Interceptores de Esgoto Sanitario - Dimensionamento e Vazões de Pico

03032021 1 INTERCEPTORES DE ESGOTO SANITÁRIO PROF ALEXANDRE BOTARI DISCIPLINA SANEAMENTO III 2021 LIVRO TEXTO COLETA E TRANSPORTE DE ESGOTO SANITÁRIO PELO ALEM SOBRINHO E MILTON TOMOYIUKI TSUTIYA Definição de Interceptor Norma NBR 12 2072016 Canalização que recebe e transporta esgoto Caracterizada pela defasagem das contribuições Amortecimento das vazões máximas VAZÕES INICIAL E FINAL EM UM TRECHO DO INTERCEPTOR QUANDO A VAZÃO INICIAL FOR PEQUENA A NBR12207 ADMITE O LANÇAMENTO PERMANENTE OU TEMPORÁRIO DE VAZÕES DE CURSOS DÁGUA OU DO SISTEMA DE DRENAGEM SUPERFICIAL CUJA CONTRIBUIÇÃO É DENOMINADA DE CONTRIBUIÇÃO DE TEMPO SECO EVITANDOSE A ENTRADA DE MATERIAL GROSSEIRO DETRITOS DE AREIA E CUJA VAZÃO NÃO DEVE SUPERAR 20 DA VAZÃO FINAL DO TRECHO CONSIDERADO PARA O DIMENSIONAMENTO DE INTERCEPTORES DE GRANDE PORTE DEVE SER CONSIDERADO O EFEITO DO AMORTECIMENTO DAS VAZÕES DE PICO DEVIDO A DOIS FATORES 1AMORTECIMENTO EM MARCHA PRODUZIDO PELO BALANÇO DE VOLUMES NO INTERIOR DE GRANDES COLETORES E PELAS VARIAÇÕES DO REGIME DE ESCOAMENTO 2DEFASAGEM EM MARCHA RESULTANTE DAS ADIÇÕES SUCESSIVAMENTE DEFASADAS DAS CONTRIBUIÇÕES DOS COLETORES TRONCO Diminuição do Coeficiente de Pico K K1x K2 Com relação aos coeficiente de pico de médias e grandes indústrias tem sido adotado um coeficiente de 110 embora a legislação permita o lançamento de uma vazão máxima de 15 Qmed da indústria considerada Diminuição do Coeficiente de Pico K K1xK2 Coeficiente de pico K em função da vazão média por diversos autores 1HAZEN SAWYER Para São Paulo 2ASCE Limite Superior 3GREELEY HANSEN Para São Paulo 4FLORES K 7P01 PTotal de Habitantes 5DAE São Paulo K 225 Portaria n GDG160 6BABBIT K 5P02 PPopulação em milhares 7AGUERREE K 15 25V Qmed QmedVazão média Ls 8SURSANES Plano Diretor Rio de Janeiro 9SABESP1974 K 12 1049Qmed 1 QmVazão média m3s 10SABESP1986 K 120 174485Qmed 0509 Para Qm 751 Ls sendo Qm Vazão Média Total incluindo infiltração Ls Exceto médias e grandes industrias 03032021 2 VAZÕES DE PICO OBTIDAS POR MEIO DA COMPOSIÇÃO DE HIDROGRAMAS As vazões de pico podem ser atenuadas pela composição do hidrograma dos coletorestronco das bacias contribuintes aos interceptores considerando as defasagens dos tempos de percurso no interceptor e nos próprios coletores tronco Os hidrogramas podem ser obtidos por meio dos seguintes métodos Utilização de Modelo Matemático Medições Diretas Composição de Hidrogramas Singelos MODELO MATEMÁTICO O Hidrograma de descarga é representado por uma senóide Qtrecho K1K2 1Qmed senФ Qmed Qinf KI QI Qtrecho vazão de montante de um trecho no instante da fase Ls K1 coeficiente de vazão máxima diária K2 coeficiente de máxima vazão horária Ф ângulo da fase da senóide 24 horas 3600 Qmed vazão média de esgotos domésticos comerciais dos serviços públicos e de pequenas indústrias Ls Qinf vazão de infiltração Ls QI vazão de grandes indústrias Ls K1 coeficiente de pico para as vazões industriais Φ No Hidrograma de descarga apresentado por uma senóide da Figura anterior os seguintes coeficientes foram adotados K1 11 KI 11 K2 variável de acordo com a tabela a seguir Vazão Média da Bacia Ls K2 0 a 100 101 a 500 501 a 1000 1001 a 2000 2001 a 10 000 17 16 15 14 13 EXTRAPOLAÇÃO DO MÉTODO DAS MEDIÇÕES DIRETAS Nesse método são efetuadas as medidas de vazão nos pontos de afluência dos coletores tronco ao interceptor O uso do diagrama obtido para outras bacias pode ser feito somente se as bacias possuem as mesmas características MÉTODO DE HIDROGRAMAS SINGELOS Ver Anexo I da PNB 5681975 CONTRIBUIÇÃO PLUVIAL PARASITÁRIA De acordo com a NBR 12207 a contribuição pluvial parasitária deve ser adicionada à vazão final somente para análise de funcionamento do interceptor e para o dimensionamento de extravasores e não para o dimensionamento do interceptor Se não houver dados de medição a taxa de contribuição pode ser adotada e não superar 6 LsKm de coletor contribuinte ao trecho em estudo 03032021 3 Dimensionamento Hidráulico Regime de escoamento no interceptor gradualmente variado Dimensionamento hidráulico regime permanente e uniforme Critérios para autolimpeza Vazão inicial i 15 Pa n 0013 Imin 000035 Qi 047 Imin declividade mínima mm Qi vazão inicial m3s O valor mínimo a ser adotado é de 05 mKm g RH I Coeficiente de Manning Equação da Declividade Mínima Q m3s I mm 0009 0010 0011 0012 0013 0014 0015 I 000041Q048 I 000039 Q048 I 000036 Q048 I 000035 Q047 I 000033 Q047 I 000032 Q047 I 000031 Q047 EQUAÇÕES DA DECLIVIDADE MÍNIMA EM FUNÇÃO DO COEFICIENTE DE MANNING PARA σ de 15 Pa Velocidade máxima 5 ms e n 0013 Imáx 465 Qf ⅔ Qf em Ls Lâmina máxima 85 do diâmetro DECLIVIDADE MÁXIMA Quando a velocidade final for maior que a velocidade crítica VfVc a lâmina líquida máxima admissível deve ser limitada a 50 do diâmetro do tubo assegurandose a ventilação do trecho G ms2 RH m Vc ms APÓS O DIMENSIONAMENTO DOS TRECHOS DO INTERCEPTOR DEVESE VERIFICAR SEU COMPORTAMENTO E DE SEUS ÓRGÃOS COMPLEMENTARES PARA A VAZÃO FINAL ACRESCIDA DA VAZÃO DE CONTRIBUIÇÃO PARASITÁRIA O REMANSO TAMBÉM DEVE SER VERIFICADO POIS DIFICILMENTE OCORREM SITUAÇÕES NAS QUAIS O REGIME DE ESCOAMENTO É PERMANENTE E UNIFORME COM A SUPERFÍCIE DA LÂMINA LÍQUIDA PARALELA AO FUNDO DA TUBULAÇÃO VERIFICAÇÕES DOS TRECHOS TRAÇADO DO INTERCEPTOR E CONDIÇÕES ESPECÍFICAS DO PROJETO O traçado do interceptor deve ser constituído por trechos retos em planta e em perfil Somente em casos especiais podem ser empregados trechos curvos em planta O ângulo máximo de deflexão em planta em trechos adjacentes deve ser de 300 Os efeitos de agitação excessiva deves ser evitados não sendo permitido degraus e alargamentos bruscos Quando necessários devem ser projetados dispositivos especiais de dissipação de energia e estudada a formação de sulfetos visando o uso de tubos de materiais resistentes TRAÇADO DO INTERCEPTOR E CONDIÇÕES ESPECÍFICAS DO PROJETO As ligações ao interceptor devem sempre ser através de dispositivos especialmente projetados para evitar conflitos de linhas de fluxo e diferença de cotas que resulte agitação excessiva A distância máxima entre PVs deve ser limitada pelo alcance dos dispositivos de desobstrução Ao longo do interceptor devem ser previstos extravasores que permita o escoamento da vazão final relativa ao último trecho não deve ocorrer o refluxo Devem ser estudados meios capazes de minimizar ou eliminar a contribuição pluvial parasitária VERIFICAÇÃO DO REMANSO O REMANSO PODE OCORRER NOS INTERCEPTORES QUANDO POR QUALQUER MOTIVO O REGIME DE ESCOAMENTO SOFRE MUDANÇAS NO SEU ESTADO NORMAL ATRAVÉS DE SINGULARIDADES EXISTÊNCIA DE ÓRGÃOS DE CONTROLE OU ATRAVÉS DE MUDANÇAS NAS CARACTERÍSTICAS DA SEÇÃO DO INTERCEPTOR A CARGA TOTAL NUMA SEÇÃO GENÉRICA DE UM DUTO É DADA POR H Z y α V²2g Sendo H carga total na seção m Z cota de fundo do duto em relação ao plano horizontal de referência m y profundidade da lâmina líquida na seção dágua m α coeficiente de energia cinética Coriolis na seção V velocidade de escoamento ms g aceleração da gravidade ms² A VARIAÇÃO DA CARGA HIDRÁULICA H DE UMA SEÇÃO PARA OUTRA QUALQUER É DADA POR dHdx dZdx dydx ddx α V²2g Como Q V x A sendo Q em m³s A em m² e V em ms e supondo α constante temse dHdx dZdx dydx α ddy Q²2gA² dydx OU dHdx dZdx dydx 1 Q²dAgA³dy Fazendo dHdx J declividade da linha de energia temse dzdx I declividade do canal e dAdy B largura da superfície livre e substituindo na equação acima resulta J I dydx 1 Q²BgA³ Fr² Q²TgA³ 1 Fr² é o número de Froude ao quadrado Portanto substituindose Fr na equação anterior temse dydx I J1 Fr² A declividade da linha de energia J pode ser calculada pela equação de Chézy Q CARHJ12 OU J Q²C²A²RH RH raio hidráulico m C coeficiente de Chézy dado por uma das três equações C sqrt8gf C sqrtg RHK C RH16n f coeficiente de atrito da fórmula Universal K rugosidade absoluta do canal m n coeficiente de Manning dydx I J1 Fr² Se nessa equação I J dydx0 de forma que o regime de escoamento é permanente DETERMINAÇÃO DA CURVA DE REMANSO 1 Estabelecimento de dados rugosidade do canal seção vazão declividade de fundo etc 2 Determinação da profundidade normal yn pela equação de Chézy 3 Determinação da profundidade crítica para Fr 1 Fr² Q²TgA³ 1 yc Vc²g 4 Determinação do perfil da linha dágua e classificação do tipo de curva de remanso DETERMINAÇÃO DA CURVA DE REMANSO EM CONDUTOS CIRCULARES 1 Características Geométricas da Seção ÁREA A D²8 θ senθ PERÍMETRO MOLHADO P Dθ2 RAIO HIDRÁULICO RH D4 1 senθθ 2 Determinação da Profundidade Normal com a Equação de Chézy Q CARHI12 com C sqrtg RHK Q 8sqrtgK16 A RH23 I12 Gθ 8sqrtgK16 A RH23 I12 Q 0 O valor de θ é determinado pelo método de NewtonRaphson limitandose o valor de Θn1 Θn Tolerância Θn1 Θn GΘdGΘdΘ ΘΘn Θni valor de Θ obtido na iésima iteração Θni1 valor de Θ obtido na i1ésima iteração Com o valor de Θ calculamse os parâmetros da seção A profundidade normal é dada por yn D2 1 cosθ 3 Determinação da Profundidade Crítica Fazendose o número de Froude igual a 1 podese também resolver a equação resultante pelo método de NewtonRaphson Fr² Q²TgA³ 1 Gnθ Q²BgA³ 1 0 Θn1 Θn GΘdGΘdΘ ΘΘn ITERAÇÃO DESSA EQUAÇÃO 03032021 6 4 Determinação das Profundidades nas Seções As profundidades nas seções poderão ser determinadas pelo método de RungeKutta que faz a integração numérica da equação diferencial do remanso reapresentada a seguir O método permite resolver numericamente uma equação do tipo dθdx f θ baseandose na série de Taylor para uma dada condição inicial e de fronteira Para canais circulares temse O método de RungeKutta aplicado à equação anterior 4a ordem para cada seção i fornece Θi1 Θi a1 2a2 2a3 a46 Sendo a1 ΔxfΘ a2 ΔxfΘ 05 a1 a3 ΔxfΘ 05 a2 a4 ΔxfΘ a3 Δx comprimento de cada trecho DETERMINAÇÃO DAS PERDAS LOCALIZADAS JUNÇÕES A 450 Δj m V1 V2 ms A linha de água desenvolvese a partir de uma singularidade para montante devendose acrescentar a perda de carga Δh conforme figuras a seguir O cálculo do remanso poderá ser feito tanto no coletor 1 como no 2 tomandose como profundidade inicial a profundidade na seção 3 acrescida da perda de carga ΔH Os materiais dos tubos usados como interceptores são concreto D 400 mm ferro e aço usados em travessias e tubulações de recalque Nos interceptores de esgoto são sempre usados PVs A distâncias entre PVs para diâmetros acima de 1200 mm 200 m para diâmetros entre 400 e 1200 mm 120 a 150 m para diâmetros menores que 400 mm 100 m EXEMPLO DE DIMENSIONAMENTO DE INTERCEPTOR Projetar os trechos I15 e I16 de um interceptor de esgotos conforme planta com os seguintes dados ver pag 169 do Livro Texto Cota do fundo do PV a montante do trecho I15 59530 m Contribuições ao interceptor 03032021 7 Coeficiente de Pico KK1K2 Para Qmedi Qinf 751 Ls K 12 174485Qmed 0509 Para Qmedi Qinf 751 Ls K 180 Taxa de Infiltração 01 LsKm Taxa de contribuição Pluvial Parasitária 3 LsKm 1 Trecho I15 Vazão Inicial Qi vazão inicial Ls K 18 a ser verificado K1 12 Qmedi 310 75385 Ls QmediQinfi 385 00001x70000 392 Ls que é menor que 751 Ls de modo que K 18 Qi 1812x385 7 585 Ls sem considerar a contribuição parasitária Vazão Final Qf vazão final Ls K 18 a ser verificado K1 12 Qmef 525 118 643 Ls QmedfQinfi 643 00001 x 83 507 651 Ls que é menor que 751 Ls de modo que K 18 Qf 643 x 18 8 1 165 Ls sem considerar a contribuição parasitária Considerando a contribuição parasitária Qp 3 LsKm x 83517 251 Ls Portanto a vazão final será Qf 1165 251 1 416 Ls Declividade Mínima Imin 000035 x Qi 047 Imin 000035 x 0585047 000045 mm Como visto anteriormente a declividade mínima deve ser de 05 mKm No exemplo foi adotada Imin 07 mKm 00007 mm Cálculo do Diâmetro Tabela pg D 1500 mm Cálculo das Lâminas e Velocidades Para a Vazão Inicial Para a Vazão Final Tabela 43 Tabela 43 YfD 058 Vi 111 ms YfD 040 Vi 094 ms Cálculo de Tensão Trativa i Para a Vazão Inicial Para YiD 040 RHi 03225 m 03225 m g RH I 10000 x 03225 x 00007 226 Pa Cálculo de Velocidade Crítica Vc Para a Vazão Final Para YfD 058 RHf 03225 m 04092 Vc 1202 ms Tabela 44 Tabela 44 Análise do Funcionamento da tubulação considerando a contribuição parasitária 03225 m m Será verificado se com a contribuição pluvial o interceptor funciona como conduto livre Para isso é necessário o cálculo da lâmina 5352 YpD 065 03032021 8 2 Trecho I16 Vazão Inicial Qi vazão inicial Ls K 18 a ser verificado K1 12 Qmedi 310 75 113 498 Ls QmediQinfi 385 00001x90545 508 Ls que é menor que 751 Ls de modo que K 18 Qi 1812x498 9 756 Ls sem considerar a contribuição parasitária Vazão Final Qf vazão final Ls K 18 a ser verificado K1 12 Qmef 525 118 189 832 Ls QmedfQinfi 832 00001 x 108052 843 Ls que é maior que 751 Ls de modo que K 120 1766 Qf 843 x 1766 11 1480 Ls sem considerar a contribuição parasitária Considerando a contribuição parasitária Qp 3 LsKm x 108052 324 Ls Qf 1480 324 1804 Ls Declividade Mínima Imin 000035 x Qi 047 Imin 000035 x 0756047 00004 mm Como visto anteriormente a declividade mínima deve ser de 05 mKm Será adotada uma declividade maior pois a cota do PV de jusante do trecho I16 é maior Para se ter um recobrimento adequada da tubulação será adotada a declividade de I 00020 mm Cálculo do Diâmetro Tabela pg D 1500 mm Cálculo das Lâminas e Velocidades Para a Vazão Inicial Para a Vazão Final Tabela pg Tabela pg YfD 048 Vi 176 ms YfD 033 Vi 145 ms Cálculo de Tensão Trativa i Para a Vazão Inicial Para YiD 033 RHi 03225 m 02772 m g RH I 10000 x 02772 x 0002 554 Pa Cálculo de Velocidade Crítica Vc Para a Vazão Final Para YfD 048 RHf 03654 m Vc 1136 ms Tabela 44 Tabela 44 Análise do Funcionamento da tubulação considerando a contribuição parasitária 03225 m m Será verificado se com a contribuição pluvial o interceptor funciona como conduto livre Para isso é necessário o cálculo da lâmina 4034 YpD 054 Tabela 43 03032021 9 Perda de Carga nas Singularidades Tendose os diâmetros dos coletores e assumindose que as ligações sejam a 450 calculamse as perdas de carga em cada PV recomendandose rebaixar o fundo do PV daquele valor de perda de carga 66 PLANILHA DE CÁLCULO