comune di firenze spostamento impianto di … · 50000 ÷ 250000 1,7 ... le curve di probabilità...
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COMUNE DI FIRENZE
SPOSTAMENTO IMPIANTO DI SOLLEVAMENTO
VIA GIULIO CACCINI
R.4RELAZIONE TECNICA IDRAULICA
Spostamento impianto di sollevamento in Via Giulio Caccini
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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
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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.
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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.
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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 =
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• 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
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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
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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.
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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.
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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.
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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
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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
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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.
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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
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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
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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
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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]
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-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.
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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
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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:
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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
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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.
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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:
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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
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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).
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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)
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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.
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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.
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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.
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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.
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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
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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.
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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.
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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.
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Per una maggiore sicurezza si prevede di installare sistemi di copertura/ chiusini del derivatore e
del sollevamento a tenuta idraulica.
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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.
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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
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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
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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.