti elementi:
Intervento “A”: valvola di regolazione del flusso della portata di tipo a clapet, per
simulare la rottura del carico in corrispondenza della vasca di accumulo di Cunéaz.
Intervento “B”: valvola di riduzione della pressione di tipo PRV, in corrispondenza
del pozzetto di derivazione dalla condotta in acciaio esistente in arrivo da Mascognaz. Tale valvola è stata tarata in modo tale da limitare la pressione del nodo a valle
a circa 13 bar per la configurazione di servizio a “tubi nuovi” e a circa 14 bar per la
configurazione di servizio a “tubi usati” (circa 1715 m di colonna d’acqua in corrispondenza del pozzetto di derivazione in progetto).
Si riportano, quindi, nel seguito, per ogni intervento, la tabella di sintesi e l’elenco dettagliato dei dispositivi di regolazione idraulica installati lungo le reti di adduzione idrica in progetto:
18
INTERVENTO “A” – TABELLA DI SINTESI DEI PRINCIPALI DISPOSITIVI DI REGOLAZIONE IDRAULICA PREVISTI
IN PROGETTO
DISPOSITIVO DI REGOLAZIONE
idroValvola di
idroValvola di
controllo del
livello idrico e
NODO IDRAULICO
della portata
e di sostegno
della pressione
riduzione e
idroValvola di
idroValvola di
sostegno della
riduzione
sfioro rapido
pressione e con-
della pressione
della pressione
trollo della por-
DN 125, PN16
DN 50, PN16
tata con pilota
motorizzato
DN 80, PN16
Pozzetto di derivazione
X
idroValvola di
idroValvola di
idroValvola di
controllo del
riduzione e
riduzione e
livello idrico
sostegno della
sostegno della
a galleggiante
pressione
pressione
DN 125, PN16
DN 50, PN16
DN 50, PN25
idroValvola di
riduzione
della pressione
DN 50, PN16
DN 125, PN16
X
X
vasca di Cunéaz
Pozzetto di derivazione
X
vasca di Crest-Fornet
Vasca di accumulo
X
X
di Cunéaz
Vasca di accumulo di
X
Crest-Fornet esistente
By-pass vasca di
X
accumulo di Cunéaz
Pozzetto di derivazione
X
hotel - funivia
X
Allacci privati
Tabella 10 – Sintesi dei principali dispositivi di regolazione idraulica previsti per l’intervento “A”.
19
INTERVENTO “B” – TABELLA DI SINTESI DEI PRINCIPALI DISPOSITIVI DI REGOLAZIONE IDRAULICA PREVISTI
IN PROGETTO
DISPOSITIVO DI REGOLAZIONE
Valvola di controllo
del livello idrico
NODO IDRAULICO
a galleggiante
e della portata
DN 100, PN25
Pozzetto di derivazione
X
Valvola di
Valvola di
riduzione
riduzione
della pressione
della pressione
DN 100, PN25
DN 100, PN25
Valvola di controllo
del livello idrico
a galleggiante
e controllo della portata
DN 100, PN25
X
vasca di Periasc bassa
Pozzetto di derivazione
X
esistente Periasc
Pozzetto di allaccio alla
X
condotta primaria in arrivo a Mascognaz
Vasca di accumulo di
X
X
Periasc alta
Tabella 11 – Sintesi dei principali dispositivi di regolazione idraulica previsti per l’intervento “B”.
20
4.5 Risultati ottenuti
Le tabelle seguenti riepilogano, per ciascun intervento e ciascuna configurazione idraulica
come definita al paragrafo 4.3, i risultati ottenuti dalla modellazione relativamente ai valori delle
pressioni massime di esercizio (al netto di eventuali sovrapressioni):
INTERVENTO “A”
Progressive
[km]
Pressione massima di esercizio (pe, max)
[bar]
Caratteristiche
tubazione
configurazione
“idrodinamica” (per Q= 4l/s)
“tubi nuovi”
“tubi usati”
“idrostatica”
0+000 ÷ 1+360
GS - PFA 48 - DN 150,0
12,63
12,59
12,67
1+360 ÷ 2+663
PEAD - PN 16 - Di 147,2
11,94
11,91
12,00
Attraversamento torrente
Acciaio - DN 150,0
12,78
12,73
12,82
Tabella 12 – Pressioni massime di esercizio intervento “A”.
INTERVENTO “B”
Progressive
[km]
Caratteristiche
tubazione
Pressione massima di esercizio (pe, max)
[bar]
configurazione
“idrodinamica”
“tubi nuovi”
“tubi usati”
“idrostatica”
0+000 ÷ 3+029
PEAD - PN 25 - Di 130,8
16,14
16,30
19,70
3+029 ÷ 3+034 (Periasc bassa)
Acciaio - DN 150,0
15,31
13,64
20,05
3+029 ÷ 3+119 (Periasc pozzo)
PEAD - PN 25 - Di 130,8
15,81
14,14
20,55
3+029 ÷ 3+634 (Periasc alta)
PEAD - PN 25 - Di 130,8
8,24
6,54
20,00
Attraversamenti torrente
Acciaio - DN 150,0
15,94
15,74
19,80
Vasca di Magnechoulaz
Acciaio - DN 80,0
4,41
2,74
9,15
Tabella 13 – Pressioni massime di esercizio intervento “B”.
In “Allegato A” sono quindi riportati, per ogni nodo di calcolo, i valori dei carichi totali e
delle pressioni mentre per ogni ramo di condotta i valori di portata transitante, della velocità e delle
perdite di carico continue per attrito (cadente idraulica).
Vengono, inoltre, riportati sempre per ogni configurazione di verifica, specifici grafici di
sintesi raffiguranti l’andamento dei profili delle pressioni e della linee piezometriche.
21
4.6 Verifiche di sicurezza
Per l’esecuzione delle verifiche di sicurezza delle condotte si è fatto riferimento ai contenuti
del citato Decreto Ministeriale del 12 dicembre 1985 – Norme Tecniche relative alle tubazioni i
quali prevedono che il progetto debba comprendere l’esame dei diversi possibili scenari idraulici di
funzionamento delle opere, sia durante l’esercizio che in fase di collaudo, in base ai quali va effettuato il dimensionamento idraulico e statico delle tubazioni, definendo la pressione di esercizio pE
come il massimo valore della pressione p che può verificarsi in asse alla tubazione per il più gravoso funzionamento idraulico del sistema, comprese le eventuali sovrapressioni ∆p che si manifestano
durante fenomeni transitori (colpo d’ariete).
Ove ricorrano particolari condizioni ed, in ogni caso, per i tubi di grande diametro, devono
essere determinate, con specifici calcoli, le pressioni complementari nonché le tensioni correlative
alle effettive condizioni di impiego delle tubazioni, come alla natura ed all'altezza dei rinterro di
copertura, ai sovraccarichi esterni (statici e dinamici), alle variazioni termiche ed alle altre eventuali
azioni, incluse quelle sismiche.
Le suddette norme definiscono, quindi, la pressione nominale PN della tubazione come la
somma delle pressione di esercizio PE e di quella equivalente, p0, ovvero la pressione assiale che
conferisce al tubo tensioni di trazione massime eguali a quelle determinate in base alle specifiche
condizioni sopraindicate:
PN = PE + p 0
In cui:
PN = pressione nominale di calcolo della tubazione;
p0 = pressione equivalente, determinata dalle condizioni di posa della condotta. Nei casi
in esame, in riferimento sia alla tipologia e al diametro delle tubazioni, nonché alle condizioni di posa e all’assenza di azioni e carichi esterni rilevanti (come peraltro verificato
al capitolo 5 della presente relazione), la pressione equivalente p0 derivante dalle condizioni di impiego delle tubazioni non direttamente connesse con l'esercizio idraulico del
sistema, può essere ritenuta trascurabile nel confronto con i valori della pressione massima di esercizio, soprattutto per le tubazioni in polietilene. In tal senso, ai fini della determinazione delle caratteristiche tecniche e prestazionali delle tubazioni in PEAD è stato considerato il solo valore PE come elemento determinante.
PE = pressione totale di esercizio = pe,max + ∆p;
con:
- pe,max = valore massimo della pressione che può verificarsi in asse alle tubazioni,
per il più gravoso funzionamento idraulico del sistema;
22
- ∆p = eventuali sovrapressioni determinate da imprevedibili condizioni di esercizio,
comprese quelle conseguenti a fenomeni transitori e da manovre di regolazione del
sistema (colpo d’ariete).
I valori di pe,max sono stati calcolati in assenza di funzionamento dei riduttori di pressione e,
pertanto, rappresentano la più conservativa delle configurazioni attese.
Occorre, infine, evidenziare che nella determinazione delle pressioni totali di esercizio PE è
stata prevista l’aggiunta dell’aliquota dovuta alle sovrapressioni solamente nelle configurazioni di
servizio delle condotte, ovvero in condizioni idrodinamiche di moto permanente e non idrostatiche
(per le quali viene meno il significato fisico di colpo d’ariete e risulta, quindi, lecito trascurare le
sovrapressioni ∆p generate da fenomeni transitori).
In tal senso i valori più elevati di PE si ottengono:
relativamente all’intervento “A”, caratterizzato da carichi idrostatici più contenuti
(anche grazie alla rottura di carico intermedia della vasca di Cunéaz), in condizioni
idrodinamiche;
per quanto riguarda l’intervento “B”, il cui tracciato risulta maggiormente influenzato dalle differenze di quota geodetica, in condizioni idrostatiche.
4.6.1
Sovrapressioni
Variazioni di portata dovute, per esempio, all’apertura o alla chiusura di una saracinesca ge-
nerano sovrapressioni (o depressioni) che, in generale, possono raggiungere valori critici per le
condotte di adduzione. Se queste variazioni sono repentine il fenomeno che si determina è detto
“colpo d’ariete”.
La sovrapressione creata dal colpo d’ariete dipende dal tempo di manovra della saracinesca,
dalla velocità e dalle caratteristiche del liquido trasportato e, infine, dalla deformabilità elastica del
tubo, ovvero in base alla rigidità del materiale della tubazione.
Nei tubi di PE, a causa del basso modulo di elasticità, la sovrapressione è inferiore a quella
di tubi di materiali più rigidi.
Per il calcolo della sovrapressione o depressione(∆p) espressa in metri di colonna d’acqua si
fa uso della formula di Allievi:
∆p =
c
⋅ V0
g
C
c=
1+
23
ε D
⋅
E s
dove:
-
c = velocità di propagazione della perturbazione (celerità), in m/s;
-
g = accelerazione di gravità, pari a 9,81 m/s2;
-
V0 = velocità media dell’acqua prima della manovra di chiusura;
-
C = velocità del suono nell’acqua a 15 °C, pari a circa 1420 m/s;
-
ε = modulo di elasticità dell’acqua, pari a circa 2⋅109 N/m2;
-
E = modulo di elasticità del materiale costituente la tubazione, espresso in N/m2 (per il
PEAD assunto pari a circa 9⋅108 N/m2;
-
D = diametro medio del tubo;
-
s = spessore del tubo.
La sovrapressione massima si genera, in particolare, quando il tempo di chiusura (Tm) è inferiore o uguale alla durata della fase, ossia al tempo critico, Tcr, di propagazione della perturbazione
dalla saracinesca al serbatoio di carico e ritorno. In questo caso la manovra è considerata brusca e la
sovrapressione che si genera, per il caso particolare di tubazioni in PEAD, è data dal grafico di figura 4 in funzione di SDR della tubazione (SDR = De/s).
Figura 4 – Sovrapressione massima per colpo d’ariete in tubazioni in PEAD.
24
Nel caso, invece, in cui la durata della manovra sia superiore alla durata critica Tcr (manovra non
brusca) la sovrapressione che si genera è inferiore e può essere interpolata sul grafico di figura 5,
oppure calcolata con la formula di Michaud, secondo l’espressione:
∆p r =
2 L ⋅ V0
g ⋅T
Tcr =
2L
c
dove:
-
∆pr = sovrapressione effettiva;
-
L = lunghezza condotta per il tratto considerato, in m;
-
V0 = velocità media dell’acqua prima della manovra di chiusura;
-
T = tempo effettivo di manovra in secondi;
-
Tcr = durata critica espressa in secondi.
Figura 5 – Sovrapressione relativa per colpo d’ariete in tubazioni in PEAD.
25
Sviluppando i calcoli alle condotte in progetto, ipotizzando una durata minima T delle manovre dei principali organi di regolazione (valvole di chiusura delle linee) pari almeno a 60 secondi,
si ottengono i seguenti valori di sovrapressione:
V0
c
∆p
L
Tcr
∆ pr
[N/m ]
[m/s]
[m/s]
[m]
[mm]
[s]
[m]
Int. “A” - GHISA PFA48
1,7⋅1011
1,13
1245,4
143,5
1360
2,2
5,2
Int. “A” - PEAD PN 16
9⋅108
1,18
295,0
35,5
1303
8,8
5,2
Int. “B” - PEAD PN 25
9⋅108
1,49
366,2
55,6
3030
16,5
15,3
Condotta
E
2
Tabella 14 – Riepilogo valori di sovrapressione relativa per colpo d’ariete per le tubazioni in progetto.
Con riferimento alle norme del D.M. 12.12.1985, indipendentemente dalle condizioni che
hanno portato a determinare il valore della pressione nominale pN e dal tipo di tubazione impiegata,
le condotte in progetto dovranno, comunque, essere idonee a sopportare una sovrapressione dinamica ∆p, conseguente ad eventuali manovre di regolazione del sistema, non inferiore a 25 m di colonna d’acqua (≅
≅ 2,5 bar). Per quanto previsto all’art. 2.1.4 “Verifiche di sicurezza” delle citate norme, nonostante le sovrapressioni calcolate siano contenute entro i limiti di legge e risultino adeguatamente compatibili con le caratteristiche dei materiali adottati, le verifiche di sicurezza delle tubazioni in progetto sono state, quindi, cautelativamente eseguite adottando un valore minimo di sovrapressione pari a 2,5 bar.
4.6.2
Determinazione delle pressioni massime di esercizio e di collaudo
Il presente paragrafo individua i valori delle massime pressioni di esercizio delle condotte in
progetto che si possono verificare nelle più gravose condizioni di funzionamento idraulico dei sistemi, comprese le eventuali sovrappressioni ∆p. Tali valori saranno, quindi, utilizzati al fine delle
verifiche degli spessori delle condotte e del dimensionamento dei blocchi di ancoraggio.
Per la determinazione delle pressioni massima di esercizio e di collaudo è stato fatto riferimento alle prescrizioni del citato D.M. LL.PP. del 12.12.1985 e relativa Circolare, verificando, per
tutte le configurazioni di calcolo, il rispetto della seguente relazione:
PN > PE max = pe,max + ∆p
in cui PE max è la pressione totale massima di esercizio, pe,max è ricavata dalle simulazioni
idrauliche riportate al paragrafo 4.5 (tabelle 12 e 13) e ∆p rappresenta il valore di sovrapressione
trattato al paragrafo 4.6.1 e assunto pari a 2,5 bar per tutti gli interventi in progetto.
26
In fase di collaudo andranno, quindi, effettuate prove di tenuta con un valore di pressione
pari a PC = 1,5 ⋅ PE (salvo differenti valori specificati in capitolato tecnico o in progetto esecutivo).
La tabella seguente sintetizza i risultati ottenuti relativamente ai valori di pressione totale di
esercizio e di collaudo:
pe,max
Condotta
idrodinamica
[bar]
∆p
[bar]
pe,max
idrostatica
[bar]
p0
PE max
PC
[bar]
[bar]
[bar]
Int. “A” - PEAD PN 16
11,9
2,5
12,0
trasc.
14,4
21,6
Int. “B” - PEAD PN 25
16,3
2,5
20,6
trasc.
20,6
30,9
Int. “A” - GHISA PFA48
12,6
2,5
12,7
3,8
18,9
28,4
Intt. “A” e “B” – Acciaio al C
16,4
2,5
19,8
-
19,8
29,7
Tabella 15 – Riepilogo valori pressioni totali di esercizio PE e di collaudo PC..
Si evidenzia che le pressioni totali massime di esercizio e quelle di collaudo calcolate, rientrano nei limiti di funzionamento dei tubi in progetto come individuati dalla norma UNI EN
805:2002 e dalla norma UNI UN 545 e sono, pertanto, da ritenersi verificate.
Tali norme stabiliscono, in particolare, una nuova terminologia di classificazione delle pressioni dei componenti idraulici (tubazioni, apparecchiature, ecc.) sostituendo, nello specifico il concetto di “PN” con quello di “PFA”.
La pressione espressa in PN, nelle condotte per il trasporto dell'acqua, è stata, pertanto, sostituita con la pressione espressa in PFA, PMA e PEA, secondo i seguenti significati fisici:
La PFA (Pression de Fonctionnement Admissible) - Pressione di funzionamento ammissibile è la massima pressione idrostatica interna, al netto del valore del colpo d'ariete, che un componente idraulico (tubo, valvola, ecc.) è in grado di sopportare, in modo
continuo, in esercizio.
La PMA (Pression Maximale Admissible) - Pressione massima ammissibile è la pressione interna massima occasionale, comprensiva pertanto dell'aliquota del colpo d'ariete, che un componente idraulico (tubo, valvola, ecc.) è in grado di sopportare in esercizio in sicurezza.
La PEA (Pression d'Epreuve Admissible) - Pressione di prova ammissibile è la pressione idrostatica massima che può sopportare un nuovo componente idraulico (tubo, valvola) installato per un periodo relativamente breve (tempo di prova o di collaudo) per
assicurare l'integrità e la tenuta del componente idraulico.
27
A ciascun valore di PN = PFA sono, quindi, associati i relativi valori di PMA e PEA secondo la seguente tabella:
Tubazione
PN
[bar]
PFA
[bar]
PMA
[bar]
PEA
[bar]
PEAD PN16
16
16
20
25
PEAD PN 25
25
25
30
35
GHISA PFA48
40
40
48
55
ACCIAIO al C
50
50
60
65
Tabella 16 – Classi commerciali pressioni nominali secondo la UNI EN 805 e la UNI EN 545.
Si evidenzia, che sia le pressioni massime di esercizio PE,max, comprensive delle sovrapressioni, che le pressioni di collaudo PC, risultano inferiori e, pertanto, compatibili, rispettivamente con
i valori di “PMA” e “PEA” sopra elencati e previsti dalla normativa. In particolare si hanno i seguenti fattori di sicurezza, per i quali è stata verificata la condizione: FS > 1.
Tubazione
PE max
[bar]
PMA
[bar]
FS PE
PC
[bar]
PEA
[bar]
FS PC
PEAD PN16
14,4
20,0
1,39
21,6
25,0
1,16
PEAD PN 25
20,6
30,0
1,46
30,9
35,0
1,13
GHISA PFA48
18,9
48,0
2,54
28,4
55,0
1,94
ACCIAIO al C
19,8
60,0
3,03
29,7
65,0
2,19
Tabella 17 – Verifica pressioni massime ammissibili e di collaudo.
4.6.3
Dilatazioni termiche
Le variazioni di lunghezza causate da sbalzi di temperatura, in particolare per installazioni
fuori terra e tubazioni in Polietilene, possono determinare l’insorgere di stati tensionali aggiuntivi
sulle tubazioni, da assorbire, eventualmente, tramite opportuni giunti di dilatazione.
Le dilatazioni termiche sono calcolate ed espresse in mm con la formula seguente:
∆l = α ⋅ L ⋅ ∆t ⋅ 10 3 mm
dove:
- ∆l = variazione di lunghezza tubo dovuto allo sbalzo termico espresso in mm;
- α = coefficiente di dilatazione termica lineare del materiale della tubazione e pari a:
28
2,0 ⋅ 10-4 °C-1 per il Polietilene;
1,1 ⋅ 10-5 °C-1 per la Ghisa;
1,2 ⋅ 10-5 °C-1 per l’Acciaio.
- L = lunghezza del tratto di tubo interessato in m;
- ∆t = (T
liquido
-T
montaggio)
differenza fra la temperatura minima o massima di esercizio o am-
biente in caso di tubo vuoto e la temperatura di montaggio o posa in opera, in °C.
Per quanto riguarda gli interventi in progetto, le dilatazioni termiche saranno limitate grazie
alla posa interrata delle tubazioni, con almeno sempre 1,0 m di ricoprimento sulla generatrice superiore delle condotte medesime.
Si riporta, in ogni caso, una stima dei valori di allungamento differenziale causato da variazioni termiche sulle condotte in PEAD e in Ghisa sferoidale, valutati su una lunghezza di tubazione
pari a 100 m e con i seguenti ipotetici regimi di temperatura:
-
temperatura di posa in opera: 15 °C.
-
temperature estreme ipotetiche raggiungibili in corrispondenza della tubazione interrata:
5 °C ÷ 15 °C.
Tubazioni in PEAD:
t1 = (15 – 15) = + 0,0 °C;
t2 = (5 – 15) = - 10,0 °C
∆l1 = 2,0 ⋅ 10-4 ⋅ 100,0 ⋅ 0,0 ⋅ 103 ≅ 0 mm di espansione;
∆l1 = 2,0 ⋅ 10-4 ⋅ 100,0 ⋅ 10,0 ⋅ 103 ≅ 200 mm di contrazione.
Ipotizzando l’utilizzo di barre con lunghezza di 6,0 m si avranno, su una tratta di 100 m, n. 17 giunti, ciascuno dei quali dovrà essere in grado di assorbire uno scorrimento totale di almeno 10 mm.
Tubazioni in Ghisa:
t1 = (15 – 15) = + 0,0 °C;
t2 = (5 – 15) = - 10,0 °C
∆l1 = 1,1 ⋅ 10-5 ⋅ 100,0 ⋅ 0,0 ⋅ 103 ≅ 0 mm di espansione;
∆l1 = 1,1 ⋅ 10-5 ⋅ 100,0 ⋅ 10,0 ⋅ 103 ≅ 10 mm di contrazione.
Ipotizzando l’utilizzo di barre con lunghezza di 6,0 m si avranno, su una tratta di 100 m, n. 17 giunti, ciascuno dei quali dovrà essere in grado di assorbire uno scorrimento totale di almeno 1 mm.
29
4.7 Verifica dello spessore delle tubazioni
La verifica dello spessore delle tubazioni in progetto è stata effettuata con riferimento alla
Circolare del Ministero dei LL.PP. n. 2136 del 05 maggio 1966 e al citato D.M. LL.PP. del 12 dicembre 1985, utilizzando la formula classica di Mariotte:
s≥
PN ⋅ De
200 ⋅ n ⋅ S
(1a)
nella quale:
•
s è lo spessore teorico commerciale del tubo, espresso in mm;
•
PN è la pressione nominale in bar che nel caso dei tubi per acquedotti deve intendersi come
la massima pressione a cui possono essere sottoposti in esercizio i tubi, da ricavarsi dalle
quote piezometriche idrodinamiche maggiorate per eventuali colpi di ariete oppure da quelle
idrostatiche; nei casi in esame tale pressione è rappresentata da PE max;
•
De è il diametro esterno del tubo in mm;
•
S è la tensione di snervamento minima del materiale impiegato per la tubazione, in kg/mm2;
•
n è il coefficiente di sicurezza allo snervamento del materiale della tubazione.
La relazione proposta dalla normativa è stata, quindi, riscritta introducendo le unità di misu-
ra previste dal Sistema Internazionale ed imponendo che il valore della pressione nominale sia pari
a quello della pressione massima di esercizio desunta dall’analisi della modellazione idraulica.
Alla luce di quanto esposto la relazione utilizzata per il calcolo degli spessori è, quindi, la
seguente:
s≥
PE ⋅ De
2 ⋅σ
(1b)
in cui:
-
σ è il carico unitario di snervamento di sicurezza della tubazione, già al netto di un
opportuno coefficiente di sicurezza;
-
De è il diametro esterno delle tubazione;
-
PE è la pressione massima di esercizio comprensiva dell’aliquota dovuta alla
sovrapressione di colpo d’ariete ∆p e all’eventuale pressione equivalente p0 definite in
precedenza.
In tabella 18 sono, quindi, riportati gli spessori per le tubazioni previste nelle varie tratte in
progetto calcolati riferendosi alle pressioni massime di esercizio cautelativamente comprensive
dell’aliquota di sovrapressione, desunte dai risultati di calcolo riportati ai paragrafi precedenti:
30
Intervento e tipologia
di tubazione
DN / Di
[mm]
in progetto
De
[mm]
Spessore
di progetto
[mm]
Spessore
PE max
2
[N/mm ]
σ
Circ. Min. LL.PP.
2
[N/mm ]
n. 2136/1966
[mm]
“A” – PEAD PN 16
147,2
180,0
16,4
1,44
8
16,2
“B” – PEAD PN 25
130,8
180,0
24,6
2,06
8
23,2
“A” – Ghisa sferoidale
150,0
170,0
5,0
1,89
250
0,7
“A” e “B” – Acciaio al C.
150,0
168,3
4,5
1,98
275
0,6
Tabella 18 – Verifica degli spessori delle tubazioni in progetto
per i valori di pressione massima di esercizio PE max.
Gli spessori delle tubazioni commerciali previste in progetto, risultano, quindi, superiori rispetto a quelli di calcolo ai sensi della Circolare Ministeriale n. 2136/1966 e, come tali, sono da ritenersi verificati e compatibili all’uso previsto.
Si, evidenzia, infine, che le verifiche su esposte sono pertinenti alle condizioni più gravose
di esercizio dei sistemi acquedottistici, (comprese anche eventuali condizioni eccezionali di sovrapressione), alle quali le condotte in progetto potranno venirsi a trovare durante la loro vita utile. In
tal senso, le verifiche svolte risultano essere conservative in quanto se le tubazioni sono verificate
nelle condizioni di maggior sollecitazione lo saranno, conseguentemente, anche nelle situazioni ordinarie idrodinamiche di servizio, certamente meno gravose.
31
5
Verifiche statiche delle condotte
Lo scopo delle verifiche riportate nel presente capitolo è di garantire che le tubazioni in
progetto siano in grado di resistere, con un adeguato margine di sicurezza, ai carichi agenti esterni,
rispettando le condizioni necessarie per il normale esercizio ed assicurandone la conservazione nel
tempo. La verifica statica di una tubazione interrata consiste, quindi, nell’accertare che le tensioni
siano adeguatamente minori dei valori di rottura e che le deformazioni conseguenti alle
sollecitazioni esercitate dal rinterro e dagli altri carichi agenti siano tali da non comprometterne la
funzionalità.
Il comportamento di una condotta interrata deve essere preso in esame considerando il sistema
tubo-terreno: l’interazione della condotta con il sottosuolo dipende, infatti, dalla sua rigidità, la
quale induce reazioni differenti da parte del terreno ed esprime l’attitudine di una struttura a non
deformarsi quando sia sollecitata. Essa dipende dal modulo di rigidezza che è grandezza funzione
del modulo elastico E del materiale e delle dimensioni della condotta che definiscono i momenti
d’inerzia I e J, lo spessore s e i diametri esterno D e interno D - 2s.
Le rigidezze da considerare in una condotta sono due:
la prima “EI”, riferita a una lunghezza unitaria, con I = s3/12, è relativa allo spessore e
non pone in conto il diametro; essa è da utilizzare quando si voglia indagare lo stato di
sollecitazione del tubo considerato come lastra cilindrica. Il modulo EI è ancora
utilizzato quando si voglia trattare lo stato della condotta sollecitata nel suo piano: anello
elastico e sottile, con trattazione monodimensionale (distribuzione lineare delle tensioni
nello spessore);
il caso di anello grosso (elevato valore del rapporto s/D) è invece un classico problema
di elasticità piana bidimensionale. In tal caso la rigidezza “EJ”, maggiore di “EI”, con:
2
 3π
s 3 3π  D   D 
D
D
J= ⋅
⋅  − 1 ⋅   − + 2 =
⋅ I ⋅ f   (2)
12 2  s
s
  s 
s
 2
Tale rigidezza è relativa all’intera sezione ed è da utilizzare quando la condotta debba
essere trattata come trave variamente vincolata, a condizione che la sua luce sia un
significativo multiplo del diametro.
Lo stato di sollecitazione dei tubi interrati si riconduce a quello degli anelli sottili caricati nel
piano verticale: cioè con un piccolo valore del rapporto tra spessore e diametro della fibra media. La
struttura ad anello opera in regime di presso - flessione e taglio ed è sollecitata dai carichi esterni
(peso proprio, rinterro e carichi accidentali), dal carico idraulico e dalle reazioni del terreno che la
struttura mobilita. In funzione del diametro della tubazione e del rapporto interattivo dell’anello 32
tubo col terreno, i tubi possono essere schematicamente classificati in tre categorie:
Tubi rigidi: a questa categoria appartengono i tubi in conglomerato cementizio, in
fibrocemento e gres. Il criterio di verifica è generalmente quello che fa capo al massimo carico di
rottura. Poiché i tubi rigidi favoriscono la concentrazione dei carichi sulle generatrici superiore e
inferiore, la resistenza del sistema tubo rigido - terreno dipende in maniera notevole dall’apertura
dell’angolo del letto d’appoggio.
Tubi flessibili: i tubi flessibili possono subire deformazioni significative prima di giungere
alla rottura; tale comportamento concorre alla stabilità per le reazioni laterali sul tubo (spinta
passiva) provocate dall’azione del materiale del rinfianco. La stabilità del sistema tubo flessibile terreni dipende dal modulo del terreno schematizzato come suolo elastico, il cui valore dipende
essenzialmente dalla qualità del rinterro e dal suo grado di compattazione. Appartengono a questa
categoria generalmente le tubazioni in materie plastico e in acciaio.
Tubi semi – rigidi: i tubi semi - rigidi si ovalizzano a sufficienza perché il carico verticale del
terreno possa mobilitare la reazione laterale dovuta al rinterro. La resistenza ai carichi verticali è
quindi ripartita tra la resistenza propria del tubo e quella sviluppata dal rinfianco, con una
suddivisione dei contributi che dipende dal rapporto delle rigidezze tra tubo e terreno. Rientrano, in
generale, in questa categoria i tubi in ghisa.
Per stabilire il comportamento della condotta, è possibile definire un coefficiente di elasticità:
E
r
n = terreno ⋅  
Etubazione  s 
3
(3)
in cui:
- Eterreno è il modulo di elasticità del terreno;
- Etubazione è il modulo di elasticità del materiale costituente la tubazione;
- r è il raggio medio della tubazione;
- s è lo spessore della tubazione.
Una condotta si definisce flessibile se risulta n ≥ 1.
Nel caso in esame si assume il valore del modulo di elasticità del terreno, considerando una
buona compattazione del piano di posa e del materiale che avvolge la tubazione, è stato assunto pari
a 6,9 Mpa (valore secondo U.S. Bureau of Reclamation – gruppo B con costipamento 80% ÷ 95%
Proctor), mentre quello dei materiali costituenti le tubazioni sono stati considerati i seguenti valori:
tubazioni in Pead: 400 Mpa;
tubazioni in acciaio: 210000 Mpa;
tubazioni in ghisa sferoidale: 170000 Mpa.
33
Si noti che per le tubazioni in Pead è stato cautelativamente assunto un modulo di elasticità
ridotto “a lungo termine”, per tenere in considerazione delle eventuali variazioni nel tempo dovute
alla costituzione fisico-chimica del materiale:
I valori di calcolo del coefficiente di elasticità n sono riportati in tabella 19:
s
r
E
N
[mm]
[mm]
[Mpa]
[-]
Pead PN16 - PE100
16,4
81,8
400
4,28
flessibile
Pead PN25 - PE100
24,6
77,7
400
1,09
flessibile
Ghisa sferoidale
5,0
77,5
170000
0,30
rigida
Acciaio
4,5
77,3
210000
0,34
rigida
tubazione
Tabella 19 – Determinazione del comportamento elastico delle tubazioni.
Dalla suddetta tabella si può desumere che le tubazioni in ghisa e in acciaio, visti anche i
diametri ridotti, assumono comportamento rigido mentre le tubazioni in Pead assumono un
comportamento flessibile in un’ipotetica configurazione a lungo termine.
Si evidenzia che per quanto concerne le tubazioni rigide, a parità di condizioni di posa in
opera e di rinterro, il carico agente sulla tubazione risulta superiore di quello agente su una
tubazione flessibile in quanto meno uniformemente distribuito sull’intera circonferenza del tubo per
effetto della minore deformazione laterale della tubazione e della reazione che ne consegue. In tal
senso, in caso di tubazioni rigide, viene sostanzialmente meno al reazione laterale del terreno di
rinfianco. Nei calcoli di verifica delle tubazioni in ghisa, tale componente non verrà, quindi, presa
in considerazione.
Per l’effettuazione delle verifiche sulle tubazioni è, quindi, necessario determinare i carichi
che gravano su di esse: una tubazione interrata risulta, infatti, sottoposta a carichi verticali costituiti
dal peso del terreno di ricoprimento e da eventuali sovraccarichi accidentali i quali tendono ad
ovalizzare la tubazione. Analogo effetto di ovalizzazione è prodotto dal peso dell’acqua contenuta
nel tubo. Per effetto dell’ovalizzazione il tubo esercita sul terreno una spinta la cui reazione
contrasta l’ovalizzazione stessa della tubazione contribuendo a migliorarne la stabilità. Questo
effetto stabilizzante viene normalmente quantificato in un coefficiente di posa che dipende dal
modo in cui la tubazione è posata e dal tipo di rinfianco (grado di costipazione). In tal senso il
progetto prevede l’esecuzione della trincea di posa e dei rinterri delle condotte, con valori di
costipazione del terreno non inferiori al 90% del valore di prova Proctor ai sensi delle norme CNR
69:1978, UNI EN 13286-2:2005 e AASHTO.
34
5.1 Determinazione delle azioni sulle tubazioni interrate
5.1.1
Azione verticale dovuta al terreno di rinterro
Per poter determinare lo stato tensione in una tubazione è necessario determinare l’entità delle
varie azioni esterne.
L’azione dovuta al terreno di ricoprimento è diversa a seconda delle condizioni di posa della
tubazione e a seconda che questa sia flessibile o possa essere considerata rigida o indeformabile. Per
quanto riguarda le condizioni di posa la Norma UNI 7517/76 “Guida per la scelta della classe dei
tubi per condotte di amianto-cemento sottoposte a carichi esterni e funzionanti con o senza
pressione interna”, distingue 4 differenti condizioni, schematicamente rappresentate nella figura 6,
e prende, inoltre, in esame i casi di tubazioni poste nello stesso scavo, alla stessa quota o a quote
diverse:
posa in trincea stretta;
posa in trincea larga;
posa con rinterro indefinito;
posa in trincea stretta con rinterro indefinito.
Figura 6 – Condizioni di posa dei tubi previste dalla NORMA UNI 7517/76.
Verranno, nel seguito, in particolare prese in considerazione le condizioni di posa in trincea
stretta e in trincea larga.
5.1.1.1 Posa in trincea stretta
La condizione di posa in trincea stretta si ha quando è verificata una delle due seguenti relazioni:
(4)
(5)
dove D è il diametro esterno della tubazione, B la larghezza della trincea di scavo in
35
corrispondenza della generatrice superiore del tubo e H l’altezza del ricoprimento sopra tale
generatrice. La larghezza raccomandata da normativa per la trincea a livello della generatrice
inferiore del tubo è all’incirca D + 0,5 m, essendo D il diametro esterno del tubo, espresso in m.
Nel caso di posa in trincea stretta occorre distinguere i tubi deformabili o flessibili da quelli
rigidi; i primi si deformano più del terreno circostante e ciò si verifica quando è soddisfatta la
relazione (3) riportata al paragrafo precedente, per n > 1.
Per tubi deformabili posati in trincea stretta, il terreno di ricoprimento esercita, per unità di
lunghezza del tubo, un’azione verticale Pv che, secondo Marston, è data dalla relazione:
(6)
nella quale D e B hanno il significato visto in precedenza, γt è il peso specifico del terreno di
rinterro e ct un coefficiente di carico del terreno nella posa in trincea stretta; tale coefficiente si
ricava dai diagrammi riportati in figura 7. Le curve che danno i valori di ct sono tracciate per
differenti valori dell’angolo di attrito interno del terreno; quindi si deve scegliere la curva
appropriata in base alle caratteristiche geotecniche del terreno.
36
Figura 7 – Coefficiente di Marston in funzione di H/B.
In figura 7 sono riportate anche le equazioni sviluppate da Martson per ricavare, senza
l’ausilio dei grafici, il valore del coefficiente ct. Per tubi rigidi (n < 1) in trincea stretta, l’azione Pv
del terreno di ricoprimento, sempre per unità di lunghezza di tubazione, è invece data dalla:
(7)
dove il valore del coefficiente ct, nel caso di tubazione rigida, si può ancora ricondurre a
quello ricavato per le tubazioni deformabili utilizzando gli stessi tipi di grafici.
37
5.1.1.2 Posa in trincea larga
Un tubo è posato in trincea larga quando non sono rispettate le relazioni tra B, D, H indicate
nelle (4) e (5), vedi figura 8 riportata di seguito.
Figura 8 – Posa in trincea larga.
In riferimento alle teorie di Martson e Spangler il carico dovuto al rinterro è calcolabile
tramite la seguente formula:
(8)
dove il coefficiente di carico del terreno ce, funzione del rapporto h/D, delle caratteristiche del
terreno e delle modalità di posa, può essere calcolato tramite la seguente espressione:
ce = ±
1
β
⋅ [(− 1 + exp(± β ⋅ H / D ))]
(9)
in cui β = 2 ⋅ Ka ⋅ f (con Ka coefficiente di spinta attiva ed f coefficiente di attrito del terreno)
è un coefficiente rappresentativo dell’attività tangenziale che si instaura nel sistema terreno –
condotta. Il segno positivo è da adottare quando il vertice superiore della condotta cede meno del
terreno posto lateralmente ad essa (con incremento del carico sulla condotta); il segno negativo nel
caso contrario, in cui prevale l’effetto trincea. In progetto, in considerazione sia della sezione tipo di
scavo (comunque di larghezza contenuta e a pareti poco inclinate sulla verticale) che dell’elevato
grado di compattazione previsto per il rinterro delle tubazioni (con la formazione di un adeguato
letto di posa e l’esecuzione del rinfianco con terreno ben costipato), nell’applicazione della formula
(9) sarà adottato il segno negativo, ipotizzando, quindi, l’instaurarsi della mobilitazione (anche in
parte) delle azioni di resistenza tangenziale del terreno di rinfianco e rinterro della condotta.
38
Si riportano, infine, nel seguito le sezioni tipo di scavo delle condotte in progetto, considerate
ai fini dei calcoli:
SEZIONE TIPO DI SCAVO E REINTERRO - TRACCIATO SU PRATO
PER CONDOTTE IN GHISA SF. DN 150 mm E IN PEAD De180 mm PN 25
SEZIONE TIPO DI SCAVO E REINTERRO - TRACCIATO SU STRADA STERRATA
PER CONDOTTE IN PEAD De180 mm PN16
39
5.1.2
Azione verticale dovuta ai sovraccarichi fissi e mobili
Le tubazioni destinate ad essere posate sotto strada devono spesso sopportare dei
sovraccarichi verticali fissi e/o mobili, il cui effetto si somma alla pressione interna, se presente, e
del carico del rinterro. Le azioni che i sovraccarichi verticali trasmettono alla condotta sono
essenzialmente di due tipi, applicati con modalità statica (lentamente) oppure dinamica:
sovraccarichi concentrati;
sovraccarichi distribuiti.
Il carico esterno, concentrato o distribuito, si diffonde nel terreno sollecitando variamente la
condotta interrata con carico specifico il quale, a parità di ogni altra condizione, sarà inversamente
proporzionale alla profondità di posa della condotta medesima.
Le modalità di diffusione di tale carico e, quindi, la frazione di esso che sollecita la condotta,
sono ovviamente legate, oltre che alla profondità, alla tipologia del carico stesso, alla sua
distribuzione e il suo sviluppo, al fine della determinazione dell’estensione effettiva della condotta
sottoposta alla sua azione. I casi di principale interesse sono sostanzialmente i seguenti:
carico concentrato e puntuale sulla verticale della generatrice superiore della condotta
(più raro);
carichi concentrati da convoglio (considerati nei calcoli di verifica);
carichi uniformemente distribuiti.
5.1.2.1 Sovraccarichi concentrati
Nel caso di un carico concentrato P le azioni si distribuiranno, a una profondità z, secondo una
superficie circolare che è la base del cono avente il vertice nel punto di applicazione di P e
semiapertura α che dipende dalle caratteristiche del terreno in cui è posata la tubazione. Il valore del
semiangolo α può essere assunto compreso tra 45° ÷ 40°. La distribuzione di pressione, agente alla
quota della generatrice superiore del tubo, andrà ad interessare la tubazione solo per la parte che
grava sulla superficie rettangolare di larghezza D, che si ottiene proiettando il tubo sul piano
orizzontale contenente la suddetta generatrice superiore (figura 9).
40
Figura 9 – Distribuzione delle pressioni lungo la verticale dovute a un carico concentrato
e superficie di tubazione interessata dalle stesse.
I sovraccarichi verticali mobili e statici generici agenti sulla generatrice superiore di un tubo
interrato possono essere, quindi, calcolati tramite la seguente relazione:
(10)
dove:
Ps rappresenta il carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo, in N/m o
kg/m, dovuto ai sovraccarichi mobili o concentrati a seconda che sia presente o meno il
fattore dinamico φ;
m è un fattore empirico che tiene conto delle altre ruote del convoglio; per una profondità
compresa tra 0,6 e 2,0 m è dato dalle seguenti relazioni (dove D è il diametro esterno del
tubo espresso in m):
cd è il coefficiente di sovraccarico mobile ricavabile dal grafico di figura 10.
P è il sovraccarico massimo della ruota, fissa o mobile, in N o kg, del convoglio in
questione; tale valore è desumibile dalle normative apposite ("Nuovo codice della
strada", D.Lgs. 30 aprile 1992 n. 285 e successive modificazioni, art. 62. massa limite);
l è la lunghezza del tubo, in m, interessata dall'applicazione del sovraccarico concentrato,
ricavabile tramite l’intersezione tra la condotta e il cono di distribuzione della forza
concentrata, come visto in precedenza;
φ è il fattore dinamico che tiene conto del movimento della forza concentrata. Questo
coefficiente è calcolabile tramite le seguenti relazioni (dove H è l’altezza del rinterro
sopra la generatrice superiore del tubo, in m):
41
Nel caso in cui il sovraccarico fosse statico, ad esempio mezzo in sosta, il fattore
dinamico φ risulta essere uguale a 1.
Figura 10 – Coefficiente di sovraccarico mobile cd.
42
In caso, invece, di carichi concentrati secondo convogli specifici, la determinazione del
parametro P può essere effettuata in base ai convogli tipo disciplinati dalla norma DIN 1072,
rappresentati da due tipi d’autocarro: pesante HT e leggero LT.
La seguente tabella illustra le caratteristiche dei veicoli regolamentari dalla suddetta norma:
Tabella 20 – Convogli tipo DIN 1072.
In tal caso, fissato l’asse verticale z di riferimento coincidente con la retta d’azione del carico
P (si veda la figura 11), il valore della tensione σz (di compressione) alla profondità z, sulla
circonferenza di raggio r è data dalle seguenti equazioni:
convoglio HT
σ z = 0,5281 ⋅
convoglio LT
σ z = 0,8743 ⋅
P
H
1, 0461
H
1, 5194
P
(11)
(12)
Figura 11 – Schema di carico concentrato.
In tali condizioni si avrà, quindi, che:
Pv = σ z ⋅ D ⋅ ϕ
con:
43
(13)
-
Pv = carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo;
-
σz = tensione calcolata con le equazioni (11) e (12);
-
D = diametro esterno della tubazione;
-
φ è il fattore dinamico definito in precedenza.
5.1.2.2 Sovraccarichi distribuiti
Per determinare le sollecitazioni dovute ai carichi distribuiti su una certa superficie S, come ad
esempio trattori a cingoli, si procede come per i carichi concentrati. Per il calcolo della superficie S',
posta ad una profondità z dal punto di applicazione del carico distribuito si dovrà, quindi, eseguire il
processo visto precedentemente per ciascuno dei vertici della superficie S. Se la superficie S risulta
essere rettangolare, di lati a e b, alla quota z le pressioni saranno distribuite su una superficie S' di
lati:
essendo α l’angolo su cui si ha una distribuzione della pressione lungo la verticale (come si è
detto in precedenza si può assumere
). Anche in questo caso dovrà essere considerata solo
la parte di S' che effettivamente interessa la tubazione.
In conclusione, l’effetto di un sovraccarico distribuito mobile circolante ad un’altezza H sopra
la generatrice superiore del tubo è calcolabile con la seguente formula:
(14)
dove:
Ps rappresenta il carico verticale agente sulla generatrice superiore del tubo, in N/m o
kg/m, dovuto ai sovraccarichi mobili o concentrati a seconda che sia presente o meno il
fattore dinamico φ;
cd è il coefficiente di sovraccarico mobile ricavabile sempre dal grafico di figura 10;
D è il diametro esterno del tubo espresso in m;
φ è il fattore dinamico.
5.1.2.3 Sovraccarichi assunti nei calcoli di verifica
Al fine dei calcoli, in considerazione degli effettivi siti di posa delle condotte e dei
sovraccarichi ai quali potrebbero essere eventualmente soggette durante la loro vita utile, sono stati
cautelativamente presi in considerazione i seguenti tipi di sovraccarichi stradali:
Intervento “A” – tratto in ghisa sferoidale: sovraccarico concentrato rappresentato da
un veicolo convenzionale di classe “LT3” (carico per ruota posteriore pari a 10 kN);
44
Intervento “A” – tratto in polietilene: sovraccarico concentrato rappresentato da un
veicolo convenzionale di classe “LT6” (carico per ruota posteriore pari a 20 kN);
Intervento “B” – tratto in polietilene: sovraccarico concentrato rappresentato da un
veicolo convenzionale di classe “HT30” (carico per ruota pari a 50 kN), in relazione ai
tratti più gravosi da Periasc bassa a Periasc alta e al pozzo.
5.1.3
Azioni verticali dovute al peso proprio della tubazione
Il peso proprio Pp del tubo lo si può schematizzare considerando separatamente i pesi Pp/2
della metà superiore e della metà inferiore del tubo.
Il peso della metà superiore equivale a un carico uniformemente distribuito di intensità
pp=Pp/2D; il peso della metà inferiore equivale analogamente a un carico uniformemente distribuito,
diretto verso il basso, della stessa intensità (figura 12).
Figura 12 – Schematizzazione degli effetti del peso proprio della tubazione
Supponendo, per semplicità, che il terreno di posa reagisca lungo tutta la semicirconferenza
inferiore ai suddetti carichi distribuiti pp =Pp/2D, la reazione avrà intensità p =Pp/D, per cui la metà
inferiore della tubazione sarà soggetta nel complesso a un carico distribuito pp=Pp/2D diretto dal
basso verso l’alto. In definitiva l’effetto del peso proprio della tubazione equivale a un carico
uniformemente distribuito, di intensità pp=Pp/2D diretto dall’alto verso il basso agente sulla metà
superiore del tubo e a un carico distribuito di uguale intensità, diretto dal basso verso l’alto, dovuto
alla reazione del terreno di posa, agente sulla metà inferiore della tubazione.
Per tubazioni di piccolo diametro (come quelle in progetto) tale azione può essere ritenuta del
tutto trascurabile rispetto alle componenti dovute al rinterro e/o ai sovraccarichi.
45
5.1.4
Azioni verticali dovute al peso del liquido contenuto nella tubazione
Il liquido esercita sulle due metà della tubazione, suddivise dal piano di simmetria verticale,
delle pressioni unitarie di andamento triangolare, con valore nullo in sommità e pari a γD sul fondo.
Le sollecitazioni e le deformazioni della tubazione prodotte dai suddetti diagrammi delle pressioni
unitarie differiscono in misura molto lieve da quelle dovute a diagrammi delle pressioni unitarie
rettangolari, di intensità pari a p̅ pari a quella media dei diagrammi triangolari, cioè p̅ = ½ γD
(figura 13).
Figura 13 – Schematizzazione degli effetti dovuti al liquido contenuto nella tubazione
Per tubazioni di piccolo diametro (come quelle in progetto) tale azione può essere ritenuta del
tutto trascurabile rispetto alle componenti dovute al rinterro e/o ai sovraccarichi e alle pressioni di
esercizio.
5.2 Criteri di verifica
5.2.1
Verifica dell’inflessione diametrale
La prima delle verifiche eseguite riguarda le massime deformazioni, che per le tubazioni
interrate di tipo flessibile (quali in genere quelle in polietilene, per costituzione fisica) possono a
volte risultare più critiche.
L’esigenza di limitare le deformazioni scaturisce dal fatto che queste, se superano certi limiti,
possono dar luogo a una riduzione della portata liquida non trascurabile e alterano lo stato delle
sollecitazioni, col manifestarsi di tensioni superiori a quelle determinate in campo elastico
nell’ipotesi di validità del principio della sovrapposizione degli effetti; elevate deformazioni
possono inoltre danneggiare qualche tipo di rivestimento di cui sono dotate alcune tubazioni (per
46
esempio i rivestimenti in malta cementizia e vernici rigide). La verifica all’ovalizzazione non pone
ovviamente alcun problema per le tubazioni che si comportano come rigide.
In generale l’accorciamento del diametro verticale e l’allungamento del diametro orizzontale
differiscono molto poco tra loro, per cui per la verifica è sufficiente controllare il valore di
quest’ultimo. La condizione più critica si ha per tubazione vuota, in quanto l’effetto globale del
liquido contenuto nel tubo si traduce in pressioni laterali dirette dall’interno verso l’esterno che
tendono a ridurre l’ovalizzazione della tubazione.
La massima deformazione orizzontale ∆x2 delle condotte in progetto è stata determinata
mediante la formula di Spangler, che si basa sull’ipotesi che i carichi verticali permanenti e i
sovraccarichi diano luogo a pressioni verticali in sommità e alla base del tubo uniformemente
distribuite sull’intero diametro orizzontale e a pressioni orizzontali agenti con andamento
parabolico sulle corde verticali che sottendono angoli al centro di 100°:
(15)
dove:
-
Pv è il carico verticale permanente agente sulla tubazione per unità di lunghezza;
-
Ps è il sovraccarico agente sulla tubazione per unità di lunghezza;
-
Ks è il coefficiente di appoggio. I suoi valori variano da 0,0083 a 0,110 al variare del tipo
di posa e più precisamente aumenta al diminuire dell’angolo di appoggio del tubo alla
base; in tabella 21 sono riportati alcuni valori caratteristici di tale coefficiente;
ANGOLO EQUIVAL. COEFFICIENTE
DI LETTO
Ks
[gradi]
[/]
TIPO D'INSTALLAZIONE
Fondo sagomato con materiale di riempimento ben costipati ai fianchi del tubo
(densità Proctor ≥ 95%) o materiale di letto e rinfranco di tipo ghiaioso leggermente costipato (densità Proctor ≥ 70%)
180
0,083
Tubo posato su letto compatto di almeno 0,10 m di spessore e rinterro compatto
fino alla generatrice superiore
90 ÷ 150
0,085
Tubo posato su letto non compatto di almeno 0,10 m di spessore e rinterro compatto fino alla generatrice superiore
60 ÷ 90
0,096
Fondo sagomato con materiale di riempimento moderatamente costipato ai fianchi del tubo (densità Proctor ≥ 85% e < 95%) o materiale di letto e rinfranco di
tipo ghiaioso [tubo posato su letto non compatto di almeno 0,10 m di spessore e
rinterro leggermente compatto fino alla generatrice superiore]
45 ÷ 60
0,103
Assenza del letto di posa e rinterro compatto fino all'asse del tubo
30 ÷ 45
0,105
Fondo sagomato con materiale di riempimento sciolto posato ai fianchi del tubo
(non raccomandato) [assenza di letto d posa e materiale di rinterro non compatto]
0 ÷ 30
0,11
Tabella 21 – Coefficiente di appoggio Ks in funzione dell’angolo di appoggio e del tipo di installazione.
47
-
fr è il fattore di ritardo d’inflessione, che tiene conto dell’assestamento del terreno nel
tempo; in particolare varia in funzione del grado di costipamento del terreno di
riempimento. Con elevati costipamenti si hanno valori bassi di ∆x2 iniziale, perché
risultano più elevati i valori di E', ma fr assume valori maggiori. La tabella 22 riporta
alcuni valori del fattore di ritardo in funzione del grado di costipamento.
TIPO DI RINTERRO E DI GRADO DI COSTIPAMENTO
fr
Materiale con grado di costipamento elevato
2,0
Materiale con grado di costipamento moderato
1,60 ÷ 1,80
Materiale con grado di costipamento leggero (scarso)
1,30 ÷ 1,50
Materiale scaricato alla rinfusa
1,0 ÷ 1,20
Tabella 22 – Fattore di ritardo in funzione del materiale di rinterro e del suo costipamento.
-
R è il raggio medio del tubo
-
E' è il modulo di reazione orizzontale del terreno. I valori medi del modulo E' di reazione
;
orizzontale del terreno sono funzione sia del tipo di terreno nativo che del grado di
costipamento del terreno di rinterro; Howard, sulla base di numerose osservazioni
sperimentali su tubazioni interrate, ha proposto i valori di E' riportati nella tabella tabella
23, la quale è contenuta anche nella NORMA ANSI / AWWA C950.
Valore di E' in funzione del grado di compattazione del materiale che avvolge la tubazione
[N/cm2]
TIPO DI MATERIALE
CHE AVVOLGE
LA TUBAZIONE
a - terreni a grana fine, con
meno del 25% di particelle di grana grossolana; plasticità da media
a nulla
b - terreni a grana fine, con
più del 25% di particelle a grana
grossolana; plasticità da media a
nulla. Terreni a grana grossolana
con più del 12% di fini
c - terreni a grana grossolana
con pochi fini o nessuno (<12% di
fini)
d - roccia frantumata
Scaricato alla rinfusa
Costipamento leggero
< 85% PROCTOR
< 40% DENSITA' REL.
Costipamento moderato
85−95% PROCTOR
40−70% DENSITA' REL.
Costipamento elevato
> 95% PROCTOR
> 70% DENSITA' REL.
34
140
280
690
69,0
280
690
1380
140
690
1380
2070
690
-
2070
-
Appartengono al gruppo a i seguenti terreni:
argille inorganiche con plasticità da bassa a media - limo organico - sabbia molto fine
Appartengono al gruppo b i seguenti terreni:
quelli del gruppo a, ma con più del 25% di particelle di grana grossolana - miscele di ghiaia, sabbia e limo (o argilla) mal graduate sabbie con limo.
Appartengono al gruppo c i seguenti terreni:
misture di ghiaia e sabbia con pochi fini o nessuno - sabbie ghiaiose con pochi fini o nessuno.
Tabella 23 – Valori medi del modulo elastico E' del suolo in funzione del tipo di suolo e
del grado di costipamento del rinterro
48
Per i vari materiali le specifiche normative o le raccomandazioni dei produttori di tubi
consigliano di non superare determinati valori iniziali o a lungo termine di ∆x2, che in generale sono
compresi tra il 4% e l’8% del diametro esterno DE. per le tubazioni metalliche e in ghisa è
consigliabile, a lungo termine, un ∆x2 max < 0,08 DE, ma in presenza di rivestimenti interni in malta
cementizia o vernici di tipo rigido deve risultare ∆x2 max < 0,08 DE.
I calcoli di verifica saranno cautelativamente svolti per tutti i tipi di tubazioni in progetto sulla
base di una percentuale massima ammissibile del 4%.
5.2.2
Verifica all’instabilità elastica per depressione interna (buckling)
Una tubazione soggetta a una pressione esterna pes maggiore della pressione interna pin, e,
quindi, a una depressione
, è soggetta a sforzi di compressione che tendono a
instabilizzarla. Secondo la formula di Eulero, la pressione critica pcr è data dalla:
(16)
con ν coefficiente di Poisson e D diametro medio.
In effetti, poiché il tubo non ha una sezione perfettamente circolare, essendo affetto da una
certa ovalizzazione, la pressione critica risulta inferiore a quella espressa dalla (16). Secondo
Timoshenko, detto ∆D /D lo scarto massimo percentuale del diametro in seguito all’ovalizzazione,
la pressione critica
è data dalla:
(17)
in cui σE è la tensione di snervamento del materiale e pcr è la pressione critica in assenza di
ovalizzazione.
Per tubazioni interrate il ∆D da introdurre nella (17) assume il valore dovuto alle azioni
esterne dedotte applicando la (16) secondo la formula di Spangler.
La tensione di compressione critica σcr può essere ricavata dalla formula di Mariotte:
(18)
49
Per le tubazioni interrate, ai fini della verifica all’instabilità elastica, occorre tener conto, oltre
che della depressione interna ∆p, dell’effetto dei carichi esterni; per cui la verifica all’instabilità
elastica può essere espressa:
(19)
con σcr dato dalla (18) e con νs coefficiente di sicurezza, da assumere pari almeno a 2,0 nelle
verifiche a lungo termine e a 2,5 in quelle a breve termine.
Come si è detto, ∆p rappresenta il valore della pressione idrostatica agente dall’esterno verso
l’interno e può essere dovuta sia a una depressione interna, che può verificarsi durante i fenomeni di
moto vario o durante le fasi di riempimento e svuotamento della tubazione, sia a un’effettiva
pressione esterna, che si ha per esempio nelle tubazioni interrate in presenza di falde idriche o nelle
tubazioni posate in acqua.
5.2.3
Verifica della massima sollecitazione
Il comportamento statico di una condotta, specie se di diametro significativo, è riconducibile a
quello di un anello elastico sottile. Le verifiche di sicurezza sullo stato di sollecitazione sono svolte
calcolando le sollecitazioni di momento flettente “M” e sforzo normale “N” e, quindi, le tensioni
specifiche in corrispondenza delle tre sezioni più significative della tubazione: al vertice (0), si
fianchi (1) e sul fondo (2), ipotizzando che la sezione sia completamente reagente, come
rappresentato nella figura sottostante:
Figura 14 – Schematizzazione sezioni di verifica statica.
Si precisa che le sezioni di riferimento, sulle quali agiscono le sollecitazioni che ci si appresta
a calcolare, sono quelle rettangolari, ortogonali al piano del foglio, riferite ad un metro lineare di
50
condotta, ossia di dimensioni 1,00 [m] × s [m] (spessore condotta).
Il calcolo delle caratteristiche di sollecitazione è stato condotto in base alle formulazioni
riportate nella tabella che segue, considerando un angolo di appoggio delle condotte di 120° .
Tabella 24 – Parametri di sollecitazione per unità di lunghezza della condotta interrata.
Al fine del calcolo dei momenti flettenti “M” e degli sforzi normali “N” sono stati considerati i
carichi e le reazioni esercitate sulle condotte, assumendo come azione sui fianchi quella distribuita
secondo il classico trapezio di spinta:
-
Q = carico totale verticale dovuto al rinterro e ai sovraccarichi stradali;
-
Gc = peso proprio della condotta;
-
Ga = peso acqua di riempimento della condotta;
-
H0 = spinta orizzontale uniformemente distribuita = γtHDKa;
-
Ht = spinta orizzontale linearmente distribuita = γHD2 Ka/2;
-
M = momento flettente, positivo se genera trazione nelle fibre interne;
-
N = sforzo normale, positivo se di compressione.
NB: in considerazione della differente rigidezza delle tubazioni impiegate, le componenti H0
e Ht dovute alla mobilitazione dell’azione orizzontale del terreno, non saranno prese in
considerazione per le tubazioni in ghisa sferoidale (rigide).
Determinati i valori del momento flettente e dello sforzo normale, si può procedere al calcolo
della tensione attraverso la classica relazione di Navier:
σ e ,i =
N 6M
± 2
s
s
(20)
Da confrontare con i valori ammissibili di resistenza per i materiali costituenti le condotte in
progetto.
51
Si evidenzia che i calcoli di verifica sono stati effettuati per la più gravosa condizione di
carico di esercizio delle tubazioni in progetto, comprensiva delle seguenti aliquote di azione: peso
proprio della tubazione, peso dell’acqua interna, carichi statici (terreno) e dinamici (mezzo mobile
in superficie).
5.2.3.1 Stima della pressione equivalente p0
Una volta determinate tutte le sollecitazioni dovute alle forze esterne in precedenza esaminate
e, quindi, le tensioni di trazione massime agenti sulle condotte, sono state stimate, per applicazione
inversa della formula di Mariotte le pressioni equivalenti p0 da sommare alla pressione di esercizio
PE e alla sovrapressione ∆p per ottenere la pressione nominale PN (= PE,max) necessaria ai fini delle
verifiche di sicurezza delle tubazioni in progetto:
dove il valore di σt max relativo alla massima tensione agente sui tubi, è stato ricavato come:
in cui σc è la tensione di compressione circonferenziale generata dai carichi esterni permanenti
e di natura accidentale, (oltre ai momenti ovalizzanti visti in precedenza) ed è espressa dalla
seguente formula:
(21)
in cui Pv e Ps sono rispettivamente le azioni del terreno di rinterro e quella dei sovraccarichi
statici o dinamici che insistono sulla tubazione per unità di lunghezza.
La tabella seguente riporta, in forma riepilogativa, i valori di pressione equivalente calcolati
con il procedimento sopra descritto, i quali, per le tubazioni in PEAD, considerando già l’aliquota
aggiuntiva dovuta alle sovrapressioni, risultano di entità trascurabile rispetto alle pressioni di
esercizio calcolate, a conferma delle considerazioni preliminari riportate al paragrafo 4.6 della
relazione.
Tipologia condotta
p0 [bar]
% PE,max
entità
Pead PN16 – PE100
1,2
8,3 %
trascurabile
Pead PN25 – PE100
1,4
6,8 %
trascurabile
Ghisa sferoidale PFA48
3,8
20,1 %
considerata nei calcoli
Tabella 25 – Stima dei valori di pressione equivalente.
52
5.3 Risultati ottenuti
Si riportano nel seguito i risultati ottenuti dall’applicazione delle formule descritte ai paragrafi
precedenti alle condotte in progetto.
In particolare sono state sottoposte a specifiche verifiche di natura statica le tubazioni
principali di adduzione previste in progetto, ovvero quelle in PEAD e in Ghisa sferoidale.
Per quanto concerne le tubazioni in acciaio, sostanzialmente utilizzate per gli attraversamenti
in sub-alveo dei torrenti Cunéaz ed Evenson, si è ritenuta superflua l’effettuazione di verifiche
statiche di dettaglio in quanto risultano incamiciate in tubazioni di protezione in acciaio DN 300
mm, a loro volta inglobate in apposito bauletto in calcestruzzo armato. Per tali tubazioni verranno,
pertanto, ritenute sufficienti le verifiche pertinenti ai regimi di pressione trattate al capitolo 4 della
relazione.
I calcoli di verifica sono stati eseguiti con riferimento alle sezioni tipo di scavo desunte dagli
elaborati grafici allegati al progetto e per una profondità massima di scavo, per entrambi gli
interventi, pari a 1,5 m.
53
VERIFICHE STATICHE
CONDOTTA IN PEAD DN 180 – PN16 – PE100
54
Diagramma dei carichi agenti sulla tubazione in PEAD De 180 mm - PN16
20.0
15.0
Carico dovuto al rinterro
Carico dovuto ai sovraccarichi mobili
Carico [kN]
Carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
Peso proprio
Carico totale
10.0
5.0
0.0
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
Ricoprimento [m]
55
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
Caratteristiche tubazione
Materiale
PEAD PN16 PE100
900 [MPa]
1 Modulo elastico iniziale (istantaneo)
400 [MPa]
2 Modulo elastico a lungo tempo (differito)
Diametro esterno tubazione
0.180 [m]
Diametro interno tubazione
0.1472 [m]
Diametro medio tubazione
0.1636 [m]
Spessore tubazione
0.0164 [m]
Modulo elastico terreno
1
2
13.8 [MPa]
Coefficiente di elasticità in sito n
Coefficiente di elasticità in sito n
1.90 breve termine
4.28 lungo temrine
Tubazione flessibile
Calcolo del carico verticale del suolo sul tubo
A
Altezza massima rinterro H
Larghezza della trincea B
Peso specifico terreno
Verifica tipologia di trincea
B
1 condizione
0
2 condizione
0
1.32 [m]
0.60 [m]
3
18.00 [kN/m ]
H
1 Trincea larga
0 Trincea larga
- Trincea stretta
Angolo d'attrito
Ka
f
Ct
-
Qst
-
31 [gradi]
0.32
0.60
[kN/m]
- Trincea larga
Ce
2.445
Qewt
1.43 [kN/m]
Calcolo del carico mobile sul tubo
B
Fattore dinamico per strade e autostrade ϕ
Pvc
1.00
2.06 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
C
Pa
0.17 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto al peso proprio della tubazione
D
Pp
0.08 [kN/m]
Risultante dei carichi ovalizzanti
E
Rtot
3.74 [kN/m]
56
F
Calcolo e verifica dell'inflessione diametrale
fr
1.8
Kx
0.083
Ka
∆a
0.75
0.0
2
1380.0 [N/cm ]
8.18 [cm]
14.26 [N/cm]
Es
R
Pv
PS
20.64 [N/cm]
33082.08 [ N cm]
1 EtI istantaneo
2 EtI differito
1
2
1
2
14703.15 [ N cm]
Inflessione diametrale ∆y iniziale
Inflessione diametrale ∆y a lungo tempo
∆y/D iniziale
∆y/D a lungo termine
0.031 [cm]
0.043 [cm]
0.17% < 4%
0.24% < 4%
La verifica dell'inflessione diametrale risulta positiva
G
Verifica dell'instabilita' all'equilibrio elastico (buckling)
La verifica si esegue confrontando la pressione ammissibile di buckling qa
con la risultante della pressione dovuta ai carichi esterni applicati.
FS
Rw
B'
1
Pressione ammissibile
qa istantanea
2
qa a lungo termine
2.50
1.00
0.25
2
99.85 [N/cm ]
2
66.57 [N/cm ]
Risultante della pressione circonferenziale dovuta ai carichi esterni applicati
2
1.94 [N/cm ]
La verifica all'instabilita' all'equilibrio elastico risulta positiva
57
DETERMINAZIONE DELLE SOLLECITAZIONI
SFORZO NORMALE N [N]
CARICHI
0
Peso proprio Gc
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Peso dell'acqua Ga
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Carico verticale uniforme Q
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Spinta uniforme H0
Spinta triangolare Ht
totali 2α = 120°
sezione
1
MOMENTO FLETTENTE M [Nm]
2
0
2
20.23
20.23
20.23
-2.18
-3.24
-4.29
0.37
0.40
0.44
-0.41
-0.46
-0.52
0.46
0.56
0.68
-31.04
-33.21
-35.37
-11.35
-11.35
-11.35
-75.25
-73.09
-70.75
0.76
0.82
0.90
-0.85
-0.96
-1.06
0.96
1.15
1.39
0.00
-45.37
-94.23
684.50
29.22
1745.04
1745.04
1745.04
0.00
0.00
0.00
45.37
94.23
684.50
64.13
35.97
37.68
39.40
-15.52
-0.87
-35.97
-37.68
-39.97
15.52
1.06
35.97
39.40
44.54
-15.52
-1.23
631.90
1753.92
717.67
22.50
-22.52
24.35
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
p0
[bar]
0
540517.43
0.54
-0.11
0.43
0.87
1
2
608933.13
586940.29
0.61
0.59
-0.11
-0.11
0.50
0.48
1.01
0.96
max
1.01 bar
sezione
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE INTRADOSSO
σt,max
σC
σ
σ
2
[N/m ]
2
-2.18
-3.24
-4.29
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE ESTRADOSSO
σC
σt,max
σ
σ
[N/m ]
1
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
p0
[bar]
0
-463456.20
-0.46
-0.11
-0.57
-1.14
1
2
-395040.50
-499419.11
-0.40
-0.50
-0.11
-0.11
-0.50
-0.61
max
-1.01
-1.21
-1.21 bar
58
VERIFICHE STATICHE
CONDOTTA IN PEAD
PEAD DN 180 – PN25 – PE100
59
Diagramma dei carichi agenti sulla tubazione in PEAD De 180 mm - PN25
20.0
15.0
Carico dovuto al rinterro
Carico dovuto ai sovraccarichi mobili
Carico [kN]
Carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
Peso proprio
Carico totale
10.0
5.0
0.0
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
Ricoprimento [m]
60
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
Caratteristiche tubazione
Materiale
Modulo elastico iniziale (istantaneo)
2 Modulo elastico a lungo tempo (differito)
Diametro esterno tubazione
Diametro interno tubazione
Diametro medio tubazione
Spessore tubazione
1
PEAD PN25 PE100
900 [MPa]
400 [MPa]
0.180 [m]
0.1308 [m]
0.1554 [m]
0.0246 [m]
Modulo elastico terreno
1
2
13.8 [MPa]
Coefficiente di elasticità in sito n
Coefficiente di elasticità in sito n
A
0.48 breve termine
1.09 lungo temrine
Tubazione flessibile
Calcolo del carico verticale del suolo sul tubo
Altezza massima rinterro H
Larghezza della trincea B
Peso specifico terreno
1.32 [m]
0.60 [m]
3
18.00 [kN/m ]
Verifica tipologia di trincea
B
1 condizione
2 condizione
H
0
0
1 Trincea larga
0 Trincea larga
- Trincea stretta
Angolo d'attrito
Ka
f
Ct
-
Qst
-
31 [gradi]
0.32
0.60
[kN/m]
- Trincea larga
Ce
2.445
Qewt
1.43 [kN/m]
B
Calcolo del carico mobile sul tubo
Fattore dinamico per strade e autostrade ϕ
Pvc
C
1.00
3.55 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
Pa
D
0.13 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto al peso proprio della tubazione
Pp
E
0.08 [kN/m]
Risultante dei carichi ovalizzanti
Rtot
5.19 [kN/m]
61
F
Calcolo e verifica dell'inflessione diametrale
fr
1.8
Kx
0.083
Ka
∆a
0.75
0.0
2
1380.0 [N/cm ]
7.77 [cm]
14.26 [N/cm]
Es
R
Pv
PS
35.55 [N/cm]
111652.02 [ N cm]
1 EtI istantaneo
2 EtI differito
1
2
1
2
49623.12 [ N cm]
Inflessione diametrale ∆y iniziale
Inflessione diametrale ∆y a lungo tempo
∆y/D iniziale
∆y/D a lungo termine
0.017 [cm]
0.030 [cm]
0.09% < 4%
0.17% < 4%
La verifica dell'inflessione diametrale risulta positiva
G
Verifica dell'instabilita' all'equilibrio elastico (buckling)
La verifica si esegue confrontando la pressione ammissibile di buckling qa
con la risultante della pressione dovuta ai carichi esterni applicati.
FS
Rw
B'
1
Pressione ammissibile
qa istantanea
2
qa a lungo termine
2.50
1.00
0.25
2
183.45 [N/cm ]
2
122.30 [N/cm ]
Risultante della pressione circonferenziale dovuta ai carichi esterni applicati
2
2.77 [N/cm ]
La verifica all'instabilita' all'equilibrio elastico risulta positiva
62
DETERMINAZIONE DELLE SOLLECITAZIONI
SFORZO NORMALE N [N]
CARICHI
0
Peso proprio Gc
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Peso dell'acqua Ga
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Carico verticale uniforme Q
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Spinta uniforme H0
Spinta triangolare Ht
totali 2α = 120°
sezione
1
MOMENTO FLETTENTE M [Nm]
2
0
20.23
20.23
20.23
-2.18
-3.24
-4.29
0.35
0.38
0.41
-0.39
-0.44
-0.49
0.44
0.53
0.64
-24.51
-26.22
-27.93
-8.96
-8.96
-8.96
-59.42
-57.71
-55.86
0.57
0.61
0.68
-0.63
-0.72
-0.80
0.72
0.86
1.04
0.00
-64.75
-134.48
684.50
29.22
2490.36
2490.36
2490.36
0.00
0.00
0.00
64.75
134.48
684.50
64.13
48.76
51.08
53.41
-15.52
-0.87
-48.76
-51.08
-54.18
15.52
1.06
48.76
53.41
60.37
-15.52
-1.23
619.51
2501.63
752.43
35.68
-35.66
38.04
[N/mm2]
[N/mm2]
[N/mm2]
p0
[bar]
0
378916.37
0.38
-0.10
0.28
0.88
1
2
455425.12
407775.53
0.46
0.41
-0.10
-0.10
0.35
0.31
1.12
0.97
max
1.12 bar
sezione
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE INTRADOSSO
σC
σt,max
σ
σ
[N/m2]
2
-2.18
-3.24
-4.29
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE ESTRADOSSO
σC
σt,max
σ
σ
[N/m2]
1
[N/mm2]
[N/mm2]
[N/mm2]
p0
[bar]
0
-328549.65
-0.33
-0.10
-0.43
-1.36
1
2
-252040.90
-346602.36
-0.25
-0.35
-0.10
-0.10
-0.35
-0.45
max
-1.12
-1.42
-1.42 bar
63
VERIFICHE STATICHE
CONDOTTA IN GHISA SFEROIDALE DN 150 – PFA48
64
Diagramma dei carichi agenti sulla tubazione in Ghisa sferoidale DN 150 mm - PFA 40
10.0
Carico dovuto al rinterro
Carico dovuto ai sovraccarichi mobili
Carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
Carico [kN]
Peso proprio
Carico totale
5.0
0.0
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
Ricoprimento [m]
65
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
2.0
Caratteristiche tubazione
1
Materiale
Modulo elastico iniziale (istantaneo)
Diametro esterno tubazione (netto ghisa)
Diametro interno tubazione
Diametro medio tubazione
Spessore tubazione
Ghisa sferoidale DN150
170000 [MPa]
0.160 [m]
0.150 [m]
0.155 [m]
0.005 [m]
Modulo elastico terreno
13.8 [MPa]
Coefficiente di elasticità in sito n
0.30
Tubazione rigida
Calcolo del carico verticale del suolo sul tubo
A
Altezza massima rinterro H
Larghezza della trincea B
Peso specifico terreno
1.33 [m]
1.00 [m]
3
18.00 [kN/m ]
Verifica tipologia di trincea
B
1 condizione
2 condizione
H
0
0
0 Trincea larga
0 Trincea larga
- Trincea stretta
Angolo d'attrito
Ka
f
Ct
-
Qst
-
31 [gradi]
0.32
0.60
[kN/m]
- Trincea larga
Ce
2.493
Qewt
1.15 [kN/m]
Calcolo del carico mobile sul tubo
B
Fattore dinamico per strade e autostrade ϕ
Pvc
1.00
0.91 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto alla massa dell'acqua contenuta nel tubo
C
Pa
0.17 [kN/m]
Calcolo del carico dovuto al peso proprio della tubazione
D
Pp
0.08 [kN/m]
Risultante dei carichi ovalizzanti
E
Rtot
2.31 [kN/m]
66
F
Calcolo e verifica dell'inflessione diametrale
fr
1.8
Kx
0.083
Ka
∆a
0.75
0.0
2
1380.0 [N/cm ]
7.75 [cm]
11.49 [N/cm]
Es
R
Pv
PS
9.07 [N/cm]
177083.33 [ N cm]
EtI
Inflessione diametrale ∆y iniziale
0.006 [cm]
∆y/D iniziale
0.03% < 4%
La verifica dell'inflessione diametrale risulta positiva
G
Verifica dell'instabilita' all'equilibrio elastico (buckling)
La verifica si esegue confrontando la pressione ammissibile di buckling qa
con la risultante della pressione dovuta ai carichi esterni applicati.
FS
Rw
B'
2.50
1.00
0.25
Pressione ammissibile
qa istantanea
2
275.89 [N/cm ]
Risultante della pressione circonferenziale dovuta ai carichi esterni applicati
2
1.28 [N/cm ]
La verifica all'instabilita' all'equilibrio elastico risulta positiva
67
DETERMINAZIONE DELLE SOLLECITAZIONI
SFORZO NORMALE N [N]
CARICHI
0
Peso proprio Gc
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Peso dell'acqua Ga
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
Carico verticale uniforme Q
2α = 180°
2α = 120°
2α = 90°
totali 2α = 120°
sezione
1
MOMENTO FLETTENTE M [Nm]
2
0
2
20.23
20.23
20.23
-2.18
-3.24
-4.29
0.35
0.38
0.41
-0.39
-0.44
-0.49
0.44
0.53
0.64
-32.23
-34.48
-36.73
-11.78
-11.78
-11.78
-78.14
-75.89
-73.47
0.75
0.81
0.89
-0.83
-0.94
-1.05
0.94
1.13
1.37
0.00
-26.73
-55.51
-64.44
1027.97
1027.97
1027.97
1036.42
0.00
26.73
55.51
-52.40
20.08
21.03
21.99
22.21
-20.08
-21.03
-22.31
-22.41
20.08
21.99
24.86
23.64
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
p0
[bar]
0
5318548.31
5.32
-0.21
5.11
3.30
1
2
5538721.52
5663870.18
5.54
5.66
-0.21
-0.21
5.33
5.46
3.44
3.52
max
3.52 bar
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE INTRADOSSO
sezione
σ
[N/m 2]
2
-2.18
-3.24
-4.29
SOLLECITAZIONI SPECIFICHE ESTRADOSSO
σC
σt,max
σ
σ
[N/m ]
1
σ
[N/mm2]
σC
σt,max
2
[N/mm ]
2
[N/mm ]
p0
[bar]
0
-5344326.16
-5.34
-0.21
-5.55
-3.58
1
2
-5124152.96
-5684830.70
-5.12
-5.68
-0.21
-0.21
-5.33
-5.89
-3.44
-3.80
max
-3.80 bar
68
6
Predimensionamento dei blocchi di ancoraggio
Nei tratti in cui l’andamento della condotta subisce cambiamenti di direzione in senso alti-
metrico o planimetrico, la curva è sottoposta all’azione risultante dalla composizione delle spinte
(idrostatica e quantità di moto) agenti sulle sezioni che limitano, a monte e a valle, la curva stessa.
Per tali motivi nei punti delle condotte in PEAD caratterizzati dalle suddette condizioni (tipo
gli attraversamenti in sub-alveo), il progetto prevede la realizzazione di opportuni blocchi di ancoraggio in calcestruzzo al fine di contrastare efficacemente le azioni destabilizzanti.
I blocchi di ancoraggio delle condotte, a tipologia portante, consentono di assorbire la spinta
idrostatica che si verifica sul piano orizzontale e verticale in relazione alle varie situazioni di carico
che possono verificarsi pertinenti a differenti angoli di curvatura delle condotte medesime.
I blocchi saranno realizzati con calcestruzzo avente le seguenti caratteristiche tecniche:
• calcestruzzo a prestazione garantita (UNI EN 206-1)
• classe di esposizione e durabilità: XC2
• rapporto (a/c) max: 0,50;
• classe minima di resistenza a compressione (UNI 11104) C25/30 – Rck 30 N/mm2;
• classe di consistenza: S3/S4;
• contenuto minimo di cemento: 350 kg/m3;
• Dmax dell’aggregato: 32 mm;
• copriferro minimo nominale: 5 cm;
• la resistenza alla penetrazione all’acqua (come da norme ISO 7031) deve essere:
Rpmax < 50 min; Rpmed < 20 min
I blocchi di ancoraggio in progetto dal punto di vista dimensionale sono stati rappresentati
secondo lo schema generale riportato in figura 15.
Figura 15 – Schema tipo del blocco di ancoraggio
69
Nelle figure 16 e 17 sono, invece, indicati gli schemi tipologici dei blocchi previsti in
progetto:
Figura 16 – Schema tipo del blocco di ancoraggio orizzontale
Figura 17 – Schema tipo del blocco di ancoraggio verticale
70
Ai fini del dimensionamento e della verifica a stabilità dei blocchi d’ancoraggio deve essere
soddisfatta la seguente relazione:
R < Sp + ω x G
(22)
dove:
-
R = spinta risultante trasferita al blocco determinata dalla condotta in pressione;
-
Sp = spinta passiva resistente del terreno a tergo del blocco;
-
G = peso proprio del blocco d’ancoraggio;
-
ω = coefficiente di attrito calcestruzzo blocco – terreno, assunto pari a 0,5.
Il valore della risultante della spinta sulla condotta e, quindi, trasferita al blocco è ottenuta
dalle seguenti formule:
R = 2 P sin
P = p⋅
π
4
α
2
; (23)
DN 2
(24)
dove:
-
α = angolo di deviazione dei due tronchi rettilinei di tubazione contigui, pari a 45°;
-
P = spinta parallela all’asse del tubo;
-
p = pressione di collaudo, pari a 1,5 volte la pressione massima di esercizio.
In ragione delle caratteristiche geometriche dei blocchi si è assunto coincidente il punto di
applicazione della risultante R e del peso G del blocco.
La composizione delle forze agenti consente di definire il valore della risultante complessiva
(R + G) delle azioni, secondo la seguente relazione:
(R + G ) =
R2 + G2
L’inclinazione della risultante è pari a:
R

G
α = tg −1 
La spinta passiva Sp è, invece, quella che si determina lateralmente in uno scavo verticale
allorché viene realizzato un manufatto che tende a comprimere la parete verticale dello scavo
stesso.
Tale spinta, propriamente, dovrà, quindi, intendersi come azione di resistenza e di contrasto
del terreno, determinabile mediante la teoria di Rankine, secondo le seguenti ipotesi:
superficie di scorrimento di forma piana;
attrito calcestruzzo – suolo nullo, cioè assenza di tensioni tangenziali di contrasto fra
71
blocco di ancoraggio – terreno e applicazione della spinta passiva perpendicolarmente
alla struttura (figura 18).
Con queste considerazioni si ammette che la propagazione della rottura avvenga
contemporaneamente in tutti i punti della superficie di scorrimento e la rottura sia indipendente
dalla deformazione del terreno poiché la resistenza di quest’ultimo dipende esclusivamente dai
parametri di coesione e dall’angolo di attrito interno assunti costanti e caratteristici dello stato rigido
plastico perfetto considerato.
Figura 18 – Schema di calcolo della spinta passiva delle terre.
La caratterizzazione del terreno in sito è avvenuta considerando i seguenti valori geotecnici di
riferimento desunti dalla relazione geologica:
-
γ' = 18 kN/m3;
-
c’ = 0;
-
φ’ = 31°;
Le verifiche di stabilità, a titolo cautelativo, sono state, quindi, condotte assumendo il valore
della massima tra le pressioni di collaudo determinate al capitolo 4:
72
PC
Condotta
[bar]
Int. “A” - PEAD PN 16
21,6
Int. “B” - PEAD PN 25
30,9
Tabella 26 – Riepilogo pressioni di collaudo condotte in PEAD.
Si procede, dunque, al dimensionamento del blocco di ancoraggio relativo ad una pressione
della tubazione pari a 30,9 bar (3090 kN/m2), quale condizione di verifica più gravosa.
P = 3090 ⋅
π ⋅ 0,18 2
4
R = 79,0 ⋅ 2 ⋅ sin
≅ 79,0 kN
45
≅ 60,5 kN
2
Il blocco d’ancoraggio è dotato di fondazione rettangolare in pianta ed è previsto di dimensioni pari a m 1,2 x 1,2 x 1,0 h. Il peso del blocco risulta, pertanto, pari a:
G = (1,2 ⋅ 1,2 ⋅ 1,0) ⋅ 24 = 34,6 kN
In ragione delle caratteristiche geometriche si è assunto coincidente il punto di applicazione
della risultante R e del peso G del blocco.
La composizione delle forze agenti consente di definire il valore della risultante complessiva
(R + G) delle azioni:
(R + G ) =
60,5 2 + 34,6 2 = 69,7 kN
L’inclinazione della risultante è pari a:
R
 = 63,6°
G
α = tg −1 
Il contrasto fornito dal terreno (spinta passiva Sp) si ottiene per mezzo del calcolo della risultante:
Sp =
(
)
1
⋅ γ t ⋅ y 2 − y12 ⋅ L ⋅ kp + 2c ⋅ ( y − y1 ) ⋅ L ⋅ kp
2
(25)
dove:
▪
y = profondità di posa del blocco misurata dal piano di rinterro finale, pari a 2,0 m;
▪
y1 = differenza di quota tra il piano di rinterro finale e la sommità del blocco
d’ancoraggio, pari a 1,0 m;
▪
L = lunghezza in pianta del blocco d’ancoraggio, pari a 1,20 m;
▪
kp = coefficiente di spinta passiva, pari a 3,1 secondo la teoria di Rankine.
73
per cui, essendo c = coesione = 0, si ottiene:
(
)
Sp = 0,5 ⋅ 18 ⋅ 2,0 2 − 1,0 2 ⋅ 1,2 ⋅ 3,1 = 100,4 kN
La verifica di stabilità comporta, che sia soddisfatta la relazione (22), per la quale si ha:
R = 60,5 < 100,4 + 0,5 ⋅ 34,6 = 117,7 kN
Il calcolo del carico limite sul terreno è stato ricondotto alla valutazione della seguente espressione (Brinch-Hansen):
Plim =
1
⋅ γ t ⋅ B ⋅ N γ ⋅ sγ + c ⋅ N c s c + γ ⋅ z ⋅ N q ⋅ s q (26)
2
con z = profondità di posa della tubazione.
I valori adottati per i coefficienti di forma (Meyerhof) risultano:
s q = sγ = 1 + 0,1 ⋅
s c = 1 + 0,2 ⋅
1 + senϕ ' 1,2
⋅
= 1,31
1 − senϕ ' 1,2
1 + senϕ ' 1,2
⋅
= 1,62
1 − senϕ ' 1,2
mentre i valori dei coefficienti di capacità portante per ϕ’ = 31° sono stati assunti, secondo quanto
proposto da Vesic pari a:
Nγ = 26,31;
Nq = 20,79;
Nc = 32,82.
Il valore di Plim risulta, quindi:
Plim = ½ x 18,0 x 1,2 x 26,31 x 1,31 + 0 + 18 x 1,0 x 30,14 x 1,62 = 1251,1 kN/m2
Posto pari a 3 il valore del coefficiente di sicurezza risulta:
Plim =
Plim
η
=
1251,1
= 417,0 kN / m 2 ≅ 4,2 kg / cm 2 = σ t ,lim
3
Per quanto riguarda la verifica a pressoflessione del blocco si è proceduto, dapprima al calcolo
dell’eccentricità secondo la seguente formula, considerando la tubazione centrata sull’altezza del
blocco (0,5 m):
e=
ΣM M r + M s
=
G
G
74
M r = − R ⋅ (0,5) = − 60,5 ⋅
M s = 100,4 ⋅
e=
1,0
= −30,3 kN ⋅ m
2
1,0
= 33,4 kN ⋅ m
3
− 30,3 + 33,4
= 0,09 m < b / 6 = 0,20 m
34,6
Le pressioni sul terreno assumono, quindi, i seguenti valori:
σ t ,max =
34,6  6 ⋅ 0,09 
⋅ 1 +
 ≅ 34,8 kN / m 2 = 0,35 kg / cm 2 < σ t ,lim
1,2 ⋅ 1,2 
1,2 
σ t ,min =
34,6  6 ⋅ 0,09 
⋅ 1 −
 = 13,2 kg / m 2 = 0,13 kg / cm 2 < σ t ,lim
1,2 ⋅ 1,2 
1,2 
escludendo l’insorgere di stati tensionali dovuti a trazione sul conglomerato.
La tensione massima agente sul calcestruzzo, ipotizzando una lunghezza di proiezione “L”
della tubazione sul blocco pari a 50 cm risulta, infine, pari a:
σ cls =
R
60,5
=
≅ 672 kN / m 2 ≅ 6,7 kg / cm 2 < σ am,cls = 85 kg / cm 2
L ⋅ DN 0,5 ⋅ 0,18
75
7
Nuova opera di captazione e di regolazione sorgente Pian Long
Gli interventi prevedono la realizzazione di una nuova opera di captazione delle acque sor-
give, situata in località Pian Long, costituita da due distinti edifici:
edificio di captazione;
edificio di accumulo e regolazione.
L’edificio di captazione, posizionato sulla principale polla sorgiva, a ridosso di un piccolo
fabbricato esistente in disuso, sarà dotato di una vasca di captazione depressa rispetto al piano di
scorrimento della sorgente ed in grado di derivare oltre alle acque superficiali anche le acque di sorgente in sub-alveo. La vasca sarà dotata di grigliato superiore per l’ispezione, la manutenzione e la
movimentazione della paratoia di scarico di fondo, quest’ultima prevista in acciaio inox con dimensioni pari a cm 40x40. La quota di fondo vasca sarà a 2162,00 m s.l.m..
La portata sarà regolata senza organi meccanici specifici, vista anche l’assenza di energia elettrica in sito, tramite un sistema auto-regolante di sfioratori. In tal senso la portata erogata dalla
sorgente sarà, dapprima convogliata, tramite un’apertura sottobattente di dimensioni pari a cm 100
x 70, nell’apposita e adiacente vasca di sedimentazione, con capacità di invaso di circa 7,5 m3. Da
tale vasca, si diparte la condotta di derivazione, in ghisa sferoidale DN 150 mm, dotata di pozzetto
con saracinesca d’intercettazione, la quale convoglierà le acque captate nell’edificio di accumulo e
regolazione posto circa 40 m più a valle. Il fondo scorrevole della tubazione sarà alla quota di
2162,50 m s.l.m.
La vasca di captazione principale sarà dotata, in posizione longitudinale, verso valle, con
quota di imposta di 2163,00 m s.l.m., di uno sfioratore di controllo delle portate, di tipo “a larga soglia” (Belanger) con dimensioni pari a cm 250 x 100, studiate in modo da garantire un tirante idrico
massimo sullo stesso di alcuni centimetri e, conseguentemente, anche sulla condotta di derivazione
in ghisa (si veda il paragrafo 7.1). Tale sistema di regolazione eviterà così, da un lato, l’interruzione
della vena fluida per via del ghiaccio nel periodo invernale, quando la portata risulta essere generalmente minima (circa 4-6 l/sec, dato campagna di caratterizzazione delle sorgenti) mentre nel caso, invece, in cui la portata della sorgente (portata massima misurata di 160 l/sec, dato campagna di
caratterizzazione delle sorgenti) sia maggiore della portata di captazione progettualmente prevista,
la soglia sfiorante di valle della vasca garantirà un innalzamento del livello del tirante idrico contenuto in pochi centimetri mantenendo un livello idrico e, quindi, un carico idraulico massimi nella
vasca di sedimentazione ai quali corrisponderà la derivazione massima di 20 l/s dalla condotta in
ghisa sferoidale. Grazie all’installazione del suddetto stramazzo, pertanto, la vasca di captazione in
progetto non risentirà, se non minimamente, delle variazioni di livello idrico derivanti prodotte dalle
differenti portate naturali della sorgente, garantendo, così, i valori di portata captata nel range di
76
progetto stabilito (da 4 l/s a 20 l/s). La portata in eccesso verrà restituita all’alveo della sorgente direttamente dallo stramazzo e, in caso di evenienza o di operazioni di manutenzione, anche lo scarico
di fondo, tramite il relativo azionamento della paratoia di pertinenza.
L’edificio di accumulo, oltre a captare le portate provenienti dall’edificio di captazione sarà
predisposto anche per captare le portate affluenti dai due dreni in progetto, in PVC DN 200 mm microfessurati. In tale edificio verranno, quindi, effettuate le operazioni di regolazione e accumulo delle portate in arrivo dall’opera di captazione e dai suddetti dreni, per poi convogliarle nella condotta
di adduzione verso la nuova vasca di Cunéaz e, quindi, alla vasca esistente di Salval-Crest.
Come in precedenza indicato, la portata derivata della sorgente di Pian Long avrà un valore
massimo pari a 20 l/s al fine di garantire un’integrazione/soccorso sia per centri abitati nella zona
alta della valle, Cunéaz, Crest Fornet e impianti di risalita che per le utenze degli agglomerati urbani
più importanti quali Ayas e Champoluc, evitando, nel contempo, fenomeni di carenza idriche del
territorio, in particolare durante i periodi più critici caratterizzati da un maggior afflusso turistico
nella valle.
Analogamente a quanto già previsto per l’opera di captazione, la portata in ingresso
all’edificio di accumulo vista l’assenza in loco di energia elettrica, sarà regolata senza organi meccanici specifici, tramite un sistema auto-regolante di sfioratori e saracinesche. In tal senso l’edificio
è caratterizzato da un sistema di tre vasche distinte, ognuna delle quali dotata di organi di regolazione specifici:
a. vasca di raccolta: impostata alla quota di fondo di 2157,30 m s.l.m., ha la funzione di
raccogliere tutte le portate in arrivo sia dall’opera di captazione, tramite la condotta in
ghisa sferoidale DN 150 mm, che dai dreni microfessurati in PVC DN 200 mm; in corrispondenza di tale vasca verranno realizzati uno stramazzo rettangolare d’angolo tipo
“Bazin”, con vaschetta di raccolta in acciaio inox delle portate in esubero, connessa alla
tubazione di restituzione in alveo, una succheruola sottobattente, con luce circolare DN
150 mm, connessa alla condotta di adduzione in ghisa sferoidale e sezionabile tramite
saracinesca e, infine, uno stramazzo di tipo “Belanger”, di larghezza pari a 90 cm, specificatamente tarato in relazione alla capacità di efflusso del predetto sfioratore angolare e
con funzione di mettere in comunicazione la vasca di raccolta con quella di carico per il
range di portate previsto in progetto (da 4 l/s a 20 l/s).
b. vasca di carico e di accumulo: dotata di un capacità di accumulo pari a circa 20,0 m3 e
impostata alla stessa quota di fondo della vasca di raccolta, sarà finalizzata all’accumulo
delle portate trasferite dalla vasca di raccolta, tramite lo stramazzo tipo “Belanger” di cui
al punto precedente e, quindi, alla partenza delle condotta di adduzione idrica principale
in progetto. Al suo interno sarà prevista un'ulteriore organo di regolazione delle portate,
77
integrativo e compensativo di quelli relativi alla vasca di raccolta, costituito da uno sfioratore a calice, con diametro di imbocco pari a cm 40, la cui tubazione di raccolta, con
DN 200, sarà anch’essa connessa alla tubazione di restituzione in alveo già trattata al
punto precedente. Le portate idriche saranno prelevate tramite una succheruola sottobattente, con luce circolare DN 150 mm, connessa alla condotta di adduzione in ghisa sferoidale e sezionabile tramite saracinesca. Tale tubazione incontrerà, nella vasca saracinesche, la tubazione di adduzione proveniente dalla vasca di raccolta.
c. vasca saracinesche di manovra: questa terza vasca sarà adibita a contenere tutte le tubazioni in arrivo dalle due predette vasche e al loro sezionamento, a seconda delle necessità (funzionamento ordinario, manutenzione, ecc.) al fine di ottimizzare la gestione delle
portate in esubero da restituire in alveo e delle portate da immettere nella condotta di adduzione idrica.
Per maggiori dettagli circa l’opera di capatazione e di accumulo, nonché dei sistemi di regolazione delle portate, si rimanda, infine, agli elaborati grafici specifici allegati al progetto.
7.1 Sistemi di regolazione delle portate
Il presente paragrafo riporta, nel dettaglio, i calcoli di dimensionamento dei vari sistemi di
regolazione e controllo delle portate captata dalla sorgente, sia in corrispondenza dell’opera di presa
che della vasca di accumulo e carico. Al tal fine, sono state utilizzate le formulazioni classiche pertinenti alla foronomia e all’efflusso dalle luci, opportunamente diversificate in base alle specificità
geometrica e funzionale degli organi sfioranti.
Stramazzo a larga soglia opera di captazione
Come indicato nell’introduzione al capitolo 7, l’opera di presa, posizionata a quota 2162,00
m s.l.m., consente di creare un piccolo invaso necessario a garantire la derivazione delle portate disponibili, fino al valore massimo pari a circa 20 l/s. La portata in esubero rispetto a quella derivata
verrà sfiorata verso l’alveo di valle mediante uno stramazzo di tipo “a larga soglia” con lunghezza
pari a cm 250 e petto, rispetto al fondo vasca, di 100 cm.
La legge che regola l’efflusso da detto stramazzo è, pertanto, esprimibile con la seguente equazione:
Q = µ ⋅L⋅h⋅ 2⋅ g ⋅h
dove:
h = carico sulla soglia di sfioro;
78
(27)
L = sviluppo della soglia, pari a 2,50 m;
2
g = 9,81 m/s , costante gravitazionale;
µ = coefficiente di efflusso sullo stramazzo, pari a 0,385.
Si riporta, quindi, nel seguito la scala di deflusso dello sfioratore in esame, dalla quale si può
evincere come esso sia in grado di sfiorare una portata di 140 l/s con un battente pari a circa 10 cm.
Scala delle portate stramazzo a larga soglia opera di presa
20
19
18
17
16
15
14
Tirante idrico [cm]
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
Portata [l/s]
Luce sotto-battente condotta di presa
Lo sfioratore della vasca di captazione, in relazione alla sua ottima capacità relativa di sfioro, determina, quindi, un carico idraulico sulla luce circolare di efflusso della condotta di presa variabile da un minimo di 1 cm, coincidente praticamente con la quota di scorrimento della condotta
di derivazione, (pari a 2162,50 m s.l.m.) e valido per portate della sorgente quasi nulle, ad un massimo di circa 50 cm (quota 2163,00 m s.l.m.), valevole per portate della sorgente di circa 160 l/s, dei
quali 20 l/s derivati dalla condotta di adduzione DN 150 mm e 140 l/s sfiorati verso valle.
Sulla luce di presa sottobattente, i valori di tirante idrico governati dallo stramazzo a larga
soglia, determinano, quindi, una portata effluente a sua volta regolata dalla seguente legge:
Q = Cq ⋅ A ⋅ 2 ⋅ g ⋅ h
(28)
dove:
h = carico idrico misurato dalla mezzeria della luce circolare di sfioro;
A = area di deflusso della luce di sfioro;
79
2
g = 9,81 m/s , costante gravitazionale;
Cq = coefficiente contrazione / di efflusso, assunto pari a 0,82.
Dalla quale si ricava la seguente scala delle portate:
Scala delle portate efflusso da luce sotto-battente opera di presa
90
80
70
Tirante idrico [cm]
60
50
40
30
20
10
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Portata [l/s]
Si evidenzia, a tal proposito, come ad una portata di 20 l/s corrisponda un tirante idrico sulla
mezzeria della luce di sfioro di circa 10 cm, mentre con un carico idrico di 50 cm, in caso di portata
massima della sorgente, si verrebbe a determinare un efflusso di circa 45 l/s.
Stramazzo a larga soglia di comunicazione vasca di raccolta con vasca di carico
Come indicato in precedenza, il trasferimento delle portate dalla vasca di raccolta alla vasca
di carico dell’edificio di accumulo ubicato poco più a valle dell’opera di captazione, avviene tramite
uno stramazzo “a larga soglia”, a quota 2158,70 m s.l.m., per il quale è ancora valida la legge di efflusso espressa dalla (27).
Si riporta, pertanto, nel seguito la relativa scala delle portate, evidenziando, in particolare,
che la portata massima di progetto della rete idrica sfiora con un tirante di circa 5 ÷ 6 cm sulla soglia di sfioro:
80
Scala delle portate stramazzo al larga soglia vasca di carico
13
12
11
10
Tirante idrico [cm]
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
Portata [l/s]
Stramazzo Bazin vasca di raccolta
In corrispondenza della vasca di raccolta dell’edificio di accumulo è stata prevista
l’installazione di uno sfioratore d’angolo a parete sottile, tipo “Bazin” con funzione di esitare le portate in eccesso provenienti dalla condotta di derivazione dell’opera di captazione e dai dreni in PVC
verso l’alveo di valle, impedendo o, comunque, limitando, il loro trasferimento nell’adiacente vasca
di carico. La quota di attivazione dello sfioratore in argomento è stata, conseguentemente, definita
in funzione del livello idrico massimo a sua volta determinato dallo sfioratore a larga soglia di collegamento con la vasca di carico per la portata di 20 l/s.
Pertanto il ciglio sfiorante del presente sfioratore è previsto alla quota di 2158,75 m s.l.m. (+
5 cm rispetto alla sommità dello stramazzo a larga soglia di collegamento tra le due vasche) e risulta
regolato dalla seguente legge di efflusso (ipotizzando una velocità nulla nella vasca):
Q = µ ⋅L⋅h⋅ 2⋅ g ⋅h
(29)
in cui:
h = carico sulla soglia di sfioro;
L = sviluppo totale della soglia, pari a 2,0 m;
2
g = 9,81 m/s , costante gravitazionale;
µ = coefficiente di efflusso sullo stramazzo a parete sottile, pari a 0,407.
Si ottiene, quindi, la seguente scala delle portate:
81
Scala delle portate stramazzo a parete sottile vasca di raccolta
9
8
7
Tirante idrico [cm]
6
5
4
3
2
1
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
Portata [l/s]
Nell’ipotesi che i dreni in progetto, (tubazioni in PVC DN 200 mm), captino ciascuno una
portata di 20 l/s (ottenuta per un riempimento del 50 % ed una pendenza media del tratto terminale
pari a circa l’1 %), e che dalla sorgente vengano trasferiti circa 45 l/s (condizioni di portata alla sorgente massima di 160 l/s), si verrebbe a determinare, in corrispondenza della vasca di raccolta, una
portata complessiva ipotetica massima di circa 85 l/s. In tale situazione lo sfioratore in progetto sarà, quindi, in grado di esitare una portata di 65 l/s con un tirante di circa 8 cm, mentre la portata di
20 l/s verrà sfiorata dallo stramazzo a larga soglia nella vasca di carico.
Sfioratore a calice vasca di carico
Nei casi in cui venissero raggiunti valori di portata significativi in corrispondenza della vasca di raccolta, indicativamente ricompresi in un range da 50 l/s a 85 l/s, si potrebbe determinare,
per il periodo transitorio necessario all’attivazione dello sfioratore angolare a parete sottile, un trasferimento di portata nella vasca di carico maggiore di 20 l/s. Tale situazione potrebbe anche verificarsi come semplice condizione di equilibrio tra i due sfioratori, determinabile in maniera empirica
con apposite tarature in sito, per la quota parte di carico idrico data dalla differenza tra le due quote
di sfioro: per esempio, in caso di portata in ingresso alla vasca di raccolta di 50 l/s si avrebbe dapprima il passaggio della portata di 20 l/s alla vasca di carico tramite lo stramazzo a larga soglia, con
un tirante relativo di circa 5 ÷ 6 cm; a tal punto, al crescere della portata in ingresso, si attiverebbe
anche lo sfioratore angolare della vasca di raccolta. In tal senso, nonostante lo sfioratore a parete
82
sottile sia caratterizzato da un coefficiente di efflusso maggiore e, come tale, più influente nel sistema di sfiori in atto, potrebbe comunque verificarsi il trasferimento di una portata superiore di 20
l/s nella vasca di carico, quantificabile mediante l’interpolazione dai grafici sopra riportati, considerando uno sfasamento di circa 5 cm per il calcolo della portata esitata dallo stramazzo a larga soglia.
Per l’esempio specifico, pertanto, dei 30 l/s residui, 15 l/s sarebbero sfiorati in corrispondenza della vasca di raccolta mentre 15 l/s verrebbero aggiuntivamente esitati verso la vasca di carico
con un tirante totale di circa 8 cm.
Per le motivazioni suddette, in corrispondenza della vasca di carico è stato previsto un ulteriore dispositivo di regolazione e limitazione delle portate in esubero, costituito da uno sfioratore
circolare di tipo a calice, con sommità alla quota di 2158,75 m s.l.m. e rappresentabile secondo il
seguente schema generale:
Figura 19 – Schema tipo sfioratore circolare a parete sottile o a calice.
La portata di efflusso da uno stramazzo circolare a parete sottile è ricavabile in riferimento
alla teoria di Lazzari, secondo la seguente espressione:
Q = µ ⋅ 2π ⋅ rsf' ⋅ h ⋅ 2 ⋅ g ⋅ h
in cui:
h = carico netto sulla soglia di sfioro;
r = raggio dello sfioratore, assunto pari a 50 cm;
2
g = 9,81 m/s , costante gravitazionale;
83
(30)
µ = coefficiente di sfioro, calcolato come segue:
 rsf'
µ = 0,371 ⋅  '
h





1 / 20
con: h’ = h + y0 e r’sf = rsf + x0, con i vari termini riferibili alla seguente figura:
Figura 20 – Sistema di riferimento utilizzato da Lazzari per lo studio dell’efflusso da stramazzo circolare.
Dalla quale, in caso di sfioratori di limitate dimensioni come quello in esame, è possibile
approssimare il valore di h con quello di h’ (carico sulla soglia di sfioro).
Si riporta, pertanto, nel seguito la scala di portata relativa allo sfioratore circolare in argomento, dalla quale se ne può dedurre la capacità di deflusso e regolazione.
Scala delle portate stramazzo circolare
5
Tirante idrico [cm]
4
3
2
1
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Portata [l/s]
84
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
8
Nuova vasca di accumulo in località Cunéaz
In prossimità della località di Cunéaz, sul mappale n. 151, Fg. 25 del Comune di Ayas, è
prevista la realizzazione di una nuova vasca di accumulo.
Il nuovo manufatto che sorgerà alla quota 2085,0 m s.l.m. e sarà posizionato a pochi metri
dalla vasca di accumulo esistente di capacità di circa 30 m3 avrà lo scopo di garantire un servizio
antincendio e un compenso di riserva, in caso di interruzione delle portate dalle sorgenti già derivate, della località di Cunéaz, degli impianti di risalita, degli alberghi e della località Crest-Fornet.
L’edificio avrà dimensioni lorde in pianta di m 7,70 x 7,30 e sarà diviso in serbatoio di contenimento dell’acqua, e in locale di manovra, dove saranno posizionate le valvole e gli snodi.
La vasca, con dimensioni nette di m 4,50 x 6,50 x 2,00, avrà una capacità di accumulo pari a
circa 60 m3, in grado di garantire il funzionamento di due idranti per un tempo di 3 ore, con una
portata di 5 l/s; inoltre sarà collegata alla vasca esistente, ottenendo una capacità complessiva del
sistema di circa 90 m3.
La vasca esistente verrà mantenuta anche per aver la possibilità di garantire il fabbisogno agli abitati anche durante la manutenzione di una delle due vasche.
Il sistema di due serbatoi sarà alimentato dalla portata convogliata nella condotta principale
DN150 in ghisa sferoidale in arrivo dalla sorgente di Pian Long.
La vasca in progetto sarà collegata alla condotta esistente che garantirà i fabbisogni idropotabili di Cunéaz e alimenterà la nuova condotta in PEAD De180 mm PN16 a servizio del serbatoio
di Salval-Crest esistente, dell’impianto di risalita/alberghi a valle, della località di Crest Fornet e
delle case sparse lungo il tracciato.
Al fine di attuare una funzionale regolazione e controllo della portata captata si è optato per
la realizzazione di un sistema attivo automatico.
Tale sistema prevede l’installazione, nella vasca nuova di Cunéaz, di idrovalvole multifunzione per il controllo del livello vasca, della portata e per il sostegno della pressione di monte. Il pilota motorizzato dell’idrovalvola sarà azionato automaticamente dal nuovo sistema PLC, il quale in
base alla lettura della portata in ingresso, effettuata dal misuratore di portata elettromagnetico, invierà un segnale di regolazione di apertura e chiusura della valvola garantendo il non superamento
della portata massima concessionata pari a 20 l/sec. I due sistemi PLC, installati nelle vasche, oltre
a garantire in locale il controllo e la registrazione dei dati della portata idrica affluente sarà in grado
di comunicare tramite modem GSM o con il sistema WiFi comunale in corso di realizzazione, in
questo modo il sistema gestirà e controllerà le portate in ingresso alla vasca con la possibilità di telecontrollo delle stesse in remoto sia in merito ai segnali di livello e portata sia per la gestione diretta dell’idrovalvola.
Nel locale di manovra saranno, quindi, ubicate le seguenti apparecchiature elettromeccani85
che di regolazione:
▪
5 saracinesche;
▪
1 filtro a y;
▪
1 giunto di smontaggio;
▪
1 misuratore di portata;
▪
1 idrovalvola motorizzata di controllo portate e sostegno pressione.
▪
1 idrovalvola di controllo di livello.
Il locale in progetto, come la vasca esistente, sarà completamente interrato in modo da ridurre l’impatto ambientale ed evitate che nel periodo invernale l’acqua contenuta al suo interno si
ghiacci, creando notevoli disagi alle utenze. La struttura sarà realizzata in cls gettato in opera con
uno spessore pari a 40 cm con rivestimento in pietrame tipico del luogo delle parti a vista.
La gestione dei livelli idrici e, conseguentemente, delle portate che giungono alla vasca saranno regolati da un comando a galleggiante che, in funzione del tirante idrico presente in vasca, agisce in modo tale da consentirne l’incremento ovvero impedire l’ingresso di ulteriore portata.
La nuova vasca sarà dotata di impianto elettrico e messa a terra alimentato dalla cabina elettrica dell’abitato di Cunéaz sottostante, posta a circa 70 m, presso la quale sarà ubicato il contatore
di fornitura.
Per maggiori dettagli circa la nuova opera di accumulo di Cunéaz si rimanda, infine, agli elaborati grafici specifici allegati al progetto.
86
ALLEGATO “A”
INTERVENTO A
Configurazione idrodinamica di servizio
“tubi nuovi” e “tubi usati”
Vasca di accumulo
di Selval Crest
SCHEMA GENERALE
MODELLO IDRAULICO
Vasca di accumulo
di Cunéaz
Opera di
captazione
CONFIGURAZIONE DINAMICA
DI SERVIZIO “TUBI NUOVI” – Q = 20 l/s
CONFIGURAZIONE DINAMICA
DI SERVIZIO “TUBI NUOVI” – Q = 4 l/s
Andamento pressioni condotta configurazione dinamica di servizio - "tubi nuovi"
16
Vasca di accumulo di S. Crest
15
14
13
12
11
9
Vasca di accumulo di Cunéaz
8
7
6
5
4
3
2
Opera di captazione
Pressione [bar]
10
1
0
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - Q=20l/s
Tubi nuovi - Q=4l/s
Piezometriche condotta configurazione dinamica di servizio - "tubi nuovi"
2150
Vasca di accumulo di S. Crest
Carico idraulico [m]
2200
Vasca di accumulo di Cunéaz
2250
Opera di captazione
2300
2100
2050
2000
1950
1900
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - Q=20l/s
Tubi nuovi - Q=4l/s
Quota geodetica
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI NUOVI - Q = 20 l/s
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Junc 1
2157.3
0
2158.7
0.0
Junc 2
2158.5
0
2157.9
0.0
Junc 3
2148.5
0
2157.2
8.7
Junc 4
2138.5
0
2156.9
18.4
Junc 5
2128.5
0
2156.0
27.5
Junc 6
2124.5
0
2155.6
31.1
Junc 7
2108.5
0
2155.1
46.6
Junc 8
2088.5
0
2154.4
65.9
Junc 9
2068.5
0
2153.8
85.3
Junc 10
2058.5
0
2153.3
94.8
Junc 11
2050.5
0
2153.1
102.6
Junc 12
2054.5
0
2152.6
98.1
Junc 13
2052.5
0
2152.2
99.7
Junc 14
2048.5
0
2152.1
103.6
Junc 15
2034.5
0
2151.6
117.1
Junc 16
2032.0
0
2151.3
119.3
Junc 17
2032.0
0
2151.0
119.0
Junc 18
2030.5
0
2150.8
120.3
Junc 19
2078.5
0
2149.3
70.8
Junc 20
2088.0
0
2149.1
61.1
Junc 21
2088.5
0
2148.2
59.7
Junc 22
2094.5
0
2147.7
53.2
Junc 23
2088.5
0
2147.3
58.8
Junc 24
2080.5
20
2146.2
65.7
Junc 25
2080.5
0
2087.7
7.2
Junc 26
2076.5
0
2087.2
10.7
Junc 27
2046.5
0
2086.0
39.5
Junc 28
2034.5
0
2084.7
50.2
Junc 29
2018.5
0
2083.4
64.9
Junc 30
2010.5
0
2082.8
72.3
Junc 31
2008.5
0
2082.6
74.1
Junc 32
1998.5
0
2081.6
83.1
Junc 33
1988.5
0
2081.1
92.6
Junc 34
1978.5
0
2080.8
102.3
Junc 35
1972.5
0
2080.4
107.9
Junc 36
1974.5
0
2080.1
105.6
Junc 37
1982.5
0
2079.4
96.9
Junc 38
1988.5
0
2078.8
90.3
Junc 39
1992.5
0
2078.3
85.8
Junc 40
1998.5
0
2077.8
79.3
Junc 41
1998.5
0
2077.3
78.8
Junc 42
1968.0
20
2076.5
108.5
Resvr 1
2158.7
-20
2158.7
0.0
Tank 46
2085.0
-20
2088.0
3.0
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI NUOVI - Q = 4 l/s
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Junc 1
2157.3
0
2158.7
0.0
Junc 2
2158.5
0
2158.7
0.0
Junc 3
2148.5
0
2158.6
10.1
Junc 4
2138.5
0
2158.6
20.1
Junc 5
2128.5
0
2158.6
30.1
Junc 6
2124.5
0
2158.5
34.0
Junc 7
2108.5
0
2158.5
50.0
Junc 8
2088.5
0
2158.5
70.0
Junc 9
2068.5
0
2158.5
90.0
Junc 10
2058.5
0
2158.4
99.9
Junc 11
2050.5
0
2158.4
107.9
Junc 12
2054.5
0
2158.4
103.9
Junc 13
2052.5
0
2158.4
105.9
Junc 14
2048.5
0
2158.4
109.9
Junc 15
2034.5
0
2158.3
123.8
Junc 16
2032.0
0
2158.3
126.3
Junc 17
2032.0
0
2158.3
126.3
Junc 18
2030.5
0
2158.3
127.8
Junc 19
2078.5
0
2158.2
79.7
Junc 20
2088.0
0
2158.2
70.2
Junc 21
2088.5
0
2158.2
69.7
Junc 22
2094.5
0
2158.1
63.6
Junc 23
2088.5
0
2158.1
69.6
Junc 24
2080.5
4
2158.1
77.6
Junc 25
2080.5
0
2088.0
7.5
Junc 26
2076.5
0
2088.0
11.5
Junc 27
2046.5
0
2087.9
41.4
Junc 28
2034.5
0
2087.8
53.3
Junc 29
2018.5
0
2087.8
69.3
Junc 30
2010.5
0
2087.7
77.2
Junc 31
2008.5
0
2087.7
79.2
Junc 32
1998.5
0
2087.7
89.2
Junc 33
1988.5
0
2087.7
99.2
Junc 34
1978.5
0
2087.6
109.1
Junc 35
1972.5
0
2087.6
115.1
Junc 36
1974.5
0
2087.6
113.1
Junc 37
1982.5
0
2087.6
105.1
Junc 38
1988.5
0
2087.5
99.0
Junc 39
1992.5
0
2087.5
95.0
Junc 40
1998.5
0
2087.5
89.0
Junc 41
1998.5
0
2087.5
89.0
Junc 42
1968.0
4
2087.4
119.4
Resvr 1
2158.7
-4
2158.7
0.0
Tank 46
2085.0
-4
2088.0
3.0
CONFIGURAZIONE DINAMICA
DI SERVIZIO “TUBI USATI” – Q = 20 l/s
CONFIGURAZIONE DINAMICA
DI SERVIZIO “TUBI USATI” – Q = 4 l/s
Andamento pressioni condotta configurazione dinamica di servizio - "tubi usati"
16
Vasca di accumulo di S. Crest
15
14
13
12
11
9
Vasca di accumulo di Cunéaz
8
7
6
Opera di captazione
Pressione [bar]
10
5
4
3
2
1
0
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - Q=20l/s
Tubi usati - Q=4l/s
Piezometriche condotta configurazione dinamica di servizio - "tubi usati"
Carico idraulico [m]
2200
2150
Vasca di accumulo di S. Crest
2250
Vasca di accumulo di Cunéaz
Opera di captazione
2300
2100
2050
2000
1950
1900
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - Q=20l/s
Tubi usati - Q=4l/s
Quota geodetica
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI USATI - Q = 20 l/s
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Junc 1
2157.3
0
2158.7
0.0
Junc 2
2158.5
0
2157.0
0.0
Junc 3
2148.5
0
2155.4
6.9
Junc 4
2138.5
0
2154.6
16.1
Junc 5
2128.5
0
2152.6
24.1
Junc 6
2124.5
0
2151.6
27.1
Junc 7
2108.5
0
2150.6
42.1
Junc 8
2088.5
0
2149.0
60.5
Junc 9
2068.5
0
2147.5
79.0
Junc 10
2058.5
0
2146.6
88.1
Junc 11
2050.5
0
2146.2
95.7
Junc 12
2054.5
0
2145.1
90.6
Junc 13
2052.5
0
2144.2
91.7
Junc 14
2048.5
0
2143.8
95.3
Junc 15
2034.5
0
2142.7
108.2
Junc 16
2032.0
0
2142.2
110.2
Junc 17
2032.0
0
2141.6
109.6
Junc 18
2030.5
0
2141.0
110.5
Junc 19
2078.5
0
2137.8
59.3
Junc 20
2088.0
0
2137.2
49.2
Junc 21
2088.5
0
2135.2
46.7
Junc 22
2094.5
0
2133.9
39.4
Junc 23
2088.5
0
2133.2
44.7
Junc 24
2080.5
20
2130.7
50.2
Junc 25
2080.5
0
2087.5
7.0
Junc 26
2076.5
0
2086.8
10.3
Junc 27
2046.5
0
2085.0
38.5
Junc 28
2034.5
0
2083.0
48.5
Junc 29
2018.5
0
2081.0
62.5
Junc 30
2010.5
0
2080.2
69.7
Junc 31
2008.5
0
2079.9
71.4
Junc 32
1998.5
0
2078.3
79.8
Junc 33
1988.5
0
2077.7
89.2
Junc 34
1978.5
0
2077.2
98.7
Junc 35
1972.5
0
2076.6
104.1
Junc 36
1974.5
0
2076.1
101.6
Junc 37
1982.5
0
2075.0
92.5
Junc 38
1988.5
0
2074.1
85.6
Junc 39
1992.5
0
2073.4
80.9
Junc 40
1998.5
0
2072.7
74.2
Junc 41
1998.5
0
2072.0
73.5
Junc 42
1968.0
20
2070.8
102.8
Resvr 1
2158.7
-20
2158.7
0.0
Tank 46
2085.0
-20
2088.0
3.0
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI USATI - Q = 4 l/s
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Junc 1
2157.3
0
2158.7
0.0
Junc 2
2158.5
0
2158.6
0.1
Junc 3
2148.5
0
2158.5
10.0
Junc 4
2138.5
0
2158.5
20.0
Junc 5
2128.5
0
2158.4
29.9
Junc 6
2124.5
0
2158.3
33.8
Junc 7
2108.5
0
2158.3
49.8
Junc 8
2088.5
0
2158.2
69.7
Junc 9
2068.5
0
2158.1
89.6
Junc 10
2058.5
0
2158.1
99.6
Junc 11
2050.5
0
2158.1
107.6
Junc 12
2054.5
0
2158.0
103.5
Junc 13
2052.5
0
2158.0
105.5
Junc 14
2048.5
0
2158.0
109.5
Junc 15
2034.5
0
2157.9
123.4
Junc 16
2032.0
0
2157.9
125.9
Junc 17
2032.0
0
2157.8
125.8
Junc 18
2030.5
0
2157.8
127.3
Junc 19
2078.5
0
2157.6
79.1
Junc 20
2088.0
0
2157.6
69.6
Junc 21
2088.5
0
2157.5
69.0
Junc 22
2094.5
0
2157.5
63.0
Junc 23
2088.5
0
2157.4
68.9
Junc 24
2080.5
4
2157.3
76.8
Junc 25
2080.5
0
2088.0
7.5
Junc 26
2076.5
0
2087.9
11.4
Junc 27
2046.5
0
2087.9
41.4
Junc 28
2034.5
0
2087.8
53.3
Junc 29
2018.5
0
2087.7
69.2
Junc 30
2010.5
0
2087.6
77.1
Junc 31
2008.5
0
2087.6
79.1
Junc 32
1998.5
0
2087.5
89.0
Junc 33
1988.5
0
2087.5
99.0
Junc 34
1978.5
0
2087.5
109.0
Junc 35
1972.5
0
2087.4
114.9
Junc 36
1974.5
0
2087.4
112.9
Junc 37
1982.5
0
2087.3
104.8
Junc 38
1988.5
0
2087.3
98.8
Junc 39
1992.5
0
2087.3
94.8
Junc 40
1998.5
0
2087.2
88.7
Junc 41
1998.5
0
2087.2
88.7
Junc 42
1968.0
4
2087.1
119.1
Resvr 1
2158.7
-4
2158.7
0.0
Tank 46
2085.0
-4
2088.0
3.0
INTERVENTO A
Configurazione idrostatica
CONFIGURAZIONE IDROSTATICA
Andamento pressioni condotta configurazione idrostatica
16
Vasca di accumulo di S. Crest
15
14
13
12
11
9
Vasca di accumulo di Cunéaz
8
7
6
Opera di captazione
Pressione [bar]
10
5
4
3
2
1
0
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Piezometrica condotta configurazione idrostatica
Carico idraulico [m]
2200
2150
2100
2050
2000
1950
1900
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 37 38 39 40 41 42
Numero nodo modello idraulico
Quota geodetica
Piezometrica
Vasca di accumulo di S. Crest
2250
Vasca di accumulo di Cunéaz
Opera di captazione
2300
CONFIGURAZIONE IDROSTATICA
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Junc 1
2157.3
0
2158.7
0.0
Junc 2
2158.5
0
2158.7
0.2
Junc 3
2148.5
0
2158.7
10.2
Junc 4
2138.5
0
2158.7
20.2
Junc 5
2128.5
0
2158.7
30.2
Junc 6
2124.5
0
2158.7
34.2
Junc 7
2108.5
0
2158.7
50.2
Junc 8
2088.5
0
2158.7
70.2
Junc 9
2068.5
0
2158.7
90.2
Junc 10
2058.5
0
2158.7
100.2
Junc 11
2050.5
0
2158.7
108.2
Junc 12
2054.5
0
2158.7
104.2
Junc 13
2052.5
0
2158.7
106.2
Junc 14
2048.5
0
2158.7
110.2
Junc 15
2034.5
0
2158.7
124.2
Junc 16
2032.0
0
2158.7
126.7
Junc 17
2032.0
0
2158.7
126.7
Junc 18
2030.5
0
2158.7
128.2
Junc 19
2078.5
0
2158.7
80.2
Junc 20
2088.0
0
2158.7
70.7
Junc 21
2088.5
0
2158.7
70.2
Junc 22
2094.5
0
2158.7
64.2
Junc 23
2088.5
0
2158.7
70.2
Junc 24
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0
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20.05.40
02/04/2013
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E P A N E T
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37
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Page 3
Node Results: (continued)
--------------------------------------------------------------------Node
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Head Pressure
Quality
ID
LPS
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m
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2158.70
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0.00 Reservoir
46
-4.00
2088.00
3.00
0.00 Tank
Link Results:
--------------------------------------------------------------------Link
Flow VelocityUnit Headloss
Status
ID
LPS
m/s
m/km
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0.97
Open
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Open
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0.96
Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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1.00
Open
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Open
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1.00
Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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Open
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0.61
Open
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0.63
Open
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Open
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Open
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0.62
Open
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Open
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0.62
Open
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0.62
Open
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0.61
Open
35
4.00
0.24
0.62
Open
36
4.00
0.24
0.62
Open
Page 4
Link Results: (continued)
--------------------------------------------------------------------Link
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Status
ID
LPS
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m/km
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0.63
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0.24
0.63
Open
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0.62
Open
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0.64
Open
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0.64
Open
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0.24
0.65
Open
24
0.00
0.00
0.00
Closed
25
4.00
0.24
0.65
Open
Page 1
20.08.00
02/04/2013
*********************************************************************
*
*
E P A N E T
*
*
Hydraulic and Water Quality
*
*
Analysis for Pipe Networks
*
*
Version 2.0
*
*********************************************************************
*
Input File: Intervento_A_idrostatica.net
Link - Node Table:
--------------------------------------------------------------------Link
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End
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ID
Node
Node
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mm
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2
2
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3
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4
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5
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6
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150
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8
8
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150
9
9
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10
10
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150
11
11
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12
12
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150
13
13
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14
14
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150
15
15
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150
16
16
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150
17
17
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18
18
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150
19
19
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150
20
20
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150
21
21
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22
22
23
40.57
150
23
23
24
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150
26
25
26
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27
26
27
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28
27
28
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147.2
29
28
29
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30
29
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147.2
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30
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31
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147.2
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32
33
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147.2
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33
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147.2
35
34
35
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147.2
36
35
36
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147.2
37
38
39
36
37
38
37
38
39
86.68
69.61
63.29
147.2
147.2
147.2
Page 2
Link - Node Table: (continued)
--------------------------------------------------------------------Link
Start
End
Length Diameter
ID
Node
Node
m
mm
--------------------------------------------------------------------40
39
40
49.66
147.2
41
40
41
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147.2
42
41
42
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147.2
24
24
46
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150
25
46
25
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147.2
Node Results:
--------------------------------------------------------------------Node
Demand
Head Pressure
Quality
ID
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m
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126.70
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37
0.00
2088.00
105.50
0.00
Page 3
Node Results: (continued)
--------------------------------------------------------------------Node
Demand
Head Pressure
Quality
ID
LPS
m
m
--------------------------------------------------------------------38
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2088.00
89.50
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2088.00
120.00
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1
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0.00
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46
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3.00
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Link Results:
--------------------------------------------------------------------Link
Flow VelocityUnit Headloss
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ID
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m/km
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0.00
0.00
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0.00
Open
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0.00
Open
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0.00
Open
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0.00
Open
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Open
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0.00
0.00
Open
8
0.00
0.00
0.00
Open
9
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0.00
0.00
Open
10
0.00
0.00
0.00
Open
11
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0.00
0.00
Open
12
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0.00
Open
13
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0.00
Open
14
0.00
0.00
0.00
Open
15
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0.00
0.00
Open
16
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0.00
0.00
Open
17
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0.00
0.00
Open
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0.00
0.00
Open
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0.00
0.00
Open
20
0.00
0.00
0.00
Open
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0.00
0.00
Open
22
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0.00
0.00
Open
23
0.00
0.00
0.00
Open
26
0.00
0.00
0.00
Open
27
0.00
0.00
0.00
Open
28
0.00
0.00
0.00
Open
29
0.00
0.00
0.00
Open
30
0.00
0.00
0.00
Open
31
0.00
0.00
0.00
Open
32
0.00
0.00
0.00
Open
33
0.00
0.00
0.00
Open
34
0.00
0.00
0.00
Open
35
0.00
0.00
0.00
Open
36
0.00
0.00
0.00
Open
Page 4
Link Results: (continued)
--------------------------------------------------------------------Link
Flow VelocityUnit Headloss
Status
ID
LPS
m/s
m/km
--------------------------------------------------------------------37
0.00
0.00
0.00
Open
38
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0.00
0.00
Open
39
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0.00
0.00
Open
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0.00
0.00
Open
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0.00
0.00
0.00
Open
42
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0.00
0.00
Open
24
0.00
0.00
0.00
Closed
25
0.00
0.00
0.00
Open
INTERVENTO B
Configurazione idrodinamica di servizio
“tubi nuovi”
Pozzetto di
derivazione
Opera di captazione
di Mascognaz
Vasca di accumulo
di Magnechoulaz
Pozzo
di Periasc
Vasca di accumulo
di Periasc bassa
Vasca di accumulo
di Periasc alta
SCHEMA GENERALE
MODELLO IDRAULICO
CONFIGURAZIONE DINAMICA DI
SERVIZIO “TUBI NUOVI”
regime idraulico 1)
CONFIGURAZIONE DINAMICA DI
SERVIZIO “TUBI NUOVI”
regime idraulico 2)
Andamento pressioni condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da derivazione Mascognaz a vasca di Periasc alta
22
21
20
19
18
17
16
13
12
11
10
9
8
Vasca di accumulo di Periasc alta
Pozzetto di derivazione di Periasc
14
Opera di derivazione
Pressione [bar]
15
7
6
5
4
3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - regime idraulico 1
Tubi nuovi - regime idraulico 2
Idrostatica
24
25
26
27
28
Piezometriche condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da derivazione Mascognaz a vasca di Periasc alta
1800
1750
Vasca di accumulo di Periasc alta
Pozzetto di derivazionedi Periasc
1650
1600
1550
Opera di derivazione
Carico idraulico [m]
1700
1500
1450
1400
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
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - regime idraulico 1
Tubi nuovi - regime idraulico 2
Quota geodetica
Idrostatica
27
28
Andamento pressioni condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da Periasc a Magnechoulaz
22
Vasca di accumulo di Magnechoulaz
21
20
19
18
17
16
14
Pozzetto di derivazione di Periasc
Pressione [bar]
15
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
24
28
29
30
31
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - regime idraulico 1
Tubi nuovi - regime idraulico 2
Idrostatica
Piezometriche condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da Periasc a Magnechoulaz
Vasca di accumulo di Magnechoulaz
1800
1750
1650
1600
Pozzetto di derivazione di Periasc
Carico idraulico [m]
1700
1550
1500
1450
1400
28
29
30
31
Numero nodo modello idraulico
Tubi nuovi - regime idraulico 1
Tubi nuovi - regime idraulico 2
Quota geodetica
Idrostatica
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI NUOVI - REGIME IDRAULICO 1
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Resvr 0
1825.0
-20.0
1825.0
0.0
Junc 1
1573.5
0.0
1708.5
135.0
Junc 2
1553.5
0.0
1705.4
151.9
Junc 3
1543.5
0.0
1703.4
159.9
Junc 4
1540.5
0.0
1701.9
161.4
Junc 5
1538.5
0.0
1697.0
158.5
Junc 6
1543.5
0.0
1696.6
153.1
Junc 7
1538.5
0.0
1695.7
157.2
Junc 8
1536.5
0.0
1695.5
159.0
Junc 9
1536.5
0.0
1695.2
158.7
Junc 10
1536.3
0.0
1694.5
158.2
Junc 11
1528.5
0.0
1682.2
153.7
Junc 12
1523.5
0.0
1681.4
157.9
Junc 13
1523.0
0.0
1679.9
156.9
Junc 14
1518.5
0.0
1678.0
159.5
Junc 15
1515.5
0.0
1674.9
159.4
Junc 16
1515.5
0.0
1674.7
159.2
Junc 17
1518.5
0.0
1673.8
155.3
Junc 18
1518.5
0.0
1672.8
154.3
Junc 19
1518.5
0.0
1672.0
153.5
Junc 20
1522.5
0.0
1671.3
148.8
Junc 21
1518.5
0.0
1670.4
151.9
Junc 22
1518.5
0.0
1669.4
150.9
Junc 23
1518.5
0.0
1668.3
149.8
Junc 24
1516.5
0.0
1666.1
149.6
Junc 25
1513.0
10.0
1666.0
153.0
Junc 26
1513.5
0.0
1666.0
152.5
Junc 27
1548.5
0.0
1665.7
117.2
Junc 28
1583.0
5.0
1665.4
82.4
Junc 29
1508.0
0.0
1666.0
158.0
Junc 30
1534.0
0.0
1661.2
127.2
Junc 31
1622.0
5.0
1652.2
30.2
Junc 32
1825.0
0.0
1802.6
-22.4
Junc 33
1665.0
0.0
1739.6
74.6
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI NUOVI - REGIME IDRAULICO 2
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Resvr 0
1825.0
-20.0
1825.0
0.0
Junc 1
1573.5
0.0
1708.5
135.0
Junc 2
1553.5
0.0
1705.4
151.9
Junc 3
1543.5
0.0
1703.4
159.9
Junc 4
1540.5
0.0
1701.9
161.4
Junc 5
1538.5
0.0
1697.0
158.5
Junc 6
1543.5
0.0
1696.6
153.1
Junc 7
1538.5
0.0
1695.7
157.2
Junc 8
1536.5
0.0
1695.5
159.0
Junc 9
1536.5
0.0
1695.2
158.7
Junc 10
1536.3
0.0
1694.5
158.2
Junc 11
1528.5
0.0
1682.2
153.7
Junc 12
1523.5
0.0
1681.4
157.9
Junc 13
1523.0
0.0
1679.9
156.9
Junc 14
1518.5
0.0
1678.0
159.5
Junc 15
1515.5
0.0
1674.9
159.4
Junc 16
1515.5
0.0
1674.7
159.2
Junc 17
1518.5
0.0
1673.8
155.3
Junc 18
1518.5
0.0
1672.8
154.3
Junc 19
1518.5
0.0
1672.0
153.5
Junc 20
1522.5
0.0
1671.3
148.8
Junc 21
1518.5
0.0
1670.4
151.9
Junc 22
1518.5
0.0
1669.4
150.9
Junc 23
1518.5
0.0
1668.3
149.8
Junc 24
1516.5
0.0
1666.1
149.6
Junc 25
1513.0
0.0
1666.1
153.1
Junc 26
1513.5
0.0
1664.9
151.4
Junc 27
1548.5
0.0
1661.4
112.9
Junc 28
1583.0
20.0
1657.6
74.6
Junc 29
1508.0
0.0
1666.1
158.1
Junc 30
1534.0
0.0
1666.1
132.1
Junc 31
1622.0
0.0
1666.1
44.1
Junc 32
1825.0
0.0
1802.6
-22.4
Junc 33
1665.0
0.0
1739.6
74.6
INTERVENTO B
Configurazione idrodinamica di servizio
“tubi usati” e “idrostatica”
CONFIGURAZIONE DINAMICA DI
SERVIZIO “TUBI USATI”
regime idraulico 1)
CONFIGURAZIONE DINAMICA DI
SERVIZIO “TUBI USATI”
regime idraulico 2)
CONFIGURAZIONE IDROSTATICA
Andamento pressioni condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da derivazione Mascognaz a vasca di Periasc alta
22
21
20
19
18
17
16
13
12
11
10
9
8
Vasca di accumulo di Periasc alta
Pozzetto di derivazione di Periasc
14
Opera di derivazione
Pressione [bar]
15
7
6
5
4
3
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - regime idraulico 1
Tubi usati- regime idraulico 2
Idrostatica
24
25
26
27
28
Piezometriche condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da derivazione Mascognaz a vasca di Periasc alta
1800
1750
Vasca di accumulo di Periasc alta
Pozzetto di derivazionedi Periasc
1650
1600
1550
Opera di derivazione
Carico idraulico [m]
1700
1500
1450
1400
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
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - regime idraulico 1
Tubi usati - regime idraulico 2
Quota geodetica
Condizione idrostatica
28
Andamento pressioni condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
Vasca di accumulo di Magnechoulaz
25
24
23
22
21
20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
Pozzetto di derivazione di Periasc
Pressione [bar]
tratto da Periasc a Magnechoulaz
24
28
29
30
31
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - regime idraulico 1
Tubi usati - regime idraulico 2
Idrostatica
Piezometriche condotta configurazioni dinamica di servizio e idrostatica
tratto da Periasc a Magnechoulaz
Vasca di accumulo di Magnechoulaz
1800
1750
1650
1600
Pozzetto di derivazione di Periasc
Carico idraulico [m]
1700
1550
1500
1450
1400
28
29
30
31
Numero nodo modello idraulico
Tubi usati - regime idraulico 1
Tubi usati - regime idraulico 2
Quota geodetica
Condizione idrostatica
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI USATI - REGIME IDRAULICO 1
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Resvr 0
1825.0
-20
1825.0
0.0
Junc 1
1573.5
0
1713.5
140.0
Junc 2
1553.5
0
1708.9
155.4
Junc 3
1543.5
0
1705.9
162.4
Junc 4
1540.5
0
1703.6
163.1
Junc 5
1538.5
0
1696.3
157.8
Junc 6
1543.5
0
1695.6
152.1
Junc 7
1538.5
0
1694.3
155.8
Junc 8
1536.5
0
1693.9
157.4
Junc 9
1536.5
0
1693.4
156.9
Junc 10
1536.3
0
1692.4
156.1
Junc 11
1528.5
0
1673.8
145.3
Junc 12
1523.5
0
1672.5
149.0
Junc 13
1523.0
0
1670.3
147.3
Junc 14
1518.5
0
1667.4
148.9
Junc 15
1515.5
0
1662.7
147.2
Junc 16
1515.5
0
1662.2
146.7
Junc 17
1518.5
0
1661.0
142.5
Junc 18
1518.5
0
1659.5
141.0
Junc 19
1518.5
0
1658.2
139.7
Junc 20
1522.5
0
1657.2
134.7
Junc 21
1518.5
0
1655.9
137.4
Junc 22
1518.5
0
1654.4
135.9
Junc 23
1518.5
0
1652.8
134.3
Junc 24
1516.5
0
1649.4
132.9
Junc 25
1513.0
10
1649.3
136.3
Junc 26
1513.5
0
1649.3
135.8
Junc 27
1548.5
0
1648.9
100.4
Junc 28
1583.0
5
1648.4
65.4
Junc 29
1508.0
0
1649.3
141.3
Junc 30
1534.0
0
1644.5
110.5
Junc 31
1622.0
5
1635.5
13.5
Junc 32
1825.0
0
1802.6
-22.4
Junc 33
1665.0
0
1739.7
74.7
CONFIGURAZIONE DI ESERCIZIO - TUBI USATI - REGIME IDRAULICO 2
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Resvr 0
1825.0
-20
1825.0
0.0
Junc 1
1573.5
0
1713.5
140.0
Junc 2
1553.5
0
1708.9
155.4
Junc 3
1543.5
0
1705.9
162.4
Junc 4
1540.5
0
1703.6
163.1
Junc 5
1538.5
0
1696.3
157.8
Junc 6
1543.5
0
1695.6
152.1
Junc 7
1538.5
0
1694.3
155.8
Junc 8
1536.5
0
1693.9
157.4
Junc 9
1536.5
0
1693.4
156.9
Junc 10
1536.3
0
1692.4
156.1
Junc 11
1528.5
0
1673.8
145.3
Junc 12
1523.5
0
1672.5
149.0
Junc 13
1523.0
0
1670.3
147.3
Junc 14
1518.5
0
1667.4
148.9
Junc 15
1515.5
0
1662.7
147.2
Junc 16
1515.5
0
1662.2
146.7
Junc 17
1518.5
0
1661.0
142.5
Junc 18
1518.5
0
1659.5
141.0
Junc 19
1518.5
0
1658.2
139.7
Junc 20
1522.5
0
1657.2
134.7
Junc 21
1518.5
0
1655.9
137.4
Junc 22
1518.5
0
1654.4
135.9
Junc 23
1518.5
0
1652.8
134.3
Junc 24
1516.5
0
1649.4
132.9
Junc 25
1513.0
0
1649.4
136.4
Junc 26
1513.5
0
1647.6
134.1
Junc 27
1548.5
0
1642.4
93.9
Junc 28
1583.0
20
1636.7
53.7
Junc 29
1508.0
0
1649.4
141.4
Junc 30
1534.0
0
1649.4
115.4
Junc 31
1622.0
0
1649.4
27.4
Junc 32
1825.0
0
1802.6
-22.4
Junc 33
1665.0
0
1739.7
74.7
CONFIGURAZIONE IDROSTATICA
Nodo
Quota geodetica
Domanda
Carico
Pressione
[m]
[l/s]
[m]
[m]
Resvr 0
1825.0
0
1825.0
0.0
Junc 1
1573.5
0
1713.5
140.0
Junc 2
1553.5
0
1713.5
160.0
Junc 3
1543.5
0
1713.5
170.0
Junc 4
1540.5
0
1713.5
173.0
Junc 5
1538.5
0
1713.5
175.0
Junc 6
1543.5
0
1713.5
170.0
Junc 7
1538.5
0
1713.5
175.0
Junc 8
1536.5
0
1713.5
177.0
Junc 9
1536.5
0
1713.5
177.0
Junc 10
1536.3
0
1713.5
177.2
Junc 11
1528.5
0
1713.5
185.0
Junc 12
1523.5
0
1713.5
190.0
Junc 13
1523.0
0
1713.5
190.5
Junc 14
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 15
1515.5
0
1713.5
198.0
Junc 16
1515.5
0
1713.5
198.0
Junc 17
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 18
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 19
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 20
1522.5
0
1713.5
191.0
Junc 21
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 22
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 23
1518.5
0
1713.5
195.0
Junc 24
1516.5
0
1713.5
197.0
Junc 25
1513.0
0
1713.5
200.5
Junc 26
1513.5
0
1713.5
200.0
Junc 27
1548.5
0
1713.5
165.0
Junc 28
1583.0
0
1713.5
130.5
Junc 29
1508.0
0
1713.5
205.5
Junc 30
1534.0
0
1713.5
179.5
Junc 31
1622.0
0
1713.5
91.5
Junc 32
1825.0
0
1825.0
0.0
Junc 33
1665.0
0
1825.0
160.0
INTERVENTO B
Tabulati di calcolo
Page 1
18.09.50
02/04/2013
*********************************************************************
*
*
E P A N E T
*
*
Hydraulic and Water Quality
*
*
Analysis for Pipe Networks
*
*
Version 2.0
*
*********************************************************************
*
Input File: Intervento_B_tubi_nuovi_regime1.net
Link - Node Table:
--------------------------------------------------------------------Link
Start
End
Length Diameter
ID
Node
Node
m
mm
--------------------------------------------------------------------2
2
3
138.03
130.8
3
3
4
102.94
130.8
4
4
5
339.49
130.8
5
5
6
30.68
130.8
6
6
7
59.50
130.8
7
7
8
12.21
130.8
8
8
9
26.96
150.0
9
9
10
44.80
130.8
10
10
11
862.89
130.8
11
11
12
58.05
130.8
12
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Page 3
Link Results: (continued)
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Active Valve