SOMMARIO

1 PREMESSA.......................................................................................................................................... 1 2 OPERE IDRAULICHE PER LE ACQUE PLUVIALI .................................................................... 2

2.1 DESCRIZIONE DEI CRITERI DI DIMENSIONAMENTO ADOTTATI ................................................ 2

2.2 CURVE DI PROBABILITÀ PLUVIOMETRICA .............................................................................. 2

2.3 TEMPO DI CORRIVAZIONE ...................................................................................................... 5

2.4 PIOGGIA CRITICA ................................................................................................................... 7

2.5 COEFFICIENTE DI DEFLUSSO .................................................................................................. 8

2.6 CALCOLO DELLA PORTATA CRITICA....................................................................................... 9

2.7 VERIFICA DEL CANALE DI GUARDIA....................................................................................... 9 3 OPERE IDRAULICHE PER LE ACQUE DI PERCOLAZIONE................................................ 12

3.1 BILANCIO IDROLOGICO ........................................................................................................ 12

3.2 REGIME PLUVIOMETRICO DELL’AREA .................................................................................. 13

3.3 TEMPERATURE MEDIE MENSILI ............................................................................................ 14

3.4 CALCOLO DELL’EVAPOTRASPIRAZIONE POTENZIALE........................................................... 14

3.5 CAPACITÀ DI CAMPO E VARIAZIONI DEL CONTENUTO IDRICO DEI RIFIUTI ............................ 15

3.6 CALCOLO DELL’EVAPOTRASPIRAZIONE REALE .................................................................... 16

3.7 CALCOLO DELLA PRODUZIONE DI ACQUE DI PERCOLAZIONE................................................ 18

3.8 CALCOLO DELLA PORTATA DI ESERCIZIO DELLA CONDOTTA DRENANTE.............................. 18

3.9 VERIFICA IDRAULICA DELLA TUBAZIONE DRENANTE........................................................... 20

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1 PREMESSA

La discarica per inerti e rifiuti non pericolosi gestita dalla REI s.r.l., ubicata a Galatone (LE), in loc. “Vignali-Castellino”, è stata realizzata all’interno di una cava dismessa, precedentemente utilizzata per l’estrazione di roccia calcarenitica utilizzata in edilizia come materiale da costruzione.

In seguito all’approvazione, da parte della Provincia di Lecce (con D.D. n. 2323/2009) del progetto di una vasca monomateriale per rifiuti non pericolosi da destinare allo smaltimento di rifiuti da costruzione contenenti amianto, si è provveduto alla realizzazione di tutte le opere ed infrastrutture accessorie necessarie a garantire la gestione differenziata delle acque pluviali e di quelle di percolazione.

Avendo considerato la possibilità di eventuali futuri ampliamenti, nel progetto approvato con D.D. n 2323/2009, tali opere idrauliche sono state dimensionate in funzione di un potenziale bacino afferente di estensione pari alla superficie sommitale dell’intera cava (c.a. 1,3 Ha).

Alla data di redazione del presente progetto, tutte le principali opere idrauliche (vasca stoccaggio percolati, vasca trattamento acque pluviali, trincea drenante, ecc..) asservite alla discarica e necessarie alla gestione delle acque pluviali e di percolazione, risultavano già realizzate ed operative.

I settori di ampliamento, che occuperanno una superficie complessiva di circa 0,9 Ha, verranno quindi connessi alle infrastrutture esistenti, che, essendo state dimensionate per un bacino di riferimento pari all’intera superficie di cava, hanno una capacità più che adeguata per gestire i flussi idrici da essi rinvenienti.

Pertanto, nei capitoli seguenti si descrivono unicamente i criteri di calcolo e dimensionamento e le caratteristiche tecnico-costruttive e funzionali delle opere idrauliche minori (tubazioni, drenaggi, canalette) che dovranno essere realizzate a supporto dei settori di ampliamento.

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2 OPERE IDRAULICHE PER LE ACQUE PLUVIALI

2.1 Descrizione dei criteri di dimensionamento adottati

Durante la fase di esercizio della discarica, non sussisteranno particolari problematiche inerenti la regimazione delle acque pluviali, giacché le stesse verranno prelevate dal fondo della discarica con portata costante pari a quella della pompa installata nel pozzo di sollevamento.

Viceversa, durante la fase di post-gestione, l’intera superficie sommitale della discarica, oramai impermeabilizzata, rinverdita e posta a quote altimetriche lievemente superiori a quelle del piano campagna circostante, diverrà una potenziale superficie scolante che, in occasione di forti rovesci piovosi, riverserà verso le zone adiacenti delle portate pluviali che dovranno essere opportunamente drenate e condotte a smaltimento.

Per tale motivo, è stata prevista la realizzazione di un canale di guardia che cingerà l’intero ciglio perimetrale della discarica e che provvederà al drenaggio di dette acque pluviali che, attraverso di esso, verranno condotte dapprima alla vasca di trattamento e, successivamente, alla trincea drenante per lo smaltimento finale.

Per il canale di guardia si rendono necessari calcoli di dimensionamento che verifichino l’idoneità degli stessi allo smaltimento delle massime portate pluviali associate ad aventi piovosi di forte intensità con tempo di ritorno pari ad almeno 10 anni (come indicato al par. 2.3 dell’Allegato 1 al D.L. n. 36/2003).

Per il dimensionamento e la verifica dei canali di guardia è stato adottato il metodo del “calcolo della portata critica” (Qc), dove con tale termine si intende una piena di tale valore che la probabilità di essere uguagliata o superata non vada oltre un certo grado di rischio insito in tutte le attività tecniche: le opere vanno cioè dimensionate in funzione di portate che si verificano con una data frequenza probabile o con il corrispettivo “tempo di ritorno”, vale a dire un intervallo di tempo in cui mediamente una data portata di piena viene eguagliata o superata una sola volta.

Le piogge prescelte sono quindi quelle che presentano un tempo di ritorno pari a quello della portata di piena prescelta per il dimensionamento delle opere, con una durata (tempo di pioggia) uguale al "tempo di corrivazione", vale a dire al tempo necessario perché l’acqua, dal punto idraulicamente più distante nel bacino, raggiunga la sezione considerata.

2.2 Curve di probabilità pluviometrica

Come detto, le opere idrauliche asservite all’impianto di discarica dovranno essere dimensionate sulla base di un evento di pioggia di breve durata che abbia un tempo di ritorno di almeno 10 anni.

Tale evento è stato valutato elaborando statisticamente i dati relativi alle piogge massime annuali della durata di 1, 3, 6, 12 e 24 ore, registrati presso la stazione pluviometrica di Nardò nel periodo 1957 ÷ 1996 (v. Tab. 2.1) e desunti dagli Annali Idrologici del Servizio Idrografico di Stato.

L’elaborazione statistica dei dati pluviometrici è finalizzata a ricostruire le cosiddette “curve di probabilità pluviometrica”, che esprimono la relazione esistente fra le altezze di precipitazione (h) e la loro durata (t) per un assegnato valore del tempo di ritorno (T). Tale

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relazione viene spesso indicata anche come “curva di possibilità climatica” o “linea segnalatrice di probabilità pluviometrica”.

Per la determinazione delle suddette curve ci si basa sull’analisi delle curve di frequenza (CDF) costruite per le serie storiche dei massimi annuali delle piogge di durata 1, 3, 6, 12, 24 ore, adattando a ciascuna di esse, attraverso la stima dei relativi parametri, un predefinito modello probabilistico (GEV, Gumbel, Frechet, Log-Normale, Gamma, etc.).

Una volta stimati i parametri, è possibile entrare nella curva di probabilità pluviometrica caratterizzata da un certo tempo di ritorno e ricavare l’altezza di pioggia corrispondente a durate differenti da quelle considerate dal servizio idrografico. Per durate inferiori all’ora, in genere, si effettua un’estrapolazione della curva ottenuta con la procedura appena descritta.

Come detto, esistono diversi modelli probabilistici che possono essere utilizzati per ricostruire la curva di frequenza (CDF) degli eventi pluviometrici. Uno tra i più usati nello studio dei massimi idrologici è sicuramente il modello probabilistico EV1 (Extreme Value Type-1) o di Gumbel, la cui funzione di ripartizione è data dalla seguente espressione:

( )( )[ ]β-xα-exp-expP(x) =

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I parametri α e β della funzione possono essere stimati, utilizzando il “metodo dei momenti”, in funzione della media (M) e dello scarto quadratico medio (σ) degli N dati del campione a disposizione attraverso le relazioni:

αααα = 1,283 / σσσσ ββββ = M – 0,5772 / αααα

I valori numerici di tutti i principali parametri statistici della distribuzione di Gumbel relativi alla serie campionaria presa in esame sono riportati in tab. 2.2.

Invertendo la legge di distribuzione di Gumbel, utilizzando i valori dei parametri stimati tramite il metodo dei momenti e sostituendo il tempo di ritorno T in luogo della probabilità P si ottiene la seguente equazione:

−−⋅−=

T

1Tlnlnαβ(T)h t

che consente di calcolare per ciascuna delle durate prese in esame (t = 1, 3, 6, 12, 24 ore) il valore di altezza massima di pioggia (hmax) per un qualsivoglia tempo di ritorno T.

A questo punto, disponendo i valori calcolati di hmax su di un piano bilogaritmico ln h – ln t, è possibile individuare una retta interpolante di equazione:

( ) ( ) ( )T a lnt ln T nTh ln t +=

che rappresenta l'equazione della curva di probabilità pluviometrica trasformata sul piano ln h - ln t. La stima dei parametri della retta, per ogni assegnato periodo di ritorno, viene effettuata operando una regressione lineare dei logaritmi dei valori di ht(T).

Pertanto, dal coefficiente angolare e dall’intercetta della retta di interpolazione si ricavano direttamente i coefficienti “a” ed “n” necessari ad esprimere la curva di probabilità pluviometrica nella consueta forma monomia:

h(t,T) = a * t n

dove h è l’altezza di precipitazione, t la durata della precipitazione, mentre a ed n sono due coefficienti che dipendono dal tempo di ritorno T.

In tab. 2.3 sono riportati i valori delle altezze massime di pioggia (hmax) della durata di 1, 3, 6, 12 e 24 ore con tempi di ritorno di 5, 10, 20 e 30 anni ottenuti con la procedura di calcolo precedentemente descritta. In fig. 2.1 è invece riportata la curva di probabilità pluviometrica (e relativa equazione) per tempo di ritorno pari a 10 anni, ricostruita con

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procedimento di regressione lineare partendo dai corrispondenti valori di hmax riportati in tab. 2.3.

Come si può osservare in fig. 2.1, l’equazione della curva di probabilità pluviometrica relativa agli eventi di massima pioggia con tempo di ritorno 10 anni restituita dall’elaborazione statistica dei dati pluviometrici considerati è la seguente:

y = 46,427 x 0,2272

Tale equazione sarà utilizzata per i successivi calcoli di dimensionamento e verifica delle opere idrauliche destinate al drenaggio e smaltimento delle acque pluviali.

2.3 Tempo di corrivazione

Nota l’equazione della curva di probabilità pluviometrica, per poter effettuare il calcolo della portata critica occorre ricavare anche il tempo di corrivazione del bacino, parametro necessario a definire l’altezza di pioggia critica.

Considerando le dimensioni molto ridotte del bacino idrografico in esame, il tempo di

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corrivazione sarà sicuramente inferiore ad un’ora.

Occorre tuttavia tenere conto del fatto che alcune delle formule di uso più comune per la determinazione del tempo di corrivazione (in primis quella del Giandotti) sono state elaborate e calibrate per bacini montani ed agricolo-forestali di rilevante estensione e, nel caso di bacini minuscoli come quello in esame, forniscono di solito dei risultati inattendibili (solitamente tendono a sovrastimare Tc).

Al fine di ridurre il margine di errore legato alla determinazione di questo parametro, esso è stato pertanto calcolato come valore medio tra quelli ottenuti utilizzando quattro diverse formule, generalmente impiegate per bacini di piccola e media estensione.

Le formule utilizzate sono quelle di Pezzoli (Tc1), Pasini (Tc2), Ventura (Tc3) e Kirpich (Tc4), così come di seguito riportate:

m

c1i

L0.055(ore)T

⋅=

m

3

c2i

LS0.108(ore)T

⋅=

m

3ci

S0.127(ore)T =

( )

0.385

0max

0.77

4cHH

L1000L0.066(ore)T

−×

⋅⋅=

Le variabili del bacino richiamate nelle suddette formule sono:

Tc (ore) = tempo di corrivazione;

S (km2) = area del bacino idrografico sotteso dalla sezione di misura;

L (km) = lunghezza dell’asta principale;

H0 (m) = quota della sezione di chiusura;

Hmax (m) = quota massima del bacino;

im = pendenza media dell’asta principale.

Il calcolo del tempo di corrivazione è stato ovviamente effettuato in funzione della morfologia che, in base alle previsioni di progetto, assumerà la superficie di tetto della discarica al termine delle operazioni di sistemazione finale.

Tale assetto plano-altimetrico determinerà la formazione di due sotto-bacini divisi da una linea di spartiacque avente andamento diagonale rispetto al corpo discarica: tale conformazione morfologica del tetto della discarica, unitamente alle pendenze assegnate al fosso di guardia, faranno in modo che quest’ultimo si divida in due rami separati ed indipendenti, ognuno con una propria superficie tributaria afferente. In tal modo, le acque pluviali di dilavamento drenate dal canale defluiranno inizialmente con dei percorsi divergenti, per poi convergere in corrispondenza del punto di raccordo con il collettore interrato che sfocia nella vasca di trattamento in calcestruzzo.

Le principali caratteristiche dei due sotto-bacini afferenti ai due tronchi del fosso di guardia sono riportati in tab. 2.4.

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I valori dei tempi di corrivazione calcolati con la procedura precedentemente descritta per entrambi i rami del canale di guardia sono riportati in tab. 2.5: come si può osservare, i valori di Tc ottenuti con le quattro formule risultano sensibilmente diversi tra loro, per cui si assume come rappresentativo il valore medio, pari a 0,27 ore per il primo tronco (ovvero c.a. 16 minuti) e a 0,24 ore per il secondo tronco (c.a. 14 minuti).

2.4 Pioggia critica

Stabiliti i valori del tempo di corrivazione dei due sotto-bacini, si possono ricavare, attraverso l’equazione della curva di probabilità pluviometrica, i relativi valori della pioggia critica, ovvero dell’altezza di precipitazione che corrisponde all’evento meteorologico critico.

Infatti, nel caso specifico, per il calcolo della portata di piena (Qc) è stato adottato il cosiddetto “metodo razionale” (o cinematico), che considera, come evento meteorologico critico, la massima pioggia con determinato tempo di ritorno di durata pari a Tc.

Tuttavia, nella valutazione della durata dell’evento piovoso critico deve essere considerato anche il cosiddetto “tempo di ingresso in rete” (Ti), ovvero il tempo necessario all’acqua per cominciare ad affluire nella rete di drenaggio.

In pratica, utilizzando la curva di probabilità pluviometrica, il valore della pioggia critica (hc) si ricava attraverso la seguente relazione:

hc = a * (Ti + Tc)n

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dove Ti è il tempo di ingresso in rete (considerato, date le ridottissime dimensioni del bacino, pari 0,05 ore, ovvero 3 minuti), Tc è il tempo di corrivazione precedentemente calcolato, mentre a ed n sono i coefficienti della curva di probabilità pluviometrica adottata per i calcoli di progetto.

I valori di hc calcolati per i due diversi rami del canale di guardia sono pari rispettivamente a 36 e 35 mm (v. Tab. 2.6).

2.5 Coefficiente di deflusso

Ai fini del calcolo della portata critica con il modello adottato (cinematico), oltre al tempo di corrivazione ed alla pioggia critica è necessario definire anche il cosiddetto “coefficiente di deflusso”, il quale tiene conto della riduzione di portata meteorica per effetto delle perdite (causate da infiltrazione, laminazione, accumulo in piccoli invasi, vegetazione, ecc..)

Il coefficiente di deflusso (C) è un coefficiente di riduzione che, relativamente alla fase di piena, va inteso come rapporto tra il massimo volume istantaneo defluito dalla sezione considerata ed il volume teorico caduto sulla superficie sottesa da tale sezione. Tale coefficiente dipende da molteplici fattori (piogge, caratteristiche dei suoli, presenza e tipo di vegetazione, pendenza delle superfici scolanti, ecc..) e deve essere determinato caso per caso, scegliendo dei criteri di stima rapportati alle dimensioni, alla complessità ed alla morfologia dei singoli bacini.

Le notevoli difficoltà insite in tale tipo di determinazione hanno condotto alla sua stima attraverso studi sperimentali eseguiti su piccoli bacini e piogge di breve durata e forte intensità. I risultati hanno permesso di individuare dei “range” di valori applicabili alle superfici scolanti e variabili in funzione delle caratteristiche del terreno. Esistono quindi in letteratura diversi valori del coefficiente di deflusso tabulati per vari tipi di superfici e situazioni differenti: nella presente trattazione si farà riferimento a quelli formulati da Chow et Al.1 in funzione non solo del tipo di suolo e della relativa classe di pendenza, ma anche del tempo di ritorno adottato.

Nel caso in esame, poiché le portate di massima piena sono da prevedersi a discarica esaurita (massima superficie tributaria disponibile), si è tenuto conto del fatto che per la sistemazione finale è prevista la creazione di una morfologia lievemente convessa e la messa a dimora di terreno agrario e manto vegetale.

Pertanto, considerando quella che sarà la situazione e la morfologia della superficie sommitale della discarica durante o dopo la fase di recupero finale, si possono applicare i valori del coefficiente di deflusso indicati da Chow et Al. (1988) per superfici agrarie non alberate (tipo pascolo) con pendenza superiore al 7%. Tali valori oscillano, in funzione del tempo di ritorno dell’evento piovoso considerato, tra 0,37 (per piogge con T.R. di 2 anni) e 0,60 (per piogge con T.R. di 500 anni).

Il valore del coefficiente di deflusso tabulato per queste superfici e corrispondente ad un evento piovoso con tempo di ritorno pari a 10 anni è CTR10 = 0,42. Tuttavia, nella presente trattazione, si è preferito utilizzare, a fini cautelativi, un valore più elevato, pari a 0,5.

1 Chow V. T., Maidment D. R. e Mays L. W. (1988). Applied Hydrology. McGraw-Hill, New York.

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2.6 Calcolo della portata critica

In questa sede, la massima portata pluviale (Qc) associata all’evento meteorologico critico con tempo di ritorno pari a 10 anni è stata determinata applicando il modello cinematico, ovvero applicando la cosiddetta “formula razionale”:

( )c

c3

T3,6

hSCsecm Qc

⋅

⋅⋅=

dove C è il coefficiente di deflusso, S è la superficie scolante (espressa in Kmq) sottesa dalla sezione di calcolo, mentre Tc e hc sono i corrispondenti valori del tempo di corrivazione (in ore) e della pioggia critica (in mm).

La sezione di chiusura cui si riferisce il calcolo di Qc è quella situata a ridosso del collettore che collega il canale circondariale alle strutture di trattamento e smaltimento.

La superficie massima d’invaso considerata è invece pari a quella sommitale dell’intera cava (0,013 Kmq), ovviamente suddivisa tra i due sotto-bacini, di estensione pari rispettivamente a 0,007 e 0,006 Kmq.

Le portate massime calcolate per i due diversi rami del canale circondariale sono risultate pari rispettivamente a 0,108 m3/sec e 0,101 m3/sec (v. Tab. 2.6): ovviamente, la sezione del canale prevista dal progetto dovrà essere dimensionata per contenere, senza rischio di rigurgito, la portata maggiore, pari a 0,108 m3/sec.

2.7 Verifica del canale di guardia

Nota la portata di massima piena con tempo di ritorno 10 anni, si è proceduto alla verifica del canale di guardia, determinando la portata massima smaltibile dalla sezione adottata in sede di progetto.

Il canale verrà realizzato con elementi prefabbricati calcestruzzo. Si adotterà un una sezione trapezia con base minore della larghezza di 30 cm, base maggiore di 50 cm ed altezza utile di 50 cm, messo in opera con una pendenza del 2‰.

Come stabilito in precedenza, la sezione deve essere dimensionata per smaltire una

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portata massima Qc = 0,108 mc/sec.

La verifica idraulica della sezione di progetto è stata eseguita utilizzando la formula di Chezy relativa al moto uniforme:

iRχAQ ⋅⋅=

dove A è la sezione liquida (area defluente), χ è il coefficiente di scabrezza, R è il raggio idraulico ed i è la pendenza del canale. Per la determinazione del coefficiente χ è stata applicata la formula di Gauckler-Strickler:

χχχχ = k * R1/6

dove R è il raggio idraulico e k è un coefficiente che varia in funzione del materiale che costituisce il fondo e le sponde del canale (v. Tab. 2.7). Nel caso in esame, trattandosi di una canaletta in calcestruzzo, dai valori tabulati nei manuali risulta k = 80.

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Quindi, inserendo la formulazione di χ nella legge di Chezy, si ottiene:

1/22/3 iRAkQ ⋅⋅⋅=

In tab. 2.7 sono riportate le portate smaltibili dalla sezione trapezia adottata in sede di progetto in funzione del grado di riempimento della stessa.

Come si può osservare, la sezione adottata appare correttamente dimensionata, in quanto è in grado di smaltire una portata massima (Qmax ~ 200 l/s) ampiamente superiore a quella massima attesa in corrispondenza dell’evento meteorologico critico (Qc = 108 l/s).

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3 OPERE IDRAULICHE PER LE ACQUE DI PERCOLAZIONE

3.1 Bilancio idrologico

Una discarica impermeabilizzata rappresenta a tutti gli effetti un piccolo bacino endoreico chiuso e senza sbocco, in cui l’unico apporto idrico è costituito dalle precipitazioni meteoriche.

Com’è noto, i processi di interazione tra rifiuti ed acque di pioggia producono dei reflui (“percolato”) che si accumulano sul fondo della discarica e che devono essere periodicamente estratti e smaltiti a norma di legge.

La stima della produzione delle acque di percolazione viene condotta attraverso una consueta prassi metodologica che prevede lo sviluppo di un bilancio idrologico riferito al bacino di discarica ed ottenuto utilizzando metodi propri di discipline quali l’agronomia e l’idrogeologia, applicati per analogia allo scarico controllato di rifiuti.

Il principio su cui si basa tale metodo è che l’acqua piovana che cade sui rifiuti abbancati viene da questi assorbita fino al raggiungimento del valore di “capacità di campo” che indica il massimo contenuto d’acqua di ritenzione che può essere trattenuta dai rifiuti: una volta eguagliata la capacità di campo dei rifiuti, l’eventuale ulteriore apporto idrico rappresenta un surplus che è libero di percolare verso il fondo della discarica.

Il dato di partenza in un bilancio idrologico è ovviamente costituito dalle precipitazioni, che, dopo aver raggiunto la superficie della discarica, devono poi essere scomposte nelle varie componenti del bilancio idrologico, poiché dell’acqua che si infiltra nei rifiuti:

1. una parte evapora direttamente attraverso la superficie;

2. una parte viene immagazzinata dagli stessi rifiuti fino al raggiungimento della propria capacità di campo;

3. una parte filtra attraverso i rifiuti formando un battente idrico sul fondo della discarica.

Le variazioni del contenuto d’acqua dei rifiuti per effetto dei fenomeni evaporativi (questi ultimi condizionati a loro volta dalle condizioni meteo-climatiche) sono il fattore che riveste l’importanza di gran lunga preponderante nell’ambito del bilancio idrologico di una discarica, ambiente in cui l’apporto idrico è fornito, come detto, unicamente dalle acque meteoriche.

In analogia con quanto avviene per i terreni agrari, si assume che le variazioni del contenuto idrico dei rifiuti, legate essenzialmente ai fenomeni evaporativi, avvengano esclusivamente nello strato superficiale, dello spessore di circa 1 metro, profondità entro la quale si propagano e si fanno sentire maggiormente le variazioni termiche indotte dalle condizioni ambientali esterne (“onda termica diurna”). Al di sotto di tale profondità si ritiene che le variazioni del contenuto d’acqua dei rifiuti non siano significative.

Nel caso specifico, il bilancio idrologico della discarica è stato eseguito con il metodo di Thornthwaite2 e si è articolato attraverso le seguenti fasi:

2 La procedura è quella riportata sul testo P. Celico “Prospezioni Idrogeologiche”, vol. II, Liguori Editore, 1988 (pag. 59 ÷ 92).

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1. acquisizione ed elaborazione di dati termo-pluviometrici (calcolo dei valori medi mensili);

2. calcolo dell’evapotraspirazione potenziale media mensile;

3. definizione della capacità di campo e della capacità idrica utile dei rifiuti;

4. ricostruzione delle variazioni mensili del contenuto idrico dei rifiuti in funzione del regime termo-pluviometrico;

5. calcolo dell’evaporazione reale su base mensile.

3.2 Regime pluviometrico dell’area

L’area in esame presenta i caratteri climatici tipici delle zone temperate di ambiente mediterraneo, con estati lunghe e secche ed inverni moderatamente freddi e piovosi.

I dati utilizzati per rappresentare la piovosità dell’area in esame (v. Tab. 3.1), desunti dagli Annali Idrologici del Servizio Idrografico di Stato, sono quelli registrati presso la stazione termo-pluviometrica di Nardò e si riferiscono ad un periodo di osservazione di 46 anni (periodo 1951-1996).

In tab. 3.1 sono riportate le altezze medie mensili di pioggia e il valore medio annuale, calcolati per la stazione di Nardò elaborando i dati di piovosità relativi al periodo di osservazione considerato pubblicati sugli Annali Idrologici.

Le caratteristiche del regime pluviometrico desunte dai dati della stazione di Nardò non si discostano significativamente da quelle tipiche dell’intero territorio salentino, il quale riceve in media annualmente 600 ÷ 700 mm di pioggia concentrati, per oltre il 60% nei mesi autunno-invernali. Il decorso medio delle precipitazioni nel ciclo annuo mostra in genere un solo massimo, ben distinto, a novembre o dicembre, mentre il minimo si registra solitamente a luglio.

La stagione estiva è caratterizzata da una generale aridità, laddove in molti anni i mesi estivi risultano del tutto privi di pioggia. Succede, tuttavia, che non siano infrequenti brevi ed intensi rovesci estivi con punte di 30-50 mm di pioggia che si riversano al suolo nel giro di pochi minuti.

I giorni piovosi sono di norma scarsi (con medie di circa 60 giorni/anno) mentre elevata risulta la variabilità interannuale delle piogge.

Il periodo più piovoso risulta essere quello compreso tra i mesi di ottobre e gennaio, con valori medi mensili compresi tra 73 e 89 mm di pioggia, ma con punte massime anche superiori ai 200 mm, concentrate soprattutto nel mese di novembre che, come tipicamente accade nel Salento, risulta essere il mese più piovoso.

Il trimestre giugno-agosto è invece decisamente il periodo più secco, caratterizzato da

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valori medi mensili pari o inferiori ai 20 mm e, talvolta, da totale assenza di precipitazioni su periodi anche ben superiori ai 30 giorni. E’ tuttavia da evidenziare la saltuaria presenza di quantitativi di pioggia superiori ai 100 mm, rilevati soprattutto nel mese di agosto e causati da piovaschi estivi di breve durata ma forte intensità.

Complessivamente, nel semestre autunno-inverno (ovvero da ottobre a marzo) si verifica in media oltre il 70% delle precipitazioni annue.

L’entità delle precipitazioni annue si aggira su di una media di circa 606 mm, con valori minimi di circa 400 mm (cui si aggiunge valore eccezionalmente basso di 225 mm del 1989) e massimi di oltre 900 mm.

3.3 Temperature medie mensili

Per le specifiche finalità di progetto (calcolo dell’evapotraspirazione su base mensile) i dati da acquisire e da utilizzare nelle successive elaborazioni sono quelli relativi alle temperature medie mensili.

Anche per questo tipo di dati si è fatto riferimento alla vicina stazione di Nardò, acquisendo le registrazioni termometriche pubblicate sugli Annali Idrologici relative al periodo compreso tra il 1951 ed il 1994.

In tab. 3.2 sono riportate le temperature medie mensili e quella annua calcolate elaborando le registrazioni termometriche della stazione di Nardò pubblicate sugli Annali Idrologici e relative all’intero periodo di osservazione, della durata di 40 anni.

L’esame delle temperature medie fa emergere il tipico quadro climatico del basso Salento, caratterizzato da un inverno complessivamente mite e da un periodo caldo prolungato da maggio a ottobre.

Osservando le medie annuali calcolate sull’intero periodo di osservazione si nota la consueta e graduale oscillazione stagionale delle temperature tra il bimestre estivo luglio-agosto, che risulta essere il periodo più caldo e quello invernale gennaio-febbraio, che è invece il più freddo: l’escursione termica media tra questi due periodi è di oltre 15 gradi.

3.4 Calcolo dell’evapotraspirazione potenziale

Il calcolo dell’evapotraspirazione potenziale è stato effettuato con la formula di Thornthwaite:

Evpi = k [1,6 (10Ti/I)a]

Dove

Evpi è l’evapotraspirazione potenziale media mensile (in cm);

k è il coefficiente di latitudine riferito al mese i-esimo (riportato in apposite tabelle);

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Ti è la temperatura media dell’aria riferita al mese i-esimo;

I è “l’indice annuo di calore”, pari alla sommatoria degli indici termici mensili (“i”) dei dodici mesi dell’anno [i = (Ti/5)1,514];

a = 0,49239 + 1792⋅10-5⋅I - 771⋅10-7⋅I2 + 675⋅10-9⋅I3.

I valori medi mensili di temperatura e piovosità utilizzati sono quelli riferiti alla stazione termo-pluviometrica di Nardò, così come calcolati e riportati nelle Tab. 3.1 e 3.2.

I valori dell’evapotraspirazione potenziale media mensile calcolati con la formula di Thornthwaite sono invece illustrati in Tab. 3.3.

Sottraendo ai valori di piovosità media mensile (Pm) i corrispondenti valori di evapotraspirazione potenziale (Evpi), si individuano i periodi secchi, caratterizzati da deficit idrico (Pm-Evpi<0) e quelli umidi, in cui si registra un surplus di precipitazioni (Pm-Evpi>0).

3.5 Capacità di campo e variazioni del contenuto idrico dei rifiuti

La capacità idrica di campo dei rifiuti esprime la quantità massima di acqua di ritenzione che gli stessi possono trattenere per fenomeni di adesione e capillarità senza che si abbia percolamento per gravità.

Secondo quanto riportato nella letteratura specializzata, la capacità di campo dei rifiuti (“Cc”) può oscillare tra il 20 e il 50% su base volumetrica, in funzione della tipologia degli stessi, anche se non sono stati reperiti dati specificatamente riferiti alle tipologie di rifiuti inerti considerati nel presente progetto, il che rende oggettivamente difficoltosa la valutazione di tale parametro.

Tuttavia, nel caso specifico, appare plausibile ritenere che i rifiuti da smaltire, inglobati in matrici cementizie o resinoidi, non assorbiranno acqua in maniera significativa. Viceversa, il materiale inerte utilizzato per il ricoprimento dei rifiuti (“tufina”, ovvero materiale calcarenitico macinato) e presente anche sul fondo della discarica (strato di “misto cava” messo a protezione della guaina in HDPE), garantirà sicuramente un assorbimento idrico più che apprezzabile.

Per le considerazioni sopra esposte è dunque opportuno considerare, ai fini del bilancio idrologico, soprattutto la capacità di campo dei materiali inerti (“tufina”, “misto cava”) presenti nelle celle di smaltimento, i quali verranno sempre immediatamente sovrapposti ai rifiuti contenenti amianto al fine di sottrarli al contatto diretto con gli agenti atmosferici.

Potendo assimilare il detrito calcarenitico macinato ad un terreno sciolto a granulometria mista (ovvero ad una miscela di ghiaia, sabbia e limo) appare oggettivamente

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plausibile poter attribuire a tale materiale un valore di capacità di campo dell’ordine del 20%, per analogia con i valori normalmente attribuiti ai terreni agrari a granulometria mista (i cosiddetti terreni di “medio impasto”).

Sempre ai fini del bilancio ideologico, è necessario definire anche la quantità di acqua di saturazione capillare che, in condizioni normali, non può essere sottratta ai rifiuti e che è normalmente espressa dal “coefficiente di avvizzimento” (Ca), dato dalla seguente relazione:

Ca = αααα ⋅⋅⋅⋅ Cc

dove α è il cosiddetto “coefficiente di trasformazione”, pari 0,5434.

Avendo assunto Cc = 20%, si ottiene un valore di Ca pari al 10,9%.

Determinati Cc e Ca, si può ricavare la “capacità idrica utile”, che esprime il quantitativo d’acqua che può realmente essere rimosso dai fenomeni evaporativi e/o reintegrato dalle piogge, ovvero l’effettiva capacità d’invaso dei rifiuti.

La capacità idrica utile (u) è data dalla seguente relazione:

u = (Cc - Ca)*h

dove h è lo spessore dello strato considerato.

Nel caso in esame, considerando i valori di Cc e Ca adottati, si ottiene, per uno spessore unitario, u = 91,3 mm.

Per definire le variazioni nel tempo della riserva idrica invasata (∆u) si è quindi provveduto a determinare la “curva di essiccamento”, ovvero le modalità con cui i rifiuti perdono il proprio contenuto d’acqua durante la stagione secca.

E’ infatti noto che, nei periodi secchi, la riserva idrica utile non diminuisce di colpo ma gradualmente, secondo una legge esponenziale del tipo:

xt = eλλλλ

dove xt è l’acqua contenuta nei rifiuti al tempo t e λ è il rapporto tra la perdita idrica cumulativa che si registra durante la stagione secca e la capacità idrica utile (u).

3.6 Calcolo dell’evapotraspirazione reale

Una volta definite le variazioni mensili del contenuto d’acqua dei rifiuti, è possibile calcolare l’evapotraspirazione reale (Evri), la quale coincide con quella potenziale in tutto il periodo dell’anno in cui non esiste deficit idrico, mentre, nella stagione secca, essa assume un valore inferiore a quello potenziale e pari alla differenza tra gli apporti pluviali e le variazioni della riserva idrica invasata, ovvero:

Evri = Pm - ∆∆∆∆u

In tab. 3.4 e in fig. 3.1 vengono riportati i dati che esprimono il bilancio idrico dell’invaso: come si può notare il surplus idrico che si traduce in percolazione d’acqua sul fondo della discarica è limitato al periodo dicembre-marzo, poiché l’intero surplus idrico potenziale (Pm-Evpi) dei mesi di ottobre e novembre non si traduce in un’eccedenza effettiva, poiché serve a ricostituire la riserva idrica invasata, notevolmente impoveritasi durante la lunga stagione secca.

Considerata la semplice conformazione morfologica e la modesta estensione del bacino esaminato, i risultati del bilancio idrologico, quantunque riferiti ad una superficie unitaria,

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possono ragionevolmente essere estesi all’intera area sottesa dalla vasca monomateriale (pari a circa 2.500 mq).

Nel caso specifico, come è stato già precedentemente indicato, dovendo utilizzare i risultati del bilancio idrologico per valutare la produzione media mensile di acque di percolazione, le perdite idriche considerate sono essenzialmente quelle che avvengono nello strato sommitale dei rifiuti (dello spessore di 1 metro) per effetto dei fenomeni evaporativi.

Per lo stesso motivo, non è stata valutata l’incidenza della vegetazione, giacché quest’ultima attecchirà sulla superficie sommitale della discarica solo successivamente all’espletamento delle operazioni di sistemazione finale e, in questa fase, l’espletamento di un bilancio idrologico appare superfluo, in quanto è prevista la posa in opera di uno strato di terreno impermeabile che impedirà infiltrazioni significative di acque pluviali all’interno del corpo discarica.

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3.7 Calcolo della produzione di acque di percolazione

Come accennato nel capitolo precedente, la quantità d’acqua che si infiltra nell’ammasso di rifiuti, giunge fino al fondo della discarica, dove, incontrando la barriera impermeabile, si arresta creando gradualmente un battente idraulico.

In linea teorica, il battente idrico dovrebbe crearsi sul fondo della discarica solo una volta che i rifiuti abbiano raggiunto la propria “capacità idrica di campo”, ovvero si siano saturati d’acqua e abbiano raggiunto un grado di umidità tale per cui ogni ulteriore apporto idrico prosegue il suo moto attraversandoli senza variazioni quantitative.

Secondo i dati riportati nella bibliografia specializzata, la produzione di acque di percolazione può oscillare tra il 10 ed il 40% delle precipitazioni meteoriche, in funzione del regime idrologico e delle condizioni climatiche in cui è ubicata la discarica, nonché delle modalità di gestione della stessa e delle caratteristiche dei rifiuti smaltiti.

Tuttavia, si ritiene opportuno sottolineare che, allo stato attuale, non esistono nella letteratura tecnico-scientifica dati, studi o pubblicazioni specificatamente riferiti alla produzione di acque di percolazione di discariche per rifiuti inerti, giacché queste ultime sono sempre state realizzate senza alcuna impermeabilizzazione, almeno fino a quando essa non è divenuta obbligatoria in seguito all’entrata in vigore dellattuale normativa tecnica (D.L. n. 36/2003) adottata in recepimento della direttiva 1999/31/CE.

Pertanto, si è proceduto al calcolo della potenziale produzione media mensile e giornaliera di acque di percolazione (v. Tab. 3.5) partendo dai risultati del bilancio idrologico della discarica ed in particolare dai valori di eccedenza idrica mensile: in pratica, i volumi di acque di percolazione si ottengono moltiplicando i surplus idrici mensili (che sono riferiti ad una superficie unitaria) per l’area sottesa dal ciglio della discarica monomateriale.

3.8 Calcolo della portata di esercizio della condotta drenante

Il deflusso delle acque di percolazione sarà garantito dall’inclinazione delle superfici di fondo della discarica, che saranno sagomate, con una pendenza di circa il 5‰, in modo tale da convergere in direzione dell’asse diagonale, che sarà dotato di tubazione di drenaggio sfociante nel pozzo di sollevamento.

Sul fondo della cella monodedicata verrà inoltre collocato uno strato drenante in ghiaia, dello spessore di circa 50 cm: esso garantirà il corretto e rapido deflusso delle acque di percolazione verso l’asse diagonale di drenaggio.

La tubazione di drenaggio, che sarà in PEAD ed avrà un diametro φ 200 mm, verrà messa in opera con una pendenza del 5‰ e sarà finestrata con tagli longitudinali nella parte superiore per permettere l’afflusso di acqua.

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Il pozzo di sollevamento, che sarà attrezzato con elettropompa sommersa, sarà collocato nel punto di massima depressione dell’invaso e sarà realizzato con elementi prefabbricati in PEAD.

Per valutare la potenziale portata di esercizio della condotta drenante da collocare sul fondo della cella monomateriale si è ipotizzata la formazione di un battente idraulico distribuito uniformemente sull’intera superficie di fondo. In tal caso, l’afflusso delle acque nella condotta di adduzione avverrà attraverso l’orizzonte filtrante saturo, che presenterà caratteristiche sostanzialmente isotrope: per tale motivo, la valutazione della presumibile portata di esercizio delle condotte è stata eseguita utilizzando la legge di Darcy (v. Tab. 3.6), che, com’è noto, misura la portata di deflusso idrico all’interno di un mezzo poroso saturo.

A tal fine è stata utilizzata la nota espressione:

Q = K x A x i

dove K è il coefficiente di permeabilità del mezzo saturo, A è la sezione lungo la quale si vuole misurare il deflusso e “ i ” è il gradiente idraulico, parametro che esprime la perdita di carico idraulico lungo il percorso unitario di direzione del fluido.

Per poter eseguire tale stima è tuttavia necessario assegnare un coefficiente di permeabilità medio al materiale che costituisce l’orizzonte saturo: poiché, nel caso specifico, l’orizzonte saturo coincide con il dreno costituito da ghiaia pulita e monogranulare, si può adottare, prendendo come riferimento i valori tabulati dal Colombo3, un coefficiente di permeabilità K pari a 5*10-2 m/s.

Nel calcolo sono stati pertanto assunti i seguenti valori:

- il coefficiente di permeabilità K del dreno in ghiaia è stato assunto pari a 5*10-2 m/s;

- il gradiente idraulico è stato posto uguale al valore di pendenza del fondo discarica (ovvero pari al 5‰);

- l’altezza massima “h” dello strato saturo viene assunta pari a 50 cm (ovvero pari allo spessore del dreno in ghiaia);

- la lunghezza “l” della sezione considerata è pari a quella del segmento di tubazione previsto (lungo 55 metri);

- la superficie della sezione considerata (h x l = 55 m x 0.5 m) è conseguentemente

3 Colombo P. & Colleselli F. – Elementi di geotecnica. Ediz. Zanichelli, Bologna, 2004.

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pari a 27,5 mq.

Applicando con le predette assunzioni la legge di Darcy si ottiene il valore della portata massima di esercizio della tubazione drenante:

Qe = 0,05 m/s x 27,5 mq x 0,005 = 6,9 l/s

Tale valore serve per dimensionare la pompe da installare all’interno del pozzo di sollevamento: questa dovrà avere una potenza di circa 5 kW, sufficiente ad estrarre una portata massima di circa 7 l/s con una prevalenza di almeno 25 metri.

3.9 Verifica idraulica della tubazione drenante

Secondo i parametri di progetto, la condotta di drenaggio delle acque di percolazione sarà costituita da una tubazione in HDPE del diametro φ 200 mm, messa in opera con una pendenza del 5‰ e finestrata con tagli longitudinali nella parte superiore per permettere l’afflusso di acqua.

Tenendo presente che la portata massima di esercizio è Qe = 7 l/sec, si è proceduto alla verifica della tubazione determinando la portata massima smaltibile dalla sezione adottata con un grado di riempimento non superiore al 50% (poiché la parte superiore è finestrata).

A tal fine si adopera la formula di Chezy relativa al moto uniforme:

iRχAQ ⋅⋅=

dove A è la sezione liquida (area defluente), χ è il coefficiente di scabrezza, R è il raggio idraulico ed i è la pendenza della tubazione.

Per la determinazione del coefficiente χ si applica la formula di Gauckler-Strickler:

χχχχ = k * R1/6

dove R è il raggio idraulico e k è un coefficiente che varia in funzione del materiale di cui sono composte le tubazioni assumendo i valori riportati in tab. 3.7.

Quindi, per sostituzione nella legge di Chezy:

1/22/3 iRAkQ ⋅⋅⋅=

Scelto il valore di k (nel caso specifico pari a 120) e nota la pendenza della tubazione (i = 0,5%), si ricavano i valori della portata defluente (Q) che, ovviamente, varia in funzione del grado di riempimento della condotta (v. Tab. 3.7).

Nel caso di una condotta di diametro Ø 200 mm con grado di riempimento del 50%, il contorno bagnato risulta pari a 0,314 metri, mentre la sezione liquida è di 0,016 mq. Il corrispondente raggio idraulico risulta pertanto pari a 0,05 metri.

Come si può osservare in tab. 3.7, nel caso specifico, il valore della portata smaltibile con una condotta in HDPE di diametro Φ 200 mm con grado di riempimento del 50% risulta pari a:

Q = 0,018 mc/s = 18 l/s > Qe (7 l/s).

Poiché la portata potenzialmente smaltibile risulta ampiamente superiore alla portata di esercizio, la tubazione risulta correttamente dimensionata.

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