COMUNE DI FIRENZE SPOSTAMENTO IMPIANTO DI … · 50000 ÷ 250000 1,7 ... Le curve di probabilità pluviometrica, funzione del tempo di ritorno, sono espresse nella forma a due parametri,

COMUNE DI FIRENZE

SPOSTAMENTO IMPIANTO DI SOLLEVAMENTO

VIA GIULIO CACCINI

R.4RELAZIONE TECNICA IDRAULICA

Spostamento impianto di sollevamento in Via Giulio Caccini

Pagina2 di 40

Relazione tecnica

idraulica

PROGETTO DEFINITIVO Redatto Controllato

Ing. S.BACCIOTTINI Ing. A.MASSINI

INDICE GENERALE

1. PREMESSA ........................................................................................................................................ 3

2. ANALISI RETE FOGNARIA ATTUALE .................................................................................................. 3

3. PORTATE MASSIME IN TEMPO ASCIUTTO ........................................................................................ 4

3.1. Popolazione Servita .......................................................................................................... 4

3.2. Dotazione idrica ................................................................................................................ 4

3.3. Portate medie minime e di punta ..................................................................................... 5

4. PORTATE MASSIME IN TEMPO DI PIOGGIA ...................................................................................... 8

4.1. Dati pluviometrici ............................................................................................................. 8

4.2. Rischio inefficienza o probabilità di fallanza .................................................................... 9

4.3. Tempo di ritorno progettuale ......................................................................................... 11

4.4. Tempo di corrivazione .................................................................................................... 12

4.5. Coefficiente di afflusso ................................................................................................... 13

4.6. Calcolo portata meteorica .............................................................................................. 15

Formula di Desbordes .............................................................................................................. 18

Metodo De Martino ................................................................................................................. 20

5. PORTATE ACQUE PRIMA PIOGGIA .................................................................................................. 22

5.1. Portate in tempo di pioggia e curve relative possibilità climatica con 5gg tempo secco

antecedente. ................................................................................................................................ 22

5.2. Stima delle portate da derivare per ogni bacino a Tr= 0,5anni ...................................... 27

6. PORTATE DERIVATE ........................................................................................................................ 28

7. DIMENSIONAMENTO CONDOTTE E DERIVATORI ........................................................................... 29

8. DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI SOLLEVAMENTO .................................................................... 36

8.1. Sollevamento .................................................................................................................. 36

9. VERIFICA ALLO STATO LIMITE DEL SOLLEVAMENTO E DEL DERIVATORE ...................................... 39

10. INTERVENTI PREVISTI ..................................................................................................................... 41


Pagina3 di 40

Relazione tecnica

idraulica



1. PREMESSA

Il seguente progetto definitivo ha per oggetto la dismissione del vecchio sollevamento presente in

Via Giulio Caccini ed il suo rifacimento in una posizione più idonea. Attualmente tale impianto si

trova a meno di 10 metri dall’argine del Torrente Terzolle; proprio per mantenere una distanza

regolamentare è necessario dismettere l’esistente e costruirne uno nuovo.

2. ANALISI RETE FOGNARIA ATTUALE

Al fine di comprendere l’assetto della rete fognaria esistente, nell’Ottobre 2015 e nell’Agosto

2016, sono stati effettuati dei sopralluoghi nella zona. E’ stato eseguito il rilievo della fognatura e

dei manufatti esistenti con una loro georeferenziazione plano-altimetrica. Grazie a tale rilievo è

stato possibile identificare le pendenze e i diametri delle principali condotte. Il lavoro ha

interessato 18 chiusini con i relativi manufatti. Al fine di chiarire l’andamento della fognatura è

stata necessaria un’ispezione all’interno del pozzetto P14 (vedi Tavola di rilievo). Dal rilievo del

pozzetto è stato stimato un andamento uniforme con lo scolmatore sul torrente Terzolle, sia

come diametri che come pendenze. Nota la quota di scarico e di scorrimento del pozzetto P14 si è

ipotizzato una pendenza dello 0,5%.

A seguito di questo rilievo e delle precedenti informazioni fornite dalla Gestione si è potuto

ricostruire di dettaglio della rete e il bacino affiorante il sollevamento, come riportato nelle tavole

di planimetria e del bacino allo stato attuale.

Lungo Via Caccini sono presenti due condotte ovoidali. Una di queste scorre verso lo

scolmatore e di lì verso il sollevamento esistente, che pompa la fognatura nella condotta che

scorre verso Via delle Gore.


Pagina4 di 40

Relazione tecnica

idraulica



3. PORTATE MASSIME IN TEMPO ASCIUTTO

3.1. Popolazione Servita

Il calcolo della portata nera di magra è realizzato attraverso il Modello P.U.M.A.N.

(Portate Utenze Media Annua Nera, sviluppato da Ingegnerie Toscane). Tale metodo, grazie alla

possibilità di avere un dato certo e georeferenziato della fatturazione civile ed industriale, ha

consentito di stimare per ogni sezione di fognatura il valore più probabile della portata nera in

tempo asciutto. Alla formazione della portata nera totale in tempo asciutto contribuiscono sia le

portate nere derivanti dagli scarichi civili sia quelle derivanti dagli scarichi produttivi.

Considerando il bacino evidenziato nelle tavole progettuali, risulta un consumo civile

annuo pari a 16674,67 mc riferito al 2014.

A tale consumo corrisponde circa una popolazione servita di 230 persone, approssimata a

300 per tenere conto del futuro andamento dell’urbanizzazione civile.

3.2. Dotazione idrica

La stima delle portate nere è stata effettuata, stabilendo la dotazione idrica pari a pari a

200 l/ab gg a fronte di una disponibilità attuale desunta dalla fatturazione di circa 130 l/ab gg

Tale valore è stato confronta con le dotazioni idriche consigliati da Orsi-Zampaglione;

Milano; Manuale dell’Ingegnere ed i valori riportati nel piano regolatore generale del DM

16/3/1967 di seguito riportati.


Pagina5 di 40

Relazione tecnica

idraulica



3.3. Portate medie minime e di punta

Per il calcolo delle portate in tempo asciutto di origine civile si è considerata che non tutta l’acqua

fornita dalla rete acquedottistica rientra in rete fognaria per la presenza di:

- perdite della rete di distribuzione;

- sfiori dai serbatoi;

- usi senza recapito in fogna.

Anche se diversi studi in merito alla quantificazione di tali dispersioni [cfr. Bibliografia: Molino,

1984, Lamberti 1994] hanno evidenziato valori medi intorno ad 1/3 della dotazione idrica, per la

progettazione di nuovi collettori e per la verifica di un canale di bonifica è consigliabile mantenersi

attorno al 15 ÷ 20%.

Pertanto per il seguente progetto si è adottato un coefficiente di dispersione pari a 0,85.

Per la valutazione della portata di progetto è inoltre fondamentale considerare che le portate

nere presentino una variabilità temporale del tutto simile a quella dei consumi idrici.

Non avendo a disposizione alcun dato su tale andamento temporale, si è proceduto alla stima del

coefficiente di punta mensile Cm,di punta giornaliero Cg e del coefficiente di punta oraria Cp

attraverso valori e formule empiriche proposte dalla bibliografia tecnica.

Per quanto riguarda il coefficiente di punta giornaliero Cg, studi condotti da Molino [Molino e altri

1991] in alcune aree di piccola estensione (250 ÷ 350 abitanti) della città di Napoli hanno rilevato

coefficienti variabili tra 1,3 e 1,6; studi condotti da Lamberti in diverse città italiane [Lamberti

1994] hanno rilevato valori compresi tra 1,2 e 1,5; infine studi condotti da Arredi e Marchetti

hanno rilevato variazioni comprese tra i 1,25 e 1,45; ovviamente i valori più grandi sono relativi a

città di piccole dimensioni (<50000 abitanti) mentre i valori più piccoli sono relativi a città di

grande dimensione (>1000000 abitanti).

Si può considerare un coefficiente di punta mensile Cm pari a 1,5 giornaliera Cg pari a 1,4 sia per lo

stato attuale che futuro.

Per quanto riguarda la stima del coefficiente di punta orario Cp si sono adottate le seguenti

formule empiriche:

• Formula di Gifft [1945] : 6/1P

5Cp =


Pagina6 di 40

Relazione tecnica

idraulica



• Formula di Babbitt [1958] : 5/1P

5Cp =

• Formula di Harman [1918] : )P4(

141Cp

2/1++=

Valori consigliati dalla normativa tedesca ATV (si veda Tabella successiva)

POPOLAZIONE CP

< 5000 3

5000 ÷ 10000 2,4

10000 ÷ 50000 2

50000 ÷ 250000 1,7

> 250000 1,5

Tabella - Valori per il calcolo delle portate nere suggeriti dall’ATV

Pertanto, la portata media risulta pari a

86400

φ⋅⋅=

NdQmed

con d pari alla dotazione idrica (l/ab giorno), N numero di abitanti serviti e coefficiente Φ di

afflusso in rete.

Mentre la portata massima oraria vale

medp QCQ ⋅=max

con Cp coefficiente di punta

Nel caso in esame abbiamo il seguente prospetto:

Cp

civile

Koch

Cp

civile

Gifft

Cp

civile

Babbitt

Cp

civile

Harman

Cp

civile

ATV Cp

Cp

civile

medio

4,00 6,54 6,90 4,15 1,70 5,00 4,82

Tabella - Valori del coefficiente di punta oraria

Di seguito si riportano i principali risultati


Pagina7 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Dotaz

idrica

Abitanti

attuali

Abitanti

futuri

coeff.

afflusso Qn

Qmed

civile

fatturata

Cp

civile

medio

Qpunta

civile Cmin Qmin

civile Cmed

Qmed.

Mes

civile

G.max.cons.

Cp

5Qn

Mes

civile

punta oraria

l/ab d

l/s l/s

l/s

l/s

l/s

l/s

200 230 300 0,85 0,59 0,53 4,43 2,61 0,35 0,21 3,00 1,77 5 2,95


Pagina8 di 40

Relazione tecnica

idraulica



4. PORTATE MASSIME IN TEMPO DI PIOGGIA

4.1. Dati pluviometrici

Per quanto riguarda l’analisi dei dati pluviometrici elaborate è stata utilizzata la curva di

possibilità pluviometrica ricavata dal Dipartimento di Ingegneria civile e Ambientale UNI FI

nell'ambito dell'accordo di collaborazione tra Regione Toscana e Università di Firenze di cui alla

DGRT 1133/2012, che ha provveduto ad effettuare un aggiornamento dell'analisi di frequenza

regionale delle precipitazioni estreme fino all'anno 2012

Le curve di probabilità pluviometrica, funzione del tempo di ritorno, sono espresse nella

forma a due parametri, del tipo

dove è l’altezza di precipitazione in mm, t è la durata in ore e Tr è il tempo di ritorno in

anni.

Per il progetto si è fatto riferimento alla stazione di Firenze Genio civile

Di seguito si riporta la localizzazione ed i parametri utilizzati.


Pagina9 di 40

Relazione tecnica

idraulica



4.2. Rischio inefficienza o probabilità di fallanza

Ricordando che il tempo di ritorno T, associato ad un dato valore di una variabile casuale, è la

grandezza comunemente presa a riferimento come valore di progetto, per es., per valutare il

grado di protezione dagli allagamenti offerto da una certa rete di drenaggio e che tramite tale

espressione si indica il numero di anni in cui il superamento del valore assegnato avviene

mediamente una volta o, alternativamente, il numero di anni che in media separa il verificarsi di

due eventi di entità eguale o superiore alla soglia assegnata.

Infatti supponendo di suddividere la serie temporale (di durata infinita) in tanti intervalli di durata

T pari al tempo di ritorno; in ciascun intervallo la soglia prefissata può essere superata un numero

di volte variabile da zero (la soglia non viene mai superata durante l’intervallo) a T (la soglia viene

superata tutti gli anni). La definizione indica che, per un evento caratterizzato da un tempo di

ritorno pari a T, il numero medio di tali superamenti sarà pari ad uno.

Quando si deve valutare la probabilità di fallanza di un’opera, il concetto di tempo di ritorno viene

spesso sostituito da quello di rischio. Si definisce rischio associato ad una certa portata la

probabilità che la portata stessa sia superata almeno una volta in un numero prefissato di anni;

pertanto il rischio dipende dall’estensione del periodo considerato e dalla portata in esame,

ovvero dal suo tempo di ritorno. Se il dimensionamento dell’opera è stato condotto con

riferimento alla portata x(T) di T anni di tempo di ritorno, il rischio RN[x(T)], ovvero la probabilità

che, durante N anni di funzionamento, l’opera risulti insufficiente una o più volte, è esprimibile

come:

Sviluppando la seguente relazione si ottiene la seguente tabella e grafico che esprime la

probabilità di superamento o rischio di insufficienza.


Pagina10 di 40

Relazione tecnica

idraulica



T[anni] 2 5 10 20 50 100 200 500 1000

2 0,75 0,97 1 1 1 1 1 1 1

5 0,36 0,67 0,89 0,99 1 1 1 1 1

10 0,19 0,41 0,65 0,88 0,99 1 1 1 1

20 0,10 0,23 0,40 0,64 0,92 0,99 1 1 1

50 0,04 0,10 0,18 0,33 0,64 0,87 0,98 1 1

100 0,02 0,05 0,10 0,18 0,39 0,63 0,87 0,99 1

200 0,01 0,02 0,05 0,10 0,22 0,39 0,63 0,92 0,99

500 0,00 0,01 0,02 0,04 0,10 0,18 0,33 0,63 0,86

1000 0,00 0,00 0,01 0,02 0,05 0,10 0,18 0,39 0,63

N[anni]

Figura - Probabilità che durante N anni di funzionamento la portata marcata da T anni di tempo di ritorno,

venga superata una o più volte.

Rischio di insufficienza

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

anni

Tr 2

Tr 10

Tr 20

Tr 50

Tr 65

Tr 100

Figura - Probabilità che durante N anni di funzionamento la portata marcata da T anni di tempo di ritorno,

venga superata una o più volte.

Analizzando la tabella sovrastante, si osserva che , il rischio di insufficienza dell’opera in un

numero di anni pari al tempo di ritorno, RT[x(T)], al crescere di T, tende rapidamente al valore

asintotico 0.632, e ciò indica che la probabilità che un’opera diventi insufficiente in un arco di

tempo di durata uguale al tempo di ritorno di progetto è pari, per valori non troppo piccoli di

quest’ultimo, è pari al 63% circa.


Pagina11 di 40

Relazione tecnica

idraulica



4.3. Tempo di ritorno progettuale

La scelta del tempo di ritorno viene di solito fatta su considerazioni di carattere tecnico-

economico, ammettendo soventemente, che le fognature debbono avere una vita economica di

40-50 anni e che si possano accettare disfunzioni una o due volte durante il loro esercizio;

conseguentemente il tempo di ritorno di calcolo varia da 10-20 anni e solo nel caso di opere più

impegnative, quando l’insufficienza della rete può provocare la perdita di vite umane o danni

gravi alle cose, si considera un tempo di ritorno di 20-25 anni.

Il D.P.C.M 4 marzo 1996 che detta Disposizioni in materia di risorse idriche ha prescritto per le

fognature la seguente norma:

8.3.5. DRENAGGIO URBANO Ai fini del drenaggio delle acque meteoriche le reti di fognatura

bianca o mista debbono essere dimensionate e gestite in modo da garantire che fenomeni di

rigurgito non interessino il piano stradale o le immissioni di scarichi neri con frequenza

superiore ad una volta ogni cinque anni per ogni singola rete.

Ne consegue che il verificarsi di uno o più crisi di una rete di drenaggio durante il suo periodo di

funzionamento sia un evento alquanto probabile, quasi certo.

Di seguito si riportano i tempi di ritorno orientativi da assumere per alcune opere.

Inoltre nella realtà, la probabilità d’insufficienza di tutta la rete o il suo tempo di ritorno risulta

essere minore della corrispondente probabilità che una qualsiasi parte limitata della rete vada in


Pagina12 di 40

Relazione tecnica

idraulica



crisi, a seconda della distribuzione spaziale dei singoli eventi pluviometrici. Di solito si ammette

cautelativamente la coincidenza tra la probabilità d’inefficienza di tutta la rete e quello di una

singola zona.

La determinazione della portata massima in tempo di pioggia è effettuata considerando un

tempo di ritorno di 20 anni.

4.4. Tempo di corrivazione

Il tempo di corrivazione , vista la morfologia del territorio, è stimato approssimativamente come

segue:

tc= Lmax/ Vmed.+ α*60 (sec.) ; (α=8) ; Vmed=0,9 mt/sec

Lmax t corriv

m h

200 0,262


Pagina13 di 40

Relazione tecnica

idraulica



4.5. Coefficiente di afflusso

Per la determinazione della portata meteorica si è provveduto precedentemente alla

determinazione del coefficiente di afflusso in fognatura, che rappresenta il rapporto tra il volume

totale di deflusso di piena ed il volume totale di pioggia caduta nel bacino.

Per la sue determinazione si sono analizzate le tipologie di aree presenti in ogni bacini, utilizzando

il CTR della Regione Toscana e il SIT di Ingegnerie Toscane.

Di seguito si riportano i risultati.

Verde Urbano Tetti Strade

A φ = ,10 φ = ,60 φ = ,80 φ = ,70 Axφtot φ med

Ha ha ha ha ha ha

1,31 0,21 0,26 0,43 0,41 0,81 0,593

In oltre si sono utilizzate le formule di ragguaglio alle aree e all’intensità di pioggia di seguito

riportate, considerando come area la somma degli interi bacini.

Φrid= φ/A1/6

Φrid= φ1*hn/3

Si è considerato anche la formula che considera il coeff. di afflusso ridotto anche in funzione del

tempo di ritorno come suggerito dal Gruppo di Ricerca” Deflussi Urbani”:

Con media pesata dei coefficienti ψperm e ψimp rispettivamente delle aree permeabili e

impermeabili secondo l’espressione:

ψimed = ψperm (1-I) + ψimp* I

essendo I il grado di impermeabilizzazione del bacino (rapporto fra la superficie impermeabile e

quella totale del bacino).

I coefficienti ψperm e ψimp vanno assunti, in funzione del tempo di ritorno Tr di progetto, secondo

quanto riportato nella tabella seguente.


Pagina14 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Tabella - Contributi Al Deflusso Delle Aree Permeabili E Impermeabili Di Un Bacino Urbano Secondo Quanto

Suggerito Dal Gruppo Di Ricerca “Deflussi Urbani”

Considerando le formule sopra riportate si ha:

A tot fi med Im firid firid fi perm fi

imperm fi fi perm

fi

imperm fi

ha

su

area

su

pioggia Tr<2 Tr<2

AA VV

Tr<2 Tr>10 Tr>10

AA VV

Tr>10

1,31 0,593 0,73 0,563 0,54 0,1 0,6 0,465 0,2 0,8 0,638


Pagina15 di 40

Relazione tecnica

idraulica



4.6. Calcolo portata meteorica

Metodo italiano dell’Invaso lineare-Puppini – Desbordes

Il modello idrologico-idraulico adottato, per il calcolo della portata di pioggia necessaria

sia per il dimensionamento che per la verifica della condotta adottata, è il metodo dell’invaso

nella versione nota come metodo italiano dell’invaso lineare .

Il metodo ipotizza un funzionamento autonomo (ogni tratto di condotta non risente delle

condizioni idrauliche di valle) e sincrono (ogni tratto di condotta viene sollecitato

contemporaneamente dalla ‘propria’portata per assegnato tempo di ritorno) ed un deflusso

all’interno dei singoli collettori avvenga in condizioni di moto uniforme

Se si considera un’intensità di pioggia pari a i per l’intero bacino, allora la quantità d’acqua che

scorre superficialmente è data da

Q(t)= φ*i*A

dove con φ s’indica il coefficiente di deflusso, funzione varie tipologie urbane.

Allora l’equazione di continuità si può scrivere:

efflQAidt

dV−= **ϕ

dove con V si indica il volume invasato, ovvero il volume d’acqua che scorre sopra la superficie,

mentre con Qeffl si indica la portata effluente.

Alla precedente relazione si può accoppiare un’equazione di moto uniforme, scritta nella generica

forma

Q=α ω β

dove con ω si indica l’area della sezione bagnata nel tratto terminale.

Se aggiungiamo l’ipotesi semplificative di sincronismo(cioè la rete si riempie nei punti in maniera

contemporanee) e di invaso lineare (cioè la velocità è indipendente dal livello idrico) si può

scrivere:

-V =μ* ω, con μ coefficiente di proporzionalità;

-α =1 per sezioni chiuse.

Pertanto la relazione di moto diviene Q= β ω= β V/ μ


Pagina16 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Se si pone k= β / μ, si ottiene che il rapporto tra il volume totale invasato e la portata massima

convogliata è dato da k, costante d’invaso lineare,cioè in termini matematici:

V

QK =

Sostituendo quest’espressione nell’equazione di continuità, si ottiene un’equazione differenziale

lineare nell’incognita v, cioè:

efflqAidt

dqK −= **ϕ

Supposta che l’intensità di pioggia, i, resti costante per un tempo finito tp, ovvero che la

precedente equazione resti valida per un intervallo di tempo pari al tempo tp, si hanno le seguenti

condizioni a contorno:

• se t>tp, si haefflq

dt

dqK −=

.

• se t=0, si ha q=0, in pratica è come se la portata prima dell’evento fosse trascurabile.

Se si integra la precedente equazione differenziale, si ottiene

Q(t)=φ A i (1-e-t/K ) con 0<t<tp

allora per t=tp Qmax=φ A i (1-e-tp/K ).

Ricordando che l’altezza di pioggia è legata alla durata di pioggia da una relazione del tipo

h=a hn

se h =tp tempo di pioggia, allora l’intensità di pioggia è data

i=athn-1

e la portata al colmo di piena è dato da quest’espressione

Qmax(tp)=φ ∙ A ∙ a ∙ dn-1 ∙ (1-e-tp/K )

Il valore di tp che rende massima la portata corrisponde all’evento pluviometrico critico e

lo si ottiene eguagliando a zero la dQ/dt.

Posto τ = K

t p


Pagina17 di 40

Relazione tecnica

idraulica



si ottiene la seguente espressione

(n-1) ∙ τn-2 ∙ (1-e- τ )+ τe- τ =0

che noto n ci fornisce τ e di conseguenza tp il quale, sostituito nell’espressione della portata, ci

fornisce Qmax

Osservando che τn-1(1-e-τ) al variare di n, resta quasi costante e pari a 0,65.

Allora, in definitiva, la portata è data dalla seguente espressione

Qmax=0.65 ∙ φ ∙ A ∙ a ∙Kn-1

Trascurando gli effetti di rigurgito e quelli relativi ad un comportamento asincrono nel

riempimento dei vari tronchi della rete, si giunge all’espressione del coefficiente udometrico

secondo il metodo diretto dell’invaso:

)11

(

1

max

0

0)'(

−

⋅Φ⋅==

n

n

c

w

aC

A

Qu

[l/secxha] (1)

dove:

• uc è il coefficiente udometrico espresso in l/(s ⋅ ha);

• C può essere considerato pari a 2168 ⋅ n0;

• n0 è posto cautelativamente, secondo l’espressione di Fantoli uguale a 4/3 n’ per tener

conto della variabilità di φ con la durata della pioggia;

• n’ è posto pari a 0.000175 A/100+n secondo Puppini;

• a’ è posto pari a(1-0.052A/100+0.002(A/100)2) secondo Poggi;

• w è l’invaso specifico espresso in metri. A

WWw 10 +

= in cui

-W0 = volume d’invaso costituito dai volumi invasati nei piccoli fognoli, nelle camerette

d’ispezione, nelle diramazioni secondarie, negli allacciamenti, etc e dal “velo idrico ” cioè

l’insieme dei volumi diffusi superficiali (pozzetti delle caditoie, lama d’acqua superficiale,

pozzanghere, ristagni, etc). [mc] Per il calcolo del volume W0 si è stimato un volume

specifico superficiale di 30-40 mc/ha. Il valore di W0 per ciascun scolmatore si è calcolato

così moltiplicando il valore unitario di 40 mc/ha per la superficie del bacino sotteso.

-W1 = volume invasato nei collettori principali a monte della sezione in esame [mc]


Pagina18 di 40

Relazione tecnica

idraulica



-A = superficie del bacino sotteso [mq].

Ne consegue che la portata massima di pioggia per il tempo di ritorno di progetto, in una certa

sezione del bacino, è data dall’espressione:

� Qmax = u x A [l/sec] (2)

dove A [ha] è la superficie dell’area scolante sottesa sino a quella sezione.

Stimati i valori di W0 e W1 si calcola w e poi u tramite l’espressione (1) e Q con l’espressione (2).

Per il calcolo del volume wc si è utilizzata l’espressione di Iannelli per bacini ad elevata

pendenza di seguito riportata considerato il volume invasato nei collettori a monte della sezione

esaminata, considerando diametri e lunghezze di progetto/ l'espressione di Iannelli

wc=ws * 0,27 *S0,227

con S in ha:

Tale valore è stato confrontato anche con il volume invasato ipotizzato dalla rete sulla base del

rilievo della stessa e fissato un riempimento medio pari al 40% e i pozzetti di ispezione previsti.

Di seguito si riporta il confronto tra i due metodi di determinazione del volume invaso e il volume

di invaso considerato nei calcoli. ( Wo prog).

A tot Wo W0 W0 u

Iannelli sit progr.

fi

med frid frid Im

fi

perm

fi

imperm fi puppini

ha mc mc mc su

area

su

pioggia ha

AA

VV l/s ha

1,31 57 47 60 0,593 0,563 0,54 0,73 0,2 0,8 0,638 149,82

Formula di Desbordes

La consapevolezza che il modello dell’invaso lineare è un modello di tipo concettuale molto

semplificato rispetto alla complessità dei fenomeni che deve riprodurre, e che quindi i suoi

parametri assumono un significato fisico labile e richiedono una taratura su base sperimentale, ha

portato alcuni Autori a suggerire il calcolo di u in funzione della costante di invaso K alla quale è

esplicitamente attribuito il significato di parametro di taratura del modello.


Pagina19 di 40

Relazione tecnica

idraulica



nella quale

- a è espressa in metri

- K in secondi.

Per la stima della costante di invaso K sono proposte in letteratura alcune espressioni ottenute

dall’analisi di eventi sperimentali misurati in diversi bacini urbani.

Fra queste, si ricordano la formula di Desbordes:

nella quale:

- K è la costante di invaso [minuti];

- A è l’area del bacino [ha];

- I è il rapporto tra l’area impermeabile e l’area totale del bacino;

- S è la pendenza media del collettore principale [%]

Utilizzando la formula di Desbordes ed il fi del centro Deflusso si ha

u

fi S K Desbordes

AA

VV MIN l/s ha

0,638 0,5% 39,42 70,31


Pagina20 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Metodo De Martino

Questo metodo è stato proposto da De Martino sulla base dei risultati ottenuti per il

dimensionamento con il metodo dell’invaso di una serie di reti di fognatura con bacini inferiori a

30 ettari caratterizzate da differenti valori di pioggia, coefficiente di deflusso, pendenza media dei

condotti e volume dei piccoli invasi. De Martino ha proposto per il coefficiente udometrico critico

la seguente espressione:

dove:

− ϕϕϕϕr1: coefficiente di deflusso orario ragguagliato rispetto all’area del bacino [-];

− j15: intensità media di pioggia corrispondente alla durata di 15’ [mm/h] per un

tempo di ritorno di 25 anni;

− Cr: coefficiente di ritardo, in funzione di j15, Sr1 (superficie del bacino), ϕ, J

(pendenza media della rete) e w (invaso specifico nei piccoli spechi e nel velo

idrico superficiale). Il coefficiente di ritardo Cr è stato tabulato da De Martino in

funzione dei citati parametri;

Questo criterio può essere applicato per pendenze medie della rete comprese tra 0.005 e 0.05

[m/m].

Nel caso in oggetto si è assunto un volume di invaso specifico pari a 40 m3/ha. e pendenza media

della rete 0,5% ed un intensità di pioggia con Tr 25 della durata di 15 min pari a a 129,89mm/h;

ottenendo:

A tot fi

med Cr

u

De

martino

ha l/s ha

1,31 0,593 0,62 132,57

Riepilogando abbiamo ottenuto i seguenti risultati, con Q med è la portata meteorica attesa con Tr 20

anni:


Pagina21 di 40

Relazione tecnica

idraulica



A tot u u u Qmet Qmet Qmet Qmet

Puppini Desbordes

De

Martino Puppini Desbordes

De

Martino media

ha l/s ha l/s ha l/s ha mc/s mc/s mc/s mc/s

1,31 149,82 70,31 132,57 0,20 0,1 0,18 0,16


Pagina22 di 40

Relazione tecnica

idraulica



5. PORTATE ACQUE PRIMA PIOGGIA

5.1. Portate in tempo di pioggia e curve relative possibilità climatica

con 5gg tempo secco antecedente.

Si svolge una valutazione della portata delle prime acque di lavaggio da inviare a depurazione per

evitare scarico in corso superficiale per acque di prima pioggia che oltre a dilavare le superfici

possono rimuovere sedimenti posti nelle condotte fognarie. L’accumulo delle sostanze inquinanti

sul bacino ed in fognatura dipende essenzialmente dalla durata del tempo secco antecedente

l’evento meteorico.

Il dilavamento della superficie durante gli eventi di pioggia e quindi l’ingresso in fognatura

dipende dalla intensità di pioggia e dalla sua durata oltre che dalle caratteristiche del suolo e dalla

conseguente sua impermeabilità.

Con la simulazione dei solidi sospesi, formazione e trasporto nella rete, si può valutare

l’andamento delle varie forme di inquinamento (BOD,COD, nitrati, etc.) essendo queste ultime

correlate alle concentrazioni di solidi sospesi in transito nella fognatura.

Le acque di prima pioggia risultano infatti avere un elevato livello di inquinamento al pari di quelle

di tempo secco. Oltre a dilavare la superficie stradale, nei condotti unitari , le acque di prima

pioggia rimettono in sospensione i depositi formatisi in fognatura aggiungendo al loro

inquinamento intrinseco notevoli quantità colloidali.

La valutazione di qualità delle acque di prima pioggia può essere affrontata con sofisticati modelli

matematici, che tuttavia andrebbero tarati con misure in campo di qualità acqua durante l’evento

pluviometrico.

Si è svolta analisi statistica delle piogge prendendo in esame eventi di pioggia che si sono verificati

dopo un tempo secco antecedente di 5 giorni. Periodo necessario a far depositare sulla superficie

stradale una portata massica considerevole che verrebbe poi rimossa dall’evento pluviometrico.

Considerato che i tempi di corrivazione dei bacini fognari risultano inferiori all’ora si prendono in

esame le curve pluviometriche relative a tempo di pioggia inferiori all’ora. Ai fini di valutare il

carico inquinante che per lavaggio delle superfici pavimentate perviene in fognatura si debbono

esaminare eventi pluviometrici con antecedente tempo secco di almeno 5 giorni.

Le altezze di pioggia relative sono ricavate con analisi statistica elaborata con metodo Gibrat.


Pagina23 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Con Gibrat:

2

funzione di frequenza y= a/h e –(a log h)

la probabilità di un valore minore od uguale ad h con sostituzione z= a logh, risulta:

z - z 2

φ (z)= ∫-∞ e dz; Per determinare φ (z) si deve determinare a ed a questo scopo si

sono riportati i valori statistici di z in funzione di log h in grafico, ottenendo per

interpolazione la retta z= -1,26+ 1,857 log h

Pioggia con antecedente tempo secco di 5 giorni

frequenza fi(z) z h (mm); t=24h

10 volte /anno 0,554323725 0,09660700 5,38

5 volte /anno 0,722838137 0,41808510 8,01

2 volte /anno 0,889135255 0,86384610 13,92

Tr=1 anno 0,944567627 1,12750000 19,3

Tr=2 anni 0,972283814 1,35444400 25,58

Tr=5 anni 0,988913525 1,61750000 35,44

Tr=10 anni 0,994456763 1,80000000 44,44

Tr=20 anni 0,997228381 1,96000000 54,2

Per TR= 1 anno e TR= 2 anni le altezza di pioggia per piogge intense di durata 24 risultano

rispettivamente per TR=1 anno h=26,06 mm, mentre per Tr=2anni h=56,39mm, e le curve

pluviometriche per tp≤1 ora risultano per Tr=1 anno h=13,80 t 0,20 e per Tr=2 anni h=26,30 t

0,28, come di seguito mostrato:

Le curve di possibilità pluviometrica risultano le seguenti:

h=a t^n

Tr tp< 1 ora tp> 1 ora

1 anno h=13,80 t^0,20 h=13,80 t^0,25

2 anni h=26,30 t^0,38 h=26,30 t^0,24

5 anni h=36,50 t^0,45 h=36,50 t^0,24

10 anni h=44,60 t^0,46 h=44,60 t^0,24

20 anni h=53,50 t^0,51 h=53,50 t^0,24

50 anni h=63,20 t^0,53 h=63,20 t^0,23

Le piogge giornaliere con tempo secco di almeno 5 giorni risultano dall’analisi statistica con

metodo Gibrat per Tr=1 anno h=19,30mm e per Tr= 2 anni h=25,58mm, per correlazione a piogge

intense risultano:

curve pluviometriche con almeno 5 giorni di tempo secco antecedente:


Pagina24 di 40

Relazione tecnica

idraulica



frequenza h24 (mm) h=a t ^n (tp inf. ad 1 ora)

10 volte anno 5,38 H=2,85 t ^0,20

5 volte anno 8,01 H=4,25 t ^0,20

2 volte anno 13,92 H=7,40 t ^0,20

Tr=1anno 19,3 H=10,2 t ^0,20

Tr=2 anni 25,58 H=11,9 t ^0,28

Si prende in esame evento a TR=0,5 anni con altezza di pioggia 7,1mm che corrisponde, come di

seguito evidenziato, a intensità di circa 20mm/h (come definito in all’art.2 Legge Regionale Tosc.

20/2006 LRT che prevede di raccogliere anche la prima pioggia fino a intensità di 5mm in 15

minuti pari a i=20mm/h)

La legge che descrive l’accumulo delle sostanze solide sul singolo bacino è stata assunta di tipo

lineare fino al raggiungimento del valore di soglia massimo. Accumulo limite stimabile, senza

pulizia strade, in circa 160-170 Kg/ha dopo 432 ore di tempo secco.

Il modello di tipo lineare ipotizza che la massa accumulata sia proporzionale alla durata di tempo

secco attraverso un coefficiente di accumulo:

Ma= Accu ⋅ dts;

• Accu: tasso di accumulo dei solidi (Kg/ha/giorno) variabile da 10-25 kg/ha g per zone

residenziali altamente abitate a 5-6 Kg/ha/g per zone residenziali scarsamente

abitate.

Si deve considerare poi la pulizia delle strade che determina l’asportazione di una frazione degli

inquinanti accumulati. L’efficienza è valutata nel 30%.

Il tasso di accumulo Accu viene assunto per zone nei centri storici densamente popolati Accu=

10Kg/ha/g, mentre per gli altri bacini di periferia Accu=8Kg/ha/g.

Corrispondenti in 120 ore ( 5 giorni ) rispettivamente a 50 kg/ha e 40Kg/ha. Considerando il

lavaggio strade una volta ogni 5giorni mediamente, e quindi ogni 120 ore, con riduzione 30% si ha

Accu=40Kg/ha per centri densamente popolati e Accu=32/kg/ha per altri bacini di periferia.

Anche se si potrebbe ridurre il valore limite della portata al colmo da avviare all’impianto di

depurazione considerate le incertezze delle ipotesi assunte, con criteri prudenziali, si impone di

non sfiorare la portata al colmo determinata per Tr=0,5 anni. Per Tr= 0,5 anni si assume una


Pagina25 di 40

Relazione tecnica

idraulica



frequenza relativa cumulata pari a 0,95, che corrisponde ad ipotizzare che mediamente solamente

2 volte l’anno vengano sfiorate nel corpo idrico ricevente code di pioggia con valori ai limiti di

legge. Come curva di probabilità climatica che venga superata 2 volte l’anno si assume per analisi

statistica sopra sviluppata h=7,40 t 0,20.

Quindi si considera di far defluire al depuratore portate di pioggia al colmo solamente per Tr=0,5

anni con 5 giorni di tempo secco antecedente, limitando gli sfiori, e vengono dimensionati

conseguentemente gli impianti di per tali portate.

Il carico inquinante può essere stimato, per gli eventi pluviometrici, con utilizzo di equazioni di

regressione lineare elaborate con studi di bacini fognari Francesi:

MTSS=0,77* Qmax – 70;

MTSS=1,42* Qmax-0,69*V-58,8;

MCOD=0,6*Qm+15 DTs+0,37 DR-37,4;

MBOD5=4,5 H+3,7 DTS-4,3;

concentrazioni:

CTSS=3,42 IM+22,90 DTS+68,2

CCOD=2300 DP –0,563

CCOD=3,11 IM+8,25 DTS+3,6

M massa in Kg

C conc mg/lt

QM portata max mc/sec

V volume defluito (mc)

DTS è il tempo secco antecedente (d)

DR è la durata della pioggia (h)

DP è la durata della pioggia (h)

H è la altezza di pioggia (mm)

IM è la intensità massima di pioggia su 5 min (mm/h)

Potrà essere effettuata una verifica con applicazione delle formule di regressione con valutazione

CTSSmg/lt solidi sospesi, CCODmg/lt a diversi valori di Intensità di pioggia.

Non si dispone attualmente di misure sperimentali di qualità in tempo di pioggia e quindi si deve

fare riferimento a dati riportati in bibliografia. (ved. Sistemi di fognatura-manuale di

progettazione-Hoepli-99-Centro Studi Deflussi Urbani).


Pagina26 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Nel grafico sotto riportato è rappresentata la portata massica massima specifica ed il prodotto tra

intensità netta su 5 minuti e tempo secco equivalente valutata per centri ad elevata densità

Inoltre il grafico sotto riportato rappresenta la curva di frequenza relativa cumulata per la portata

massica massima per bacini urbani ad elevata densità.

Per Tr= 0,5 anni si assume una frequenza relativa cumulata pari a 0,95, che corrisponde ad

ipotizzare che mediamente 2 volte l’anno vengano inviate al corpo idrico ricevente code di pioggia

che per bacini di aree non a densità elevata come quelli in esame, con valori di Accu stimabili in 5-

6Kg/ha, e che quindi rientrano nei limiti di legge per lo scarico del supero .

Come curva di probabilità climatica che venga superata 2 volte l’anno si assume per l’analisi

statistica sopra sviluppata h=7,40 t 0,20

.

solidi sospesi-frequenza relativa cumulata di Pmax

con pulizia strade

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

0 4 7

13,5 20

27

31

40,5 54

pm max sp (g/s/ha)

fre

qu

en

za (

Pm

max s

p)

portata massica specifica e prodotto Inetta su 5 min.

e tempo secco equivalente

0

5000

10000

15000

20000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

portata massica specifica (g/sec/ha)

I m

ax*

Ts

ec.e

q(m

m)


Pagina27 di 40

Relazione tecnica

idraulica



5.2. Stima delle portate da derivare per ogni bacino a Tr= 0,5anni

Per il calcolo delle portate di prima pioggia si sono utilizzi sia il metodo italiano o metodo

dell’invaso semplificato ed il metodo razionale con ritardo (Burki):

• Metodo dell’invaso

A tot

n0 a' n' vc vs vtot U Q Qp/Qn

fi med frid2 firid fi perm fi imperm fi

su area

ha

su area su pioggia ha

AA VV

mc/ha mc/ha mc/ha l/sha l/s

1,31 0,593 0,563 0,44 0,1 0,6 0,468 0,267 7,192 0,200 11,58 40 51,578 1,49 2,02 5,14

• Metodo Razionale (Burki)

A tot

U Q Qp/Qn

fi 1 fi 2 fi 3 fi 4

ha

l/sha l/s

1,31 0,465 0,95 0,8 0,9 6,68 9,07 23,05

Ovvero una portata media di 5,55 l/s.


Pagina28 di 40

Relazione tecnica

idraulica



6. PORTATE DERIVATE

L’impianto di sollevamento fognario esistente, situato sull’argine del Torrente Terzolle, ha

dimensioni interne 2,80x1,05 metri per una profondità di 2 metri. Sono installate due pompe Flygt

3045.230 da 1,2 kW di capacità 6 l/s. Ci proponiamo di tenere in considerazione questo valore di

portata per la progettazione del nuovo sollevamento.

Si dimensiona quindi per portate Q=qn+Qpioggia˃5qnmed; come risulta da tabella soeo riportata.

abitanti A tot Qn Qpunta Qmin

Qmed

.

Mes

5Qn

Mes Qapp

Qn+Qap

p Qderiv

Qder/Q

n U derivato

futuri ha l/s l/s l/s l/s l/s l/s l/s l/s - l/s ha

300 1,31 0,59 2,61 0,21 1,77 2,95 5,55 5,94 6 15,25 4,42

Come si può osservare dalla tabella precedente la portata derivabile è analoga alla capacità delle

pompe installate nella stazione di sollevamento.


Pagina29 di 40

Relazione tecnica

idraulica



7. DIMENSIONAMENTO CONDOTTE E DERIVATORI

Considerando i valori udometrici ricavati è stata dimensionata la tubazione che porta al pozzetto

di sollevamento.

Di seguito riportano i risultati.

Per la fogna dal pozzetto derivatore al sollevamento si prevede di realizzare una fognatura nera in

De 200 SN 8 con pendenza 0,5%.

La condotta in arrivo OVI 80/120 cm ha una capacità massima di circa 1,373 mc/s, come è

possibile evidenziare nella tabella successiva.


Pagina30 di 40

Relazione tecnica

idraulica



SEZIONE OVOIDALE STANDARD

SEZIONE Ovoidale 80 x 120 Cls H/D 1,5

Pendenza i m/m 0,500% 0,005 m/m

k= 70

Q 0,006 mc/s Portata DERIVATA 0,16 mc/s Portata Tr20

H 1,2 m Altezza sezione 1,2 m Altezza sezione

B 0,8 m Larghezza 0,8 m Larghezza

Raggio= 0,4 m 0,4 m

Qv 1,373 mc/s Portata a sezione piena 1,373 mc/s Portata a sezione piena

Q/Qv 0,004 Portata relativa 0,117 Portata relativa

yn 5% Grado di riempimento 25% Grado di riempimento

hn 0,058 m Altezza di moto uniforme 0,301 m Altezza di moto uniforme

An/r2 0,065 0,755

An 0,010 mq Area della sezione 0,121 mq Area della sezione

Vn 0,576 m/s Velocità moto uniforme 1,325 m/s Velocità moto uniforme

En 0,074 m Energia specifica 0,390 m Energia specifica

Dalla precedente tabella è possibile notare che la quota di arrivo nella tubazione per Q=6 l/s è

+5,8cm rispetto allo scorrimento.

Si prevede di realizzare una soglia di sfioro posata a +8cm rispetto al fondo 59,55 mslm, ovvero

59,63 mslm, a cui corrisponde nella tubazione di arrivo una portata di 12 l/s, come da calcoli di

seguito riportati. La portata di inizio sfioro risulta superiore alla portata 5qn paria 2,95 l/s.


Pagina31 di 40

Relazione tecnica

idraulica



SEZIONE OVOIDALE STANDARD

SEZIONE Ovoidale 80 x 120 Cls H/D 1,5

Pendenza i m/m 0,500% 0,005 m/m

k= 70

Q 0,012 mc/s Portata DERIVATA 0,16 mc/s Portata Tr20

H 1,2 m Altezza sezione 1,2 m Altezza sezione

B 0,8 m Larghezza 0,8 m Larghezza

Raggio= 0,4 m 0,4 m

Qv 1,373 mc/s Portata a sezione piena 1,373 mc/s Portata a sezione piena

Q/Qv 0,009 Portata relativa 0,117 Portata relativa

yn 7% Grado di riempimento 25% Grado di riempimento

hn 0,081 m Altezza di moto uniforme 0,301 m Altezza di moto uniforme

An/r2 0,109 0,755

An 0,017 mq Area della sezione 0,121 mq Area della sezione

Vn 0,687 m/s Velocità moto uniforme 1,325 m/s Velocità moto uniforme

En 0,105 m Energia specifica 0,390 m Energia specifica


Pagina32 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Ipotizzando un comportamento in parete sottile, per la portata Q=0,16 mc/s corrispondente un

tempo di ritorno pari a 20 anni, abbiamo un battente di 18 cm sopra soglia.

PARETE sottile

mu 0,41

L m 1,2 larghezza soglia

h cm 18 ALTEZZA SOPRA SOGLIA

Q mc/s 0,16 Portata

Per la scala di deflusso della condotta De 200 SN8 con pendenza 0,5 % alla portata di 12 l/, risulta

una grado massimo di riempimento, pari a 47% con una velocità di 0.96 m/s. Tale velocità si

riduce a 0,65 m/s alla portata di 2,95 l/s, corrispondete alla portata di sola nera nei periodi di

punta.

Il sollevamento è dotato di una tubazione di troppo pieno De200 SN8 PVC con pendenza al 2,5%

collegato con il pozzetto derivatore a valle della soglia.

La condotta sulla quale si realizza il pozzetto derivatore resta collegata allo scolmatore esistente

che scarica nel torrente Terzolle. In prossimità dello scarico si prevede di installare doppio clapet

per evitare l’allagamento dell’area da parte del T.Terzolle.

La conformazione della fognatura esistente e delle strade portano a realizzare il pozzetto

derivatore nella fascia di rispetto del torrente Terzolle. Sia il pozzetto derivatore che il

sollevamento sono stati progettato considerando la quota del Terzolle a piano di campagna

ovvero 62mslm.

Preme precisare che la quota di scavo del pozzetto derivatore è 59,25 mslm mentre il torrente

Terzolle è a circa 58 mlsm; la tubazione di scarico in corrispondenza dello scolmatore è a quota

59,52 mlsm e la soglia di sfioro del secondo clapet a 60,07 mlsm.

La soglia dello scolmatore esistente di 55 cm, corrispondenti alla differenza tra 59,52 e 60,07,

corrisponde ad una portata nella tubazione ovoidale 80/120 di 500 l/s. Tale portata è assai

eccezionale. Per evitare il ristagno nel pozzetto e per garantire una sicurezza idraulica nei

confronti delle piene del torrente Terzolle si prevede di installare un clapet in poliestere 315N

come di seguito riportato.


Pagina33 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Considerando la soglia di 55cm e la presenza del clapet, lo sfioro avviene tramite stramazzo ad

una portata di 120l/s come di seguito riportato.


Pagina34 di 40

Relazione tecnica

idraulica



L’installazione del secondo clapet, alla quota superiore di 60,07, è per evitare che il Torrente

Terzolle tracimi all’interno della fognatura e da essa allaghi l’area circostante. Si prevede di

installare un clapet in acciaio rettangolare di dimensioni 800x1000 mm, come di seguito riportato.


Pagina35 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Per una maggiore sicurezza si prevede di installare sistemi di copertura/ chiusini del derivatore e

del sollevamento a tenuta idraulica.


Pagina36 di 40

Relazione tecnica

idraulica



8. DIMENSIONAMENTO IMPIANTO DI SOLLEVAMENTO

8.1. Sollevamento

Data la necessità di realizzare un manufatto di facile installazione e la portata ridotta di tale

sollevamento, si utilizzerà una stazione inintasabile prefabbricata in vetroresina con fondo

speciale auto accumulo di sedimenti (Top Station Flygt o similari), in maniera tale da semplificare

la costruzione, il montaggio in strada e ridurre i tempi e costi d’installazione. Tali stazioni sono

studiate per consentire l’autopulizia: la geometria della base è idraulicamente ottimizzata per

incrementare la turbolenza durante il pompaggio in modo da provocare la risospensione dei solidi

sedimentati perché possano essere pompati. Le stazioni sono realizzate in poliestere rinforzato

con fibra di vetro (GRP), un materiale robusto e leggero dotato di eccezionali proprietà di

resistenza alla corrosione che garantisce una lunga vita di servizio.

Nell’impianto di sollevamento fognario esistente sono installate due pompe Flygt 3045.230 da 1,2

kW di capacità 6 l/s. La nuova stazione sarà quindi 9933atta all’installazione di 2 elettropompe

sommergibili in parallelo tipo Flygt DP 3068.180 MT 472 o similari, con potenza nominale di 1,5

kW che verranno installate nel locale esistente, complete di tubazioni ed accessori. Ciascuna

pompa consente di convogliare 6 l/s.

L’accesso e la manutenzione all’impianto avverranno tramite una scala in acciaio laminato

prefabbricata da Via Caccini.

Considerando la formula di Formula di Chezy con coefficiente scabrezza di Gauckler-Strickler pari

a 105 m(1/3

)s-1

, abbiamo:

Q F V Ltot Ztot Δh acc Δh

dist H iniz. H finale

Δh

geod

H

prevalen

za pompa

modello

pompa

Q

ottenu

ta

H

ottenu

ta

Potenza

Nomina

le

l/s mm m/s m

m m msm msm m m l/s KW

6 90 0,94 24 4,8 0,22 0,31 58,80 63,30 4,50 5

DP

3068.180

MT 472

6,79 4,92 1,5

Di seguito si riportano le principali caratteristiche delle macchine.


Pagina37 di 40

Relazione tecnica

idraulica




Pagina38 di 40

Relazione tecnica

idraulica




Pagina39 di 40

Relazione tecnica

idraulica



9. VERIFICA ALLO STATO LIMITE DEL SOLLEVAMENTO E DEL DERIVATORE

Data la vicinanza del torrente Terzolle e la possibilità di allagamento dell’area, per evitare il

pericolo di sollevamento della stazione di sollevamento, si dovrà utilizzare un sistema di

ancoraggio che preveda la realizzazione di una base di cemento sul fondo del pozzo, alla quale

ancorare la top-station in vetroresina. Tale base dovrà avere delle dimensioni tali da garantire la

resistenza nei confronti del sollevamento grazie anche al peso del materiale di riempimento che

sarà fornito e posto in opera secondo le specifiche tecniche fornite dal produttore della stazione

stessa. Di seguito si riportano delle immagini esemplificative del sistema di ancoraggio e del

riempimento da adottare:

Particolare ancoraggio top-station


Pagina40 di 40

Relazione tecnica

idraulica



Per completezza di calcolo si effettua anche la verifica a sollevamento del derivatore dal

momento che questo è collocato vicino all’argine del torrente Terzolle e al muro che sostiene via

Caccini. La verifica viene condotta nei confronti dello Stato Limite di Sollevamento (UPL – NTC

2008) considerando cautelativamente, la condizione di falda max e derivatore a “vasca vuota”.

Secondo Normativa si applicano i seguenti coeff. parziali sulle azioni in gioco:

Volume vasca 3.16 mc

n° lungh. spess. altezza/largh. volume

platea 1 1.50 0.40 1.50 0.9 mc

pareti lunghe 2 1.50 0.15 2.24 1.008 mc

pareti corte 2 1.20 0.15 2.24 0.8064 mc

soletta 1 1.50 0.20 1.50 0.45 mc

paretine interne 0 2.50 0.15 0.80 0.000 mc

Peso vasca 79.11 KN azione permanente favorevole

γcls 25 KN/mc peso specifico cemento armato

Volume immerso 6.41 mc

n° lungh. spess. altezza/largh. volume

platea 1 1.50 0.40 1.50 0.9 mc

pareti 1 1.50 2.45 1.50 5.5125 mc

Sottospinta idraulica 64.13 KN azione permanente sfavorevole

γw 10 KN/mc peso specifico acqua

AZIONI DI PROGETTO

Ginst,d = U * γg1 70.54 KN valore di progetto azione permanente instabillizzante

Qinst,d 0.00 KN valore di progetto azione variabile instabilizzante

Gstb,d = Pcls * γg1 71.20 KN valore di progetto azione permanente stabilizzante

Rd 0.00 KN valore di progetto della resistenza

VERIFICA ok


Pagina41 di 40

Relazione tecnica

idraulica



10. INTERVENTI PREVISTI

In particolare le fasi progettuali si articoleranno come segue:

� Intercettazione fognatura esistente di via Caccini in prossimità dello sfioro ;

� Realizzazione derivatore in Via dei Caccini previo bypass;

� Posa in opera della stazione di sollevamento prefabbricata, della tubazione in

pressione De90 e dei collegamenti elettrici;

� Posa tubazione in PVC De200SN8 dal derivatore al sollevamento e del troppo

pieno;

� Realizzazione soglia e attivazione derivatore;

� Dismissione sollevamento esistente e realizzazione scala definitiva.

Documents

COMUNE DI FIRENZE SPOSTAMENTO IMPIANTO DI … · 50000 ÷ 250000 1,7 ... Le curve di probabilità pluviometrica, funzione del tempo di ritorno, sono espresse nella forma a due parametri,