Sommario 1. PREMESSA... 2 1.1. Sottovia veicolare km 172+308... 2 1.2. Sotttopasso pedonale km 169+423... 2 2. IDROGEOLOGIA... 2 3. VALUTAZIONE DEGLI APPORTI METEORICI... 4 4. METODOLOGIA DI CALCOLO... 6 4.1. Calcolo degli apporti totali... 8 4.2. Dimensionamento delle vasche... 8 4.3. Verifica delle sezioni... 8 5. ACQUE STRADALI: SOTTOVIA AL km 172+308... 9 5.1. Descrizione del sistema... 9 5.2. Valutazione degli apporti e dimensionamento vasca... 9 5.3. Vasca di sollevamento del sottovia... 9 5.4. VERIFICA DELLE SEZIONI IDRAULICHE... 11 6. ACQUE STRADALI: SOTTOPASSO AL km 169+423... 12 6.1. Descrizione del sistema... 12 6.2. Valutazione degli apporti e dimensionamento vasca... 12 6.3. Vasca di sollevamento del sottopasso... 12 6.4. VERIFICA DELLE SEZIONI IDRAULICHE... 14 Pag. 1
1. PREMESSA Nella presente relazione sono riportati le verifiche idrauliche relative alle opere previste nel progetto definitivo dell abolizione del P.L. 169+423 della liea BOLOGNA BARI, nel comune di Mondolfo. 1.1. Sottovia veicolare km 172+308 L'andamento altimetrico del tracciato è tale per cui tutta l'acqua meteorica confluisce in una vasca posta lato mare rispetto al sottopasso, da qui sarà prelevata con un sistema di pompe e inviata al mare. Le acque che ricadono nel tratto delle rampe saranno drenate da tubazioni φ 200 che corrono ai margini della carreggiata stessa con caditoie poste all'interasse di 15 20 metri fino a raggiungere il punto più depresso con invio alla vasca di accumulo dell'impianto di sollevamento. 1.2. Sotttopasso pedonale km 169+423 Scale e rampe sono coperte con una pensilina trasparente per cui non si avrà alcun afflusso di acqua meteorica all'interno del manufatto; comunque è stata prevista una vasca di accumulo per eventuali acque di lavaggio e/o di infiltrazione, che vista la presenza della falda a quota prossima al piano campagna, costituiscono sempre un rischio concreto per questo tipo di opere. Le opere di smaltimento sono costituite dal drenaggio di piattaforma mediante un tubo φ 100 posto sotto il marciapiede e caditoie ad interasse 5 10 metri, fino a raggiungere il punto più depresso e sversare all'esterno o inviate alla vasca di accumulo dell'impianto di sollevamento. A fianco della rampa di risalita lato mare sarà installato il gruppo elettrogeno in modo da essere facilmente raggiungibile dai mezzi nel caso di manutenzione e la vasca di raccolta dell'acqua con le relative pompe che sarà accessibile sia con una botola dal piano campagna nel caso fosse necessario arrivarci con dei macchinari, sia pedonalmente dall'ingresso a quota sottopasso. Pag. 2
2. IDROGEOLOGIA Nella zona in questione è presente un area preferenziale di scorrimento delle acque superficiali e che fungone da dreno per quelle sotterranee, individuabile nel vicino mare Adriatico, posto ad Est rispetto alle aree in studio. La presenza di un terreno permeabile (sabbie e ghiaie) che funge da acquifero e la vicinanza dell attuale linea di costa, fa supporre la presenza di una falda acquifera sotterranea. Tale falda è stata riscontrata nei sondaggi eseguiti ad una profondità di due metri e cinquanta centimetri dal piano di campagna. Costituendo il mare Adriatico un naturale drenaggio anche per le acque sotterranee, il deflusso di queste è, presumibilmente, verso esso. Va rilevato che essendo la zona in studio all'interno di un'area fortemente antropizzata, esistono tutta quella serie di opere che regimano il flusso delle acque meteoriche, tenendo così sotto controllo la falda sotterranea. Pag. 3
3. VALUTAZIONE DEGLI APPORTI METEORICI La curva di possibilità pluviometrica adottata ha la seguente forma: n T htt, = at t Nella formula l altezza h (mm) della pioggia di durata t (ore) è espressa in funzione dell intensità a (mm/hn) della pioggia di durata 1 ora e del parametro n che caratterizza l andamento della legge esponenziale. Ad ogni tempo di ritorno T corrisponde un valore di a T =K T *a, dove K T è il coefficiente di scala, detto coefficiente di crescita che dipende dal tempo di ritorno T e dal coefficiente di variazione della stazione CVS attraverso la seguente relazione: T K T = 1 CVS 0.450 + 0.779ln ln T 1 È stata presa in considerazione la stazione pluviometrica più prossima al bacino in studio, la stazione n. 3 di Senigallia posta ad uan distanza di circa 6 km dai siti oggetto di intervento. Figura 1: Individuazione della stazione pluviometrica Pag. 4
Di seguito si riporta una tabella riepilogativa del calcolo dei parametri adottati e l estratto dagli annali della protezione civile. num Osservatorio CVS a n K25 3 Senigallia 0.5 28.59 0.268 2.0208 Figura 2: Estratto annali dati protezione civile Nel rispetto del manuale di progettazione RFI corpo stradale, per la scelta dei tempi di ritorno con cui dimensionare le opere idrauliche si fa riferimento a quanto contenuto nel paragrafo 2.1.2.4: Apporti meteorici sede stradale (T R = 25 anni) I parametri che definiscono l equazione della pioggia per questo valore del tempo di ritorno hanno i seguenti valori: a 25 = 2.02 (mm/h n ); n = 0.268 L intensità di pioggia i t,25 della pioggia di durata t (ore) vale pertanto: i t,25 = 2.02 x t (1 0.268) Pag. 5
4. METODOLOGIA DI CALCOLO La portata di pioggia massima Q max in corrispondenza della sezione di uscita del singolo bacino viene valutata applicando il metodo razionale nella formulazione: i S Qmax = ϕ 360 dove: Q max portata al colmo di piena [m 3 /sec] ϕ i S valore del coefficiente d afflusso medio del bacino intensità di pioggia per una durata pari al tempo di corrivazione del bacino tc [mm/h] superficie del bacino [ha] Il coefficiente di afflusso rappresenta il rapporto tra il volume totale di deflusso e il volume totale di pioggia caduta sul bacino. Tale coefficiente non è comunque una costante del bacino ma varia da evento a evento secondo le caratteristiche di questo e tende a crescere, anche se non univocamente, con l altezza di pioggia. Recentemente il gruppo Deflussi Urbani [AA.VV.,1997], elaborando i molti dati sperimentali ormai disponibili in bibliografia, per i bacini con un aliquota di aree impermeabili I m > 0. 3 è pervenuto a suggerire la seguente formulazione: perm ( Im ) ϕimpim ϕ = ϕ 1 + i cui valori dei contributi ϕ perm e ϕ imp, rispettivamente delle aree permeabili e impermeabili di un bacino urbano, sono da assumersi variabili con il tempo di ritorno T di progetto, secondo la seguente tabella: Nel nostro caso specifico, essendo i tempi di ritorno di progetto superiori a 10, si è stabilito di adottare i seguenti valori: φperm = 0.30 φimp = 1.00 Per quanto riguarda il tempo di corrivazione del bacino si può fare riferimento alla somma t c = ta + t 0 dove t a è il tempo di accesso alla rete relativo al sottobacino drenato dal condotto fognario posto all estremità di monte del percorso idraulico più lungo e t 0 è il tempo di rete. Il tempo di accesso in rete è sempre stato di incerta determinazione, variando con la pendenza dell area, la natura della stessa e il livello di realizzazione dei drenaggi minori, nonché dell altezza della pioggia precedente l evento critico di progetto. Recenti ricerche svolte presso il Politecnico di Milano [Mambretti e Paoletti, 1996] determinano una stima del tempo di accesso a mezzo del modello del condotto equivalente, sviluppato partendo dalla considerazione che il deflusso superficiale è in realtà un deflusso in una rete di Pag. 6
piccole canalizzazioni incognite che raccolgono le acque scolanti lungo le singole falde dei tetti e delle strade. Tali studi hanno condotto, per bacini di area fino a 10 ettari, all equazione: t ai = s 0, 5li 0,375 i i i ( iϕ S ) 0, 25 n che, usando l espressione monomia della curva di possibilità pluviometrica h = aδ, si scrive: t ai 4 n 1 n+ 3 4 3600 0,5li 0.375 0.25 i ( aφisi) = s nelle quali: t ai l i s i S i ϕ i tempo d accesso dell i esimo sottobacino [s] massima lunghezza del deflusso superficiale dell i esimo sottobacino [m] pendenza media dell i esimo sottobacino [m/m] superficie dell i esimo sottobacino [ha] coefficiente d afflusso dell i esimo sottobacino n 1 i intensità di pioggia i = aδ [mm/h] a, n parametri della curva di possibilità pluviometrica ragguagliati all area. Il tempo di rete è dato dalla somma dei tempi di percorrenza di ogni singola canalizzazione seguendo il percorso più lungo della rete fognaria, pertanto sarà dato dall espressione: Li t r = i Vui dove V u è la velocità di moto uniforme che assume la portata di piena nelle singole canalizzazioni [Ippolito, 1993]. Ulteriori ricerche svolte presso il Politecnico di Milano [Mignosa e altri, 1995] [Becciu e altri, 1997], basate sulla taratura probabilistica della formula razionale in base a simulazioni di serie estese di eventi reali, mostrano che il criterio di far riferimento alla velocità di moto uniforme porterebbe ad apprezzabili sovrastime del tempo di concentrazione, e pertanto a sottostime della portata al colmo. Risultati soddisfacenti si ottengono, invece, facendo riferimento a una velocità pari a 1,5 V u ; ne consegue, in base a dette ricerche, che il tempo di rete deve essere calcolato con l espressione di Becciu, Mambretti e Paoletti: Li tr i 1.5V ui nella quale la sommatoria va estesa a tutti i rami che costituiscono il percorso più lungo della rete fognaria. La Circolare n. 11633 del 07.01.1974 del Ministero dei Lavori Pubblici prescrive che la velocità di moto uniforme della portata di pioggia sia ovunque compresa tra 0.6 e 3 m/s circa. Nel caso in oggetto, per Pag. 7
semplicità di calcolo e non introducendo sicuramente approssimazioni eccessive, si stabilisce di assume un valore costante e cautelativo della velocità pari al doppio di quella minima da garantire, ovvero 1.25 m/s. 4.1. Calcolo degli apporti totali La metodologia specificata al paragrafo precedente viene utilizzata per effettuare le verifiche delle sezioni di uscita dei singoli sottobacini. La stessa formula viene adottata per il calcolo degli apporti totali applicata però all intero bacino considerando: come area quella complessiva dei sottobacini come φ il valore della media pesata rispetto alle aree dei sottobacini, come t c il valore massimo tra i tempi di corrivazione dei singoli sottobacini. 4.2. Dimensionamento delle vasche A vantaggio di sicurezza, ciascuna vasca viene dimensionata in modo tale che sia in grado di invasare il volume di piena dell intero bacino afferente alla vasca valutato in base ad un idrogramma di piena triangolare, di base pari a due volte il tempo di corrivazione del bacino ed altezza pari alla portata massima corrispondente al periodo di ritorno fissato. Nella realtà, infatti, il volume di acqua da invasare andrebbe ridotto di quello che viene assorbito dal terreno durante l evento critico, vista comunque la difficoltà di definire un univoco parametro di permeanbilità dei terreni, si è deciso di trascurare questa riduzione. 4.3. Verifica delle sezioni Per le sezioni defluenti la verifica è stata effettuata in moto uniforme utilizzando l espressione di Chezy: V = K Ri e l equazione di continuità: Q = S V dove K, il coefficiente di scabrezza, è stato valutato secondo la formula di Strickler: K = k R s 1/ 6 La formula che ne deriva è la seguente: 2/3 Q = k S R i s s dove: Q s = portata smaltita [m 3 / s]; R = raggio idraulico [m]; S = sezione idraulica [m 2 ]; i = pendenza [m/m]; k s = coefficiente di scabrezza in [m 1/3 / s] scelto cautelativamente pari a 90 per le sezioni in materiale plastico e 70 per le sezioni in conglomerato cementizio. Pag. 8
5. ACQUE STRADALI: SOTTOVIA AL km 172+308 5.1. Descrizione del sistema Il progetto del nuovo sottovia al km 172+308 prevede la costruzione di un nuovo asse stradale di collegamento tra via UgoFoscolo (e quindi la S.S. 16 Adriatica) ed il lungomare Cristoforo Colombo, sottopassando la linea ferroviaria. A causa dell andamento plano altimetrico del nuovo asse, in corrispondenza delle rampe di accesso al sottovia, non è possibile smaltire le acque meteoriche sulla piattaforma stradale a gravità ma sarà necessario raccoglierle nel punto più depresso del sottovia in una vasca di carico da dove vengono pompate ad un collettore che le recapita direttamente al mare. Sulle due rampe di accesso al sottovia sono posizionate una serie di caditoie disposte lungo un collettore DN200 che converge in un pozzetto di fronte alla vasca di pompaggio in cui recapitano mediante un collettore DN200. Questa vasca avrà una dimensione tale da riuscire ad accumulare tutte le acque accumulate durante un evento critico con tempo di ritorno 25 anni 5.2. Valutazione degli apporti e dimensionamento vasca Di seguito si riporta il calcolo dei massimi apporti meteorici dei singoli sottobacini e la valutazione degli apporti nella vasca. Con riferimento alle informazioni contenute nei grafici allegati, le portate dei singoli sottobacini sono: Area tot L asta princ. i media p.i. φ t a t 0 t c i tc,tr Q max (ha) (m) (m/m) (m 2 /m 2 ) - (h) (h) (h) (mm/h) (l/s) Tratto monte 0.1600 105 0.038 1.00 1.000 0.02 0.02 0.03 25.37 11.29 Tratto valle 0.2850 130 0.028 1.00 1.000 0.02 0.02 0.04 21.56 17.08 Le acque di questi due bacini vengono raccolte nella vasca di sollevamento del sottopasso stradale e di conseguenza il massimo apporto su questa vasca, valutato per un tempo di ritorno venticinquennale, è dato dalla somma dei due ed è pari a 28.37 l/s. 5.3. Vasca di sollevamento del sottovia L allontanamento delle acque dal sottovia stradale è garantito da una vasca di sollevamento attrezzata con due elettropompe ad immersione uguali di cui una con funzione di riserva attiva. Per determinare l ordine di grandezza da assegnare al volume della vasca di carico si fa riferimento alla seguente formula: Qmax V = 4 Navv dove N avv indica il numero di avviamenti orari assunto pari a 8. Essendo la stazione equipaggiata con due elettropompe uguali di cui una con funzione di riserva attiva, il volume utile V può essere dimezzato. Dai calcoli precedentemente svolti, si determina che la portata da smaltire dall impianto di pompaggio è pari a circa 28.37 l/s, di conseguenza il volume minimo della vasca è di: Q max N avvii V min (l/s) - (mc) 28.37 8 3.19 Pag. 9
Dai disegni si evince che la vasca di pompaggio progettata ha dimensione in pianta 2.00x1.50 m ed altezza utile fino al livello di allarme di 1.6 m, per un volume utile pari a 4.8 m 3, dimensione quindi superiore al volume necessario. Data una prevalenza geodetica di 7,00 m e prevedendo elettropompe con prevalenza di 9,00 metri e portata di 40 l/s (144 mc/h) si ottiene una potenza massima teorica espressa in Kw di: P t = 9.81 x 0.04 x 9 = 3.53 Kw Ipotizzando un rendimento del gruppo motore pompa η = 0,7 si ha che la potenza resa nominale è P t /η = 5.05 Kw. Verranno installate quindi una coppia di elettropompe sommergibili della potenza di 5 Kw (5+5 = 10 kw complessivi) ad asse verticale con comando a galleggiante che funzionano alternate. Tali elettropompe, complete di sistema di risalita e discesa, galleggianti e quadro elettrico, sono adatte a sollevare acque fangose e con contenuto di materiale abrasivo, corrosivo e viscoso. Nelle tubazioni di mandata saranno inserite opportune saracinesche e valvole di ritegno, completerà l'impianto in gruppo di alimentazione ausiliaria della potenza di 8 Kw azionato da un motore a gasolio. L impianto è quindi composto da due pompe ad immersione, ad accoppiamento rapido, predisposte per funzionamento alternato (od in cascata) con le seguenti caratteristiche: portata pari a 40 l/s ognuna, prevalenza 9.0 metri potenza motore di 5.1 kw Il quadro elettrico del sistema di pompaggio è posizionato nella parte alta del relativo locale pompe. Sono previsti galleggianti per il controllo comando di ciascun impianto di aggottamento con segnale di allarme in coincidenza di eventuali livelli d acqua superiori di ca. 5 cm alla quota minima del sottovia. L allarme azionerà un segnale sonoro e piloterà i due semafori previsti agli imbocchi dei sottovia sul segnale rosso. Pag. 10
5.4. VERIFICA DELLE SEZIONI IDRAULICHE Di seguito si riportano una serie di tabelle riepilogative delle verifiche delle sezioni di uscita di ogni sottobacino delle varie WBS: VERIFICA DELLE SEZIONI DI USCITA Dati di base percentuale massima di riempimento: 70% coefficienti di scabrezza sez. in materiale plastico 90 sez. in calcestruzzo 70 SMALTIMENTO ACQUE STRADALI Portate valutate con TR=25 anni tipo i media Q max Q adm sezione (m/m) (l/s) (l/s) Tratto monte DN200 PVC 0.0381 11.29 62.75 sez. verificata Tratto valle DN200 PVC 0.0277 17.08 53.50 sez. verificata collettore DN200 PVC 0.0658 28.37 82.46 sez. verificata Portate smaltibili tubi in PVC DN r h h/r A/r 2 A R/r R i media Ks Q s (m) (m) (m) - - (m 2 ) - (m) (m/m) (m 1/3 /s) (l/s) 0.20 0.100 0.140 1.400 2.349 0.023 0.593 0.059 0.0381 90 62.75 0.20 0.100 0.140 1.400 2.349 0.023 0.593 0.059 0.0277 90 53.50 0.20 0.100 0.140 1.400 2.349 0.023 0.593 0.059 0.0658 90 82.46 Pag. 11
6. ACQUE STRADALI: SOTTOPASSO AL km 169+423 6.1. Descrizione del sistema Il progetto del nuovo sottopasso al km 169+423 prevede la chiusura dell attraversamento a raso della ferrovia e la realizzazione di un monolite che sottopassa la linea ferroviaria Bologna Bari, due scale di risalita e due rampe per disabili. Scale e rampe sono coperte con una pensilina trasparente per cui non si avrà alcun afflusso di acqua meteorica all'interno del manufatto; comunque è stata prevista una vasca di accumulo per eventuali acque di lavaggio e/o di infiltrazione, che vista la presenza della falda a quota prossima al piano campagna, costituiscono sempre un rischio concreto per questo tipo di opere. Il calcolo di dimensionamento e verifica dell impianto è stato eseguito nell ipotesi in cui si decida di non effettuare più la copertura delle rampe e delle scale, identificando le stesse come bacino di raccolta. A fianco della rampa di risalita lato mare sarà installato il gruppo elettrogeno in modo da essere facilmente raggiungibile dai mezzi nel caso di manutenzione e la vasca di raccolta dell'acqua con le relative pompe che sarà accessibile sia con una botola dal piano campagna nel caso fosse necessario arrivarci con dei macchinari, sia pedonalmente dall'ingresso a quota sottopasso. Sulle due rampe di accesso al sottopasso sono posizionate una serie di caditoie disposte lungo collettori DN100che convergono in un pozzetto di fronte alla vasca di pompaggio in cui recapitano mediante un collettore DN100. Dalla vasca di accumulo l acqua viene pompata ad un collettore DN200 che la riversa direttamente della condotta fogniaria. 6.2. Valutazione degli apporti e dimensionamento vasca Di seguito si riporta il calcolo dei massimi apporti meteorici dei singoli sottobacini e la valutazione degli apporti nella vasca. Con riferimento alle informazioni contenute nei grafici allegati, le portate dei singoli sottobacini sono: Area tot L asta princ. i media p.i. φ t a t 0 t c i tc,tr Q max (ha) (m) (m/m) (m 2 /m 2 ) - (h) (h) (h) (mm/h) (l/s) Tratto monte 0.0228 65 0.066 1.00 1.000 0.01 0.01 0.02 32.83 2.08 Tratto valle 0.0228 65 0.066 1.00 1.000 0.01 0.01 0.02 32.83 2.08 Le acque di questi due bacini vengono raccolte nella vasca di sollevamento del sottopasso stradale e di conseguenza il massimo apporto su questa vasca, valutato per un tempo di ritorno venticinquennale, è dato dalla somma dei due ed è pari a 4.16 l/s. 6.3. Vasca di sollevamento del sottopasso L allontanamento delle acque dal sottopasso è garantito da una vasca di sollevamento attrezzata con due elettropompe ad immersione uguali di cui una con funzione di riserva attiva. Per determinare l ordine di grandezza da assegnare al volume della vasca di carico si fa riferimento alla seguente formula: Qmax V = 4 Navv dove N avv indica il numero di avviamenti orari assunto pari a 8. Essendo la stazione equipaggiata con due elettropompe uguali di cui una con funzione di riserva attiva, il volume utile V può essere dimezzato. Pag. 12
Dai calcoli precedentemente svolti, si determina che la portata da smaltire dall impianto di pompaggio è pari a circa 4.16 l/s, di conseguenza il volume minimo della vasca è di: Q max N avvii V min (l/s) - (mc) 4.16 8 0.47 Dai disegni si evince che la vasca di pompaggio progettata ha dimensione in pianta 1.50x1.50 m ed altezza utile fino al livello di allarme di 1.40 m, per un volume utile pari a 2.10 m 3, dimensione quindi superiore al volume necessario. Data una prevalenza geodetica di 5.80 m e prevedendo elettropompe con prevalenza di 7.00 metri e portata di 10 l/s (36 mc/h) si ottiene una potenza massima teorica espressa in Kw di: P t = 9.81 x 0.036 x 7 = 2.47 Kw Ipotizzando un rendimento del gruppo motore pompa η = 0,7 si ha che la potenza resa nominale è P t /η = 3.53 Kw. Verranno installate quindi una coppia di elettropompe sommergibili della potenza di 4 Kw (3+3 = 6 kw complessivi) ad asse verticale con comando a galleggiante che funzionano alternate. Tali elettropompe, complete di sistema di risalita e discesa, galleggianti e quadro elettrico, sono adatte a sollevare acque fangose e con contenuto di materiale abrasivo, corrosivo e viscoso. Nelle tubazioni di mandata saranno inserite opportune saracinesche e valvole di ritegno, completerà l'impianto in gruppo di alimentazione ausiliaria della potenza di 10 Kw azionato da un motore a gasolio. L impianto è quindi composto da due pompe ad immersione, ad accoppiamento rapido, predisposte per funzionamento alternato (od in cascata) con le seguenti caratteristiche: portata pari a 10 l/s ognuna, prevalenza 7.0 metri potenza motore di 5.1 kw Il quadro elettrico del sistema di pompaggio è posizionato nella parte alta del relativo locale pompe. Sono previsti galleggianti per il controllo comando di ciascun impianto di aggottamento con segnale di allarme in coincidenza di eventuali livelli d acqua superiori di ca. 5 cm alla quota minima del sottovia. L allarme azionerà un segnale sonoro e piloterà i due semafori previsti agli imbocchi dei sottovia sul segnale rosso. Pag. 13
6.4. VERIFICA DELLE SEZIONI IDRAULICHE Di seguito si riportano una serie di tabelle riepilogative delle verifiche delle sezioni di uscita di ogni sottobacino delle varie WBS: VERIFICA DELLE SEZIONI DI USCITA Dati di base percentuale massima di riempimento: 70% coefficienti di scabrezza sez. in materiale plastico 90 sez. in calcestruzzo 70 SMALTIMENTO ACQUE STRADALI Portate valutate con TR=25 anni tipo i media Q max Q adm sezione (m/m) (l/s) (l/s) Tratto monte DN100 PVC 0.0658 2.08 12.99 sez. verificata Tratto valle DN100 PVC 0.0658 2.08 12.99 sez. verificata collettore DN100 PVC 0.1317 4.16 18.37 sez. verificata Portate smaltibili tubi in PVC DN r h h/r A/r 2 A R/r R i media Ks Q s (m) (m) (m) - - (m 2 ) - (m) (m/m) (m 1/3 /s) (l/s) 0.10 0.050 0.070 1.400 2.349 0.006 0.593 0.030 0.0658 90 12.99 0.10 0.050 0.070 1.400 2.349 0.006 0.593 0.030 0.0658 90 12.99 0.10 0.050 0.070 1.400 2.349 0.006 0.593 0.030 0.1317 90 18.37 Pag. 14