Relazione Idraulico-Marittima

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2 Relazione Idraulico-Marittima INDICE 1) Premesse 2) Generalità sullo studio 3) Inquadramento geografico e individuazione dei settori di traversia 4) Fetch geografici ed efficaci 5) Fonti di dati meteo marini a disposizione 6) Clima anemologico 7) Clima del moto ondoso al largo 8) Determinazione dell onda di progetto 9) Rifrazione del moto ondoso sottocosta 10) Studio dell agitazione residua all inteno del bacino portuale 11) Dimensionamento delle opere foranee 12) Risposta idraulica del molo foraneo 13) Regime della dinamica litoranea locale 14) Agibilità interna portuale 15) Agibilità dell imboccatura 16) Qualità interna delle acque 17) Pontili di ormeggio 18) Acquedotto 19) Acque reflue Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 1 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

3 REVISIONE aprile 2009 Ottemperanza VIA 1) Premesse La presente relazione Idraulico-marittima è stata redatta in conformità al D. Min. Trasp. Navig. 14 Aprile 1998 (G.U n. 98) Requisiti per la redazione dei progetti da allegare alle istanze di concessione demaniale marittima per la realizzazione di strutture dedicate alla nautica da diporto per quanto attiene il Progetto Definitivo previsto dal D.P.R. n 509/97 altrimenti noto come Decreto Burlando con riferimento al Progetto Preliminare ammesso con deliberazione della Giunta Regionale n. 512 del 09/05/2003 alla successiva fase del procedimento di progettazione definitiva così come segnalato con nota del Comune di Ventimiglia in data 24 giugno 2004 n. 3687/USPR. Il progetto definitivo nella presente revisione oltre ad aver introdotto e recepito tutte le indicazioni emerse in fase di esame del progetto preliminare e gli adeguamenti richiesti, che avevano determinato alcune variazioni rispetto al medesimo progetto, senza peraltro stravolgerne sostanzialmente la forma e i contenuti essenziali, ha anche recepito ed inserito le osservazioni emerse in itinere in sede di Valutazione di Impatto Ambientale, ottemperando alle prescrizioni finali di cui al Parere n. 121/201 B avente per oggetto Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 2 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

4 Progetto definitivo con annesso SUA per la realizzazione di un approdo turistico per la nautica da diporto in località Punta della Rocca Comune di Ventimiglia. L approfondimento delle indagini svolte ed i necessari studi eseguiti per verificare la nuova conformazione progettuale, hanno apportato alcune migliorie funzionali sia all imboccatura portuale, per creare i necessari spazi di manovra e di ingresso nel rispetto delle Raccomandazioni AIPCN, sia alla definizione della flotta tipo e agli spazi di manovra interni al bacino portuale. La configurazione ottenuta, frutto di ripetuti confronti tra i sottoscritti progettisti e gli Enti preposti, è stata verificata soprattutto nei confronti dell agitazione interna e non si sono riscontrati effetti di risonanza e clapotis tali da determinare altezze residue all interno del bacino portuale superiori agli standars previsti e garantendo nel contempo una sicura agibilità dell imboccatura. Lo studio della diga foranea principale ha anch esso richiesto una attenta valutazione delle sollecitazioni idrodinamiche dovute al moto ondoso effettuata attraverso la verifica in canale di più soluzioni tecniche per la sezione principale determinando, per successive approssimazioni, quella che è stata assunta come sezione di progetto. Tale sezione prevede la realizzazione di una vasca di dissipazione in massi naturali (cfr.aminti, Franco, Ricci Armani, Sara in Giornate italiane di Ingegneria Costiera VI edizione) soluzione questa che consente di ridurre il sormonto ondoso mantenendolo nei limiti di accettazione per una diga adibita ad ormeggio. Considerando i risultati dell intero studio e i successivi affinamenti progettuali si è giunti pertanto alla definizione delle opere portuali nel loro complesso; tali risultati sono esposti nella presente Relazione idraulico-marittima. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 3 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

5 Dal punto di vista planimetrico, la necessità di arretrarsi con le opere foranee, completamente a levante di punta della Rocca, ha richiesto una rotazione del layout generale per escludere dallo specchio acqueo la zona delle grotte. In conformità al punto b) della delibera regionale di approvazione della VIA. La testata del sottoflutto è stata traslata di oltre 30 m verso levante, con conseguente ridisegno del sottoflutto medesimo e senza alcuna modifica del sopraflutto che abbia comportato un suo avanzamento in direzione della spiaggia delle Calandre o verso il largo. Inoltre nel tracciare la nuova forma si è ottenuta la soluzione di allineare lo sporgente centrale con l asse viario costituito dalla galleria S. Giuseppe; tale sporgente centrale costituisce così la naturale prosecuzione in mare dell asse della galleria e termina con la localizzazione dei servizi portuali. La necessità di riorganizzare gli spazi di manovra a comportato una riprofilatura della linea di banchina con riduzione delle dimensioni della diga di sopraflutto in corrispondenza della radice. I pontili di attracco sono stati mantenuti perpendicolari allo sporgente centrale (ridotto in dimensione a soli 9,00 m.di larghezza), ma sono stati ridotti da 7 a 5. Poiché è stato ridotto lo specchio acqueo complessivo, (ridotto a m 2 ) la ridistribuzione degli ormeggi ha richiesto la posizione di posti barca anche lungo la diga di sopraflutto; conseguentemente è stato necessario riformulare una nuova valutazione della portata tracimante, stimata nelle prove in canale. Le considerazione esposte nello specifico capitolo hanno determinato la sopraelevazione della quota di coronamento del muro paraonde da a m. La traslazione della testata del sottoflutto ha determinato una maggior esposizione del sottoflutto stesso al mare e Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 4 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

6 conseguentemente ha richiesto che lo stesso sia previsto con quota sommitale di +4,80, fino al suo radicamento a terra. Per ottemperare a quanto previsto al punto h) del citato parere VIA, al fine di limitare l intorbidamento, anche momentaneo, delle acque nel tratto di costa interessato dalle grotte si è optato per una soluzione costruttiva che preveda per il primo tratto della diga di sottoflutto in prossimità delle grotte l impiego di cassoni in c.a. tali da utilizzare per il suo imbasamento materiali con ridottissima percentuale di frazione fine (Massi, scapolame e pietrisco) e nel contempo confinare il materiale di riempimento senza che lo stesso abbia contatto con il mare secondo una sequenza costruttiva che sarà ampiamente illustrata nelle sue fasi nella tavola n. M0X. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 5 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

7 2) Generalità sullo studio La valutazione dell intervento di costruzione del porto di Ventimiglia si è basata su un attenta valutazione di tutti i parametri geografici, meteomarini, topografici e climatici caratteristici del sito ed è stata effettuata attraverso una simulazione degli eventi estremi attraverso un modello numerico, che opera in base alle condizioni meteomarine, dedotte dai dati storici a disposizione in base alle batimetriche rilevate nel fondale antistante l area in oggetto. La verifica strutturale dell opera foranea principale è stata effettuata ricorrendo ad un modello fisico in canaletta sviluppato presso l Università di Firenze. La presente relazione, tra l altro, ha valutato: 1. L idrodinamica costiera nello stato attuale e nello stato di progetto. 2. L agitazione interna portuale in riferimento alle raccomandazioni tecniche per la realizzazione dei porti turistici redatte da AIPCN. 3. L evoluzione media prevedibile del litorale in seguito all intervento in progetto. 4. Le caratteristiche strutturali delle opere foranee con riferimento alle soluzioni tecnologiche adottate. 5. La definizione degli impianti di servizio a rete. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 6 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

8 6. Gli allacciamenti alle reti esterne (acquedotto, energia elettrica, ecc.) ed il recapito dei reflui fognari raccolti all interno dell intervento portuale. Forma parte integrante della presente Relazione lo Studio morfodinamico tridimensionale - rev. 05 (cfr. Elaborato C/05) allegato (al quale si rimanda per le specifiche analisi e l illustrazione scientifica delle metodologie adottate e dei calcoli svolti) che sviluppa in modo dettagliato i punti 1, 2 e 3. Si evidenzia che la modifica del sottoflutto non altera i risultati ottenuti con lo studio svolto che pertanto rimane quale elemento di riferimento progettuale anche nella presente relazione rev. 06. Brevemente si accenna che per le analisi svolte all interno di tale studio si è utilizzato un modello numerico in grado di simulare il comportamento morfodinamico tridimensionale della costa. Tale modello opera su una griglia tridimensionale estesa a tutta l area in esame, a ponente ed a levante delle nuove strutture in progetto. In questo modo, oltre a determinare le azioni idrodinamiche sulle opere in progetto per eseguire il dimensionamento strutturale delle stesse, è stato possibile valutare le azioni indotte sul litorale comportate dalla realizzazione del nuovo porto deducendole dalla differenza tra i risultati ottenuti dalle simulazioni effettuate sulle configurazioni dello stato attuale e dello stato di progetto. Lo Studio morfodinamico tridimensionale - rev. 05 (redatto dall ing. Giovanni Spissu) è costituito dalle seguenti singole relazioni: a) (Relazione n 1/1) parametri meteomarini. I parametri meteomarini si utilizzano nel modello di propagazione spettrale impiegato in questo studio, e vengono dedotti dalle caratteristiche meteomarine su acqua profonda. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 7 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

9 b) (Relazione n 1/2). studio meteomarino del litorale su acqua bassa Si impiega un modello di propagazione spettrale, che utilizza i parametri determinati nella Relazione n 1. Esso tiene in conto gli effetti di shoaling, rifrazione e saturazione dello spettro energetico del moto ondoso, ed esegue le simulazioni considerando le profondità reali del fondale. Il risultato è l intensità energetica del moto ondoso nel paraggio considerato, che verrà impiegato per il calcolo del trasporto solido. c) (Relazione n 1/3) agitazione ondosa all interno del bacino protetto Sono state svolte le determinazioni delle caratteristiche del moto ondoso incidente sull imboccatura e la valutazione dell agitazione interna per periodi di ritorno pari a 5 e 50 anni. d) (Relazione n 1/4) parametri sedimentologici, per la zona d intervento. I parametri sedimentologici si utilizzano nel modello di trasporto solido impiegato nello studio e si riferiscono alle due situazioni considerate: stato attuale e stato di progetto. e) (Relazione n 1/5) determinazione del trasporto solido costiero potenziale nello stato attuale E stato eseguito un bilancio quantitativo sulle traversie considerate, impiegando un modello di trasporto solido che utilizza i parametri sedimentologici tarati per la spiaggia in esame. determinazione del trasporto solido costiero potenziale nello stato di progetto. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 8 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

10 Anche per lo stato di progetto, come per quello attuale è stato eseguito il medesimo bilancio quantitativo sulle traversie considerate in precedenza, impiegando lo stesso modello di trasporto solido. f) (Relazione. n 1/5 seconda parte) Previsione della evoluzione media potenziale del litorale nello stato attuale e nello stato di progetto definitivo E stato eseguito una bilancio dei sedimenti in ogni punto della griglia di simulazione, individuando le zone ove è prevedibile una tendenza all accrescimento od alla erosione. g) (Relazione. n 1/6) Studio preventivo di evoluzione del litorale in seguito all intervento di progetto E stato eseguito il confronto tra le due tendenze medie potenziali evolutive ricavate e quindi si ottengono per differenza le variazioni alla costa causate dal nuovo porto. Un successivo approfondimento (relativo al punto 4) è stato svolto ricercando la configurazione statica migliore della diga foranea; per raggiungere tale obiettivo sono stati eseguiti alcuni test in canaletta con sezioni diverse e con materiali diversi. L esito delle prove effettuate presso il Laboratorio di Idraulica del Dipartimento di Ingegneria Civile dell Università degli Studi di Firenze è riportato nell allegata relazione Prove su modello fisico per la verifica del molo sopraflutto del nuovo porto di Ventimiglia (cfr. Elaborato D/05). I punti 5 e 6 sono stati approfonditi nella presente relazione nei rispettivi paragrafi. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 9 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

11 3) Inquadramento geografico e individuazione dei settori di traversia Il paraggio in esame, si localizza immediatamente a ponente della foce del fiume Roja, in località Marina di San Giuseppe, dove esiste già una specie di ridosso in mare costituito da blocchi prefabbricati in calcestruzzo (tetrapodi). Figura 1: Ubicazione dell intervento L attuale ridosso è censito a pag. 108 del Portolano dei mari d Italia. Le coordinate geografiche che individuano la World Position (WP) del ridosso sono: 43 47,32 Nord 07 35,85 Est Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 10 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

12 Dal punto di vista nautico, il tratto di costa interessato dall intervento in oggetto è inquadrato in un settore di traversia delimitato come segue: Traversia principale Tra l isola di San Pietro (Sardegna) 174 N e l isola di Aire (Baleari) 213 N con fetch geografico di circa 800 km. (direzione media 194 N) Traversia secondaria La traversia secondaria è costituita dal secondo quadrante ed è geograficamente compresa tra la direzione est (80 ) N e la tangente alle coste della Corsica e per una direzione media di 150 con direzione media 135. Da qui provengono i mari più significativi di Levante (Scirocco) con un fetch efficace di circa 200 km L esposizione al Sud-Ovest rappresenta dunque la condizione di massima sollecitazione ondosa (Libeccio) che caratterizza le mareggiate più pericolose per questo tratto di costa (vedi fetch efficace). Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 11 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

13 Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 12 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

14 4) Fetch geografici ed efficaci Con il termine fetch si intende la lunghezza dell area di generazione relativa alla direzione di provenienza del vento. La delimitazione dell area di generazione può essere eseguita sulla base di considerazioni sia geografiche che meteorologiche. Nel caso di mari chiusi, cioè delimitati da coste la cui distanza l una dalle altre è mediamente inferiore alle caratteristiche di una perturbazione, si segue normalmente il criterio proposto da Saville (1954) e successivamente modificato da altri autori. Il criterio fornisce, per ogni direzione di provenienza del vento, la lunghezza del cosiddetto fetch efficace [Feff(θ)]. Tale lunghezza è espressa come media pesata delle lunghezze dei fetch geografici [Fgeo(θ)] del sito considerato, cioè delle massime distanze tra il sito considerato e la linea di costa prospiciente secondo direzioni poste ad intervalli angolari fissi rispetto alla direzione di provenienza del vento considerata. Essenzialmente, con l introduzione del concetto di lunghezza del fetch efficace, si cerca di tenere conto empiricamente del fatto che, nella fase di generazione, le onde risultano disperse secondo componenti direzionali comprese tra ±90 circa rispetto alla direzione di azione del vento, ciascuna delle quali è condizionata dalla relativa lunghezza del fetch geografico. Il fetch efficace lungo la generica direzione di provenienza del vento θ è dunque espresso dalla relazione: F eff ( θ) = θ+ 90 F ( α) cos geo α=θ 90 θ+ 90 θ=θ 90 cos n+ 1 n α ( α - θ) Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 13 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

15 dove cos n α è il peso, n un parametro dipendente dalle condizioni del mare (valore normalizzato utilizzato nei mari italiani n = 2), a esprime la direzione del fetch geografico considerato e (α θ) rappresenta l angolo formato tra la direzione del fetch geografico considerato e la direzione di provenienza del vento. Da quanto detto è evidente come, a fini previsionali, sia conveniente calcolare una volta per sempre la lunghezza del fetch efficace per tutte le direzioni del settore di traversia del sito in esame, nonché per quelle direzioni esterne a tale settore cui sono associati valori della lunghezza del fetch geografico non nulli. Conviene cioè determinare il cosiddetto diagramma polare dei fetch efficaci funzione dei fetch geografici. Figura 2: Fetch efficaci per il paraggio di Ventimiglia Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 14 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

16 5) Fonti di dati meteomarini a disposizione I dati utilizzati per le simulazioni sono i seguenti: dati metereologici (campo di vento) prelevati dalle pubblicazioni dell Istituto Idrografico della Marina; dati meteomarini prelevati dalle pubblicazioni dell Istituto Idrografico della Marina; I dati metereologici di velocità e direzione del vento, prelevati dalle pubblicazioni dell Istituto Idrografico della Marina, si riferiscono al paraggio di Bordighera, proprio accanto alla zona in oggetto. Tramite un appropriato modello numerico si esegue una conversione di tali dati in altezza e frequenza d onda significativa. Ricavate le caratteristiche del moto ondoso su profondità infinita, in base ai dati suddetti, si procede alla determinazione dei parametri da utilizzare nel modello numerico impiegato per la valutazione del regime meteomarino su acqua bassa (modello di propagazione spettrale - Università degli Studi di Genova - Istituto di Idraulica - G. Scarsi -G. Spissu) In particolare, tali parametri si tarano in base ai risultati del modello spettrale per la profondità infinita. La propagazione del moto ondoso si esegue impiegando i dati batimetrici del paraggio di Ventimiglia, ricavati da un rilievo del 2006 e dalle carte batimetriche dell Istituto Idrografico della Marina. Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro Pag. 15 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

17 Boa di La Spezia numero eventi H m0 > 3.5 m Boa di La Spezia numero eventi 2 m < H m0 < 3.5 m Boa di La Spezia numero eventi 0.5 m < H m0 < 2 m Pag. 16 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

18 Frequenze medie in percento dedotte da tre osservazioni giornaliere relative a 6 anni a Bordighera % G F M A M G L A S O N D ANNO MARE 0-1 MARE 2-3 MARE 4-5 MARE 6-8 Pag. 17 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

19 MASSIMO MARE VERIFICATOSI NEI SINGOLI MESI E RELARIVE FREQUENZE DURATA MASSIMA DELLE MAREGGIATE (mare 6-8) Mese Stato Frequenza in Direzione di provenienza Mese Durata Stato Direzione di provenienza del mare giorni (ore) del mare Gen SSW - 1 WSW Gen 12 6 SSW Feb E - 1 WSW Gen 8 6 WSW Mar E - 1 SW Apr E - 2 SW - 1 WSW Mag 5 1 E Giu E - 1 SW - 1 WSW Lug 5 1 SE Ago E - 1 SW - 1 WSW Set ENE - 1 E - 2 WSW Ott 5 2 2E Nov 6 1 E Dic 6 1 E Ventimiglia Pag. 18 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

20 Direzione di provenienza delle burrasche di vento (forza 7-8) N Direzione di provenienza delle mareggiate (forza 6-8) N NW NE NW NE W E W E SW SE SW SE S S Bordighera Frequenze percentuali % Pag. 19 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

21 I dati di altezza e periodo d onda spettrali (modello dello spettro di energia) sono raccolti nella tabella seguente. Modello dello spettro di energia Direzione W - SW Direzione E - SE Freq. % H mo (m) T mo (s) Freq. % H mo (m) T mo (s) Nella tabella seguente sono invece raccolte le caratteristiche del moto ondoso su profondità infinita impiegate per i calcoli dell agitazione interna portuale e del dimensionamento della diga foranea: PERIODO DI RITORNO (anni) ALTEZZA D ONDA SIGNIFICATIVA (m) PERIODO D ONDA SIGNIFICATIVO (s) LUNGHEZZA D ONDA SIGNIFICATIVA (m) Le caratteristiche del moto ondoso suddette sono associate alla traversia di Libeccio, che nel mar Ligure risulta la traversia principale e più severa. Pag. 20 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

22 6) Clima anemologico Le caratteristiche del regime anemologico locale si desumono dall analisi dei dati reperiti. In particolare dall osservazione della rosa dei venti ottenuta considerando tutti i dati a disposizione, si evidenzia la prevalenza dei venti da S-W e da E e la scarsa frequenza di quelli da S, N e NW. Questa distribuzione della direzione di provenienza delle tempeste di vento si riflette poi su quella della distribuzione delle direzioni di provenienza delle mareggiate più significative. FREQUENZE MEDIE IN PERCENTUALI DEDOTTE DA 3 OSSERVAZIONI GIORNALIERE ANNO Legenda FORZA DEL VENTO IN SCALA BEAUFORT CALMA 12% % Pag. 21 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

23 Direzione E - SE Direzione W - SW Frequenza % Veloc. Vento (m/s) Frequenza % Veloc. Vento (m/s) Pag. 22 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

24 7) Clima del moto ondoso al largo Le caratteristiche del moto ondoso a largo, per le ondazioni più frequenti sono illustrate nelle tabelle seguenti: DIREZIONE DI TRAVERSIA DA LIBECCIO 194 N CARATTERISTICHE DEL MOTO ONDOSO A LARGO Direzione media di Altezza Periodo Settore di provenienza d onda d onda traversia rispetto al N (m) (s) ( ) Numero di osservazioni annuali (n osservazioni /anno) Libeccio N- 213 N Il numero di osservazioni all anno del vento nel sito di Ventimiglia è pari a DIREZIONE DI TRAVERSIA DA SCIROCCO 135 N CARATTERISTICHE DEL MOTO ONDOSO A LARGO Direzione media di Altezza Periodo Settore di provenienza d onda d onda traversia rispetto al N (m) (s) ( ) Scirocco Pag. 23 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA Numero di osservazioni annuali (n osservazioni/a nno) 135 N Il numero di osservazioni all anno del vento nel sito di Ventimiglia è pari a 6570.

25 8) Determinazione dell onda di progetto. Per il dimensionamento della diga frangiflutti, in accordo con le raccomandazioni tecniche specialistiche di settore, si deve ricercare l onda con tempo di ritorno pari a 50 anni. Tra le direzioni di provenienza considerate sono stati utilizzati solo i dati riferiti agli stati di mare provenienti da Libeccio in quanto, a parità di tempo di ritorno, risultano essere più gravosi. Per il calcolo dell onda con ricorrenza cinquantennale è conveniente fare riferimento agli studi proposti dal Boccotti che si basano sull originale concetto di mareggiata triangolare equivalente alla mareggiata reale. Gli studi di Boccotti fanno riferimento a circa 5800 stime visuali di altezza d onda significativa rilevate dai capitani delle navi in transito nel Mar Ligure. Con riferimento allo Studio morfodinamico tridimensionale - rev 05 (cfr. Elaborato C/05), le caratteristiche del moto ondoso sulla profondità infinita, ricavate per la traversia principale di libeccio, sono le seguenti: PERIODO DI RITORNO (anni) ALTEZZA D ONDA SIGNIFICATIVA (m) PERIODO D ONDA SIGNIFICATIVA (s) Eseguendo la propagazione spettrale dalla profondità infinita, alla profondità finita, sono state ricavate le caratteristiche più severe del Pag. 24 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

26 moto ondoso, che verranno impiegate per il dimensionamento delle opere foranee. Esse sono raccolte nella tabella seguente: PERIODO DI RITORNO ALTEZZA PERIODO LUNGHEZZA (anni) D ONDA D ONDA D ONDA L 0 SIGNIFICATIVA SIGNIFICATIVA (m) H s (s) (m) Pag. 25 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

27 SETTORE N ALTEZZA SIGNIFICATIVA METRI ALT PER DUR PERIODO DI RITORNO ANNI Pag. 26 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

28 ALTEZZA SIGNIFICATIVA METRI Comune di Ventimiglia ALT DIAGRAMMA DI BOCCOTTI SETTORE N DUR PER PERIODO DI RITORNO ANNI Pag. 27 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

29 9) Rifrazione del moto ondoso sottocosta Si rimanda allo specifico studio allegato C/05, redatto dall ing. Giovanni Spissu. Pag. 28 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

30 10) Studio della agitazione residua all interno del bacino portuale Premessa In accordo con quanto prescritto nelle Raccomandazioni AIPCN al punto A5 sono stati svolti i seguenti studi: Determinazione delle caratteristiche del moto ondoso incidente sull imboccatura, per i periodi di ritorno pari a 5 e 50 anni Determinazione dell agitazione interna per il moto ondoso con periodi di ritorno pari a 5 e 50 anni. Si rimanda allo specifico studio allegato C/05, redatto dall ing. Giovanni Spissu Pag. 29 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

31 11) Dimensionamento delle opere foranee L esito delle prove effettuate presso il Laboratorio di Idraulica del Dipartimento di Ingegneria Civile dell Università degli Studi di Firenze, riportato nell allegata relazione Prove su modello fisico per la verifica dela diga del porto di Ventimiglia (cfr. Elaborato D), ha fornito gli elementi progettuali per la realizzazione dell opera foranea principale. La sezione di progetto, illustrata nella figura 4, prevede una mantellata esterna realizzata con massi naturali, poggiante su uno strato filtro, sempre in massi naturali, ed un nucleo in tout-venant. Figura 3: Sezione di test DIGA FORANEA DI VENTIMIGLIA : sezione 1 variante Mantellata Massi naturali 4 CAT t Mantellata int. Massi naturali 6-8 t Nucleo Tout Venant Kg Filtro 1 Massi naturali 1-2 CAT t Berma Massi naturali 3 CAT. 3-7 t 5-8 t Sono state provate 4 configurazioni relative alla sezione trasversale della diga, con riferimento alla sezione maggiormente sollecitata. Le prove in canale sono state effettuate presso il Laboratorio di Idraulica del Dipartimento di Ingegneria Civile dell Università degli Studi di Firenze (Prof. Aminti). Pag. 30 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

32 La scala geometrica del modello è stata assunta pari a 1:43, con i conseguenti parametri di scala derivati dalla similitudine di Froude adottata: Grandezza Dimensione Scala di riduzione Lunghezza L N L 1:43 Altezza d onda L n H 0 = nl 1:43 Periodo T n T = nl 1/2 1:6.56 Velocità L/T n V = nl 1/2 1:6.56 Portata L 3 /LT n Q = nl 3/2 1:282 Forza (peso) F n P = nl 3 1:79507 Poiché il peso di ogni singolo masso era compreso tra 88 e 188 g con peso medio di 140 g, il peso reale è compreso tra 7 e 15 tonn. (es. 7 tonn = g / = 88,0 g = peso del modello) Le configurazioni provate sono riassunte nella seguente tabella, in cui sono indicati anche i particolari costruttivi. Pag. 31 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

33 Sezione Mantellata Berma al piede Particolari costruttivi Quota Pendenza Quota Pendenza [m] [m] / /1 Sezione di progetto / /1 Variazione della pendenza della mantellata da 3/1 a 2/1 con conseguente spostamento della berma al piede. Realizzazione di una vasca di raccolta per la tracimazione mediante opportuna disposizione dei massi della mantellata / /2 Sezione di progetto / /2 Sostituzione del muro paraonde La configurazione n. 2 si è dimostrata completamente stabile per tutti gli attacchi ondosi provati (con altezza d onda significativa fino a 6,20 m 12% in più rispetto all onda di progetto pari 5.50 m), ed è quella che riesce a contenere meglio il valore di portata tracimante. Tra le prove effettuate è stata verificata anche la stabilità della diga con mantellata esterna realizzata in massi artificiali. I risultati migliori, comunque, restano quelli relativi alla configurazione con massi naturali. Pag. 32 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

34 10.1 Dimensionamento della diga foranea Mantellata Il dimensionamento della mantellata è stato effettuato attraverso la formula di HUDSON, dalla quale si ricava la massa dell unità tipica M con la seguente espressione: M = (ρ s * H 3 ) / (K d * Δ 3 * cot α) dove ρ s = densità del masso; K d = coefficiente idrodinamico di stabilità, funzione del tipo di masso; Δ=ρ s /ρ a 1 con ρ a densità dell acqua di mare; α = pendenza della mantellata. Nella formula di Hudson riveste particolare importanza il valore assunto dal coefficiente K d che tiene in conto di diversi fattori. In letteratura si trova tabulato in funzione del tipo di masso (es. naturale o artificiale), del numero di strati da cui è composta la mantellata e della posizione della sezione di verifica (tronco della diga foranea o testata). Essendo la sezione tipo in progetto non direttamente riconducibile ad uno dei casi riportati nelle tabelle per la scelta del suddetto coefficiente, si è operata una ricostruzione di tale valore a partire dai risultati delle prove in canaletta svolte dal Dipartimento di Ingegneria Civile dell Università di Firenze, così come descritte nel paragrafo precedente. Lo studio su modello fisico garantisce la stabilità della mantellata composta da massi di peso compreso tra 7 e 15 tonnellate, sollecitata da un moto ondoso, nella peggiore delle ipotesi, che presenta altezza d onda significativa pari a 6,20 m. Pag. 33 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

35 Da ciò si deduce che il valore di K d varia da un minimo di 5.4 a un massimo di 11.6, con un valore medio di 7.4. Assumendo il valore medio di K d pari a 7.4 per la testata e pari 10 per la sezione corrente ed adottando le caratteristiche del moto ondoso al piede della diga ricavate dal modello idrodinamico tridimensionale, si ottengono pesi teorici dei massi naturali come sotto specificato:. Diga principale Diga secondaria peso specifico roccia t/m 3 2,7 2,7 2,7 2,7 Onda significativa H s m 5,5 5,5 4 4 Onda un decimo H 1/10 m 7,0 7,0 5,0 5,0 coeff. Di Hudson K d - 7,4 10 7,4 10 volume teorico (Van der Meer) m 3 3,70 4,70 5,19 5,67 peso teorico (Hudson) t 14,59 10,79 5,61 4,15 volume teorico (Hudson) m 3 5,40 4,00 2,08 1,54 peso specifico acqua di mare t/m 3 1,03 1,03 1,03 1,03 Delta - 1, , , , cotg (β) Si ritiene, pertanto, di adottare massi con peso medio compreso tra 12 e 15 tonnellate per la testata, compreso tra 7 e 11 tonnellate per la sezione corrente e tra 6 e 8 tonnellate per la vasca di dissipazione retrostante la mantellata, ovvero massi di IV categoria per il 75% della mantellata, intasati con massi di III per il 25% di peso comunque superiore a 6 tonn. da utilizzarsi nella vasca di espansione. La mantellata dovrà sempre essere realizzata in doppio strato e pertanto con uno spessore medio pari a 3,50 m. Filtro Il filtro, realizzato al di sotto della mantellata per impedire l asportazione del materiale del nucleo, sarà costituito da un unico strato così come verificato nel modello fisico in canale. Pag. 34 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

36 Tale filtro sarà costituito da massi naturali di I e II categoria, con peso compreso tra 0,1 e 3 tonnellate suddivisi in parti uguali (50% di prima e 50% di seconda) e sarà sovrapposto al nucleo in tout-venant. Unghia al piede Al piede dell opera verrà disposta un unghia di massi naturali con berma orizzontale per impedire gli scoscendimenti d insieme, possibili nella struttura in esame a causa della pendenza del paramento e delle caratteristiche del fondo. Il peso è stato ricavato direttamente nella prova sperimentale dove la stabilità dell intera struttura è stata realizzata mediante l impiego di massi di peso compreso tra 5 e 8 tonnellate. La larghezza minima della berma dell unghia può essere calcolata con la seguente espressione: b = n k Δ P ρ r 1 3 Con k Δ = 1.0 n = 3, ρr = 2,70 t/m 3 e P = 8,0 t. si ottiene: b = 4,30 m (si assume 4,50 m.) Tale piede sarà costituito da massi di III categoria (50%) intasati con massi di II categoria (50%) Pag. 35 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

37 Muro di coronamento In linea generale il muro di coronamento di una diga a gettata è soggetto ad azioni provocate dal moto ondoso di non facile determinazione. In questa sede vengono ricavate tali azioni applicando la formulazione di Jensen (1984) e Bradbury et al (1988), sperimentata in laboratorio per diversi casi di dighe con geometrie differenti. (cfr Manual of the use of Rock in Hydraulic Engineering CUR/RWS Report 169 A.A. Balkema Rotterdam 1995 pag 5-81) Secondo tale metodo la massima forza orizzontale cui è soggetto il muro di coronamento dipende sia da parametri legati al moto ondoso (altezza d onda e lunghezza d onda), sia da parametri geometrici propri del muro (altezza muro ed elevazione sopra il livello medio mare), attraverso l applicazione di coefficienti sperimentali. Analiticamente la forza orizzontale massima F H assume la seguente espressione: FH ρ gd L w c P H = a R S ca b dove ρ w = densità dell acqua d c = altezza muro di coronamento R ca = quota di sommità della mantellata H s = altezza d onda al piede della diga L P = lunghezza d onda riferita al periodo di picco Una stima a favore di sicurezza porta ad assumere che la distribuzione di pressione orizzontale p H sia rettangolare (con p H = F H /d c ) e che la pressione verticale p V sia pari a p H sul filo esterno del muro e zero sul bordo interno. La forza verticale (sottospinta) viene così ad assumere la seguente espressione: Pag. 36 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

38 dove Comune di Ventimiglia F L H S = ρ gb P a b w c Rca V 2 B c = larghezza media del muro di coronamento e gli altri simboli hanno il significato già riportato in precedenza. Per la verifica di stabilità del muro di coronamento vengono di seguito effettuate le verifiche al ribaltamento e allo scorrimento, per entrambe le tipologie di muro in progetto. VERIFICA MURO DI CORONAMENTO DIGA PRINCIPALE Il muro di coronamento della diga foranea, dalla radice sino alla testata, è un blocco monolitico in cls di forma praticamente rettangolare. Ai fini delle verifiche di stabilità il muro è stato schematizzato in una forma più semplice, mediando i valori della larghezza. In particolare, i parametri geometrici da inserire nelle formule suesposte per il calcolo delle forze indotte dal moto ondoso sono i seguenti: Pag. 37 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

39 d c = 6.50 m B c = 4.01 m La quota di sommità della mantellata è pari a 5.40 m. Per le verifiche si è considerato l evento con tempo di ritorno di 50 anni, che fornisce un altezza d onda di fronte alla diga foranea pari a 5.5 m. (Fondale di fronte alla diga ). A favore di sicurezza la verifica è stata condotta utilizzando l onda H 1/10 pari a 1,27 H s = 6.95 m I valori che si ottengono, avendo posto i coefficienti a e b pari rispettivamente a e (secondo quanto previsto dal citato Manual of the use of Rock in Hydraulic Engineering) sono: F H = 13,77 t/m F V = 4,25 t/m Sull intero sistema agisce anche la forza peso del muro che vale: 22,50 m 3 /m x 2,30 t/m 3 = P = t/m La verifica a ribaltamento è data dal rapporto tra i momenti stabilizzanti e quelli ribaltanti, ovvero: η = M M S R Pag. 38 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

40 La verifica a scorrimento, invece, è data dalla seguente espressione: dove μ V η = H μ = coefficiente di attrito (abbiamo assunto μ = 0,6 a favore della sicurezza) V = forze verticali H = forze orizzontali Nel nostro caso, andando a sostituire i valori trovati, si ottiene: Caratteristiche moto ondoso incidente H s0 8,00 [m] H s 5,5 T 12,05 [s] T p 12,77 [s] T m 9,52 [s] h 9,00 [m] H 1/10 6,95 [m] Lt L p 119,81 [m] 110,6 γ a 1,03 [t/m 3 ] Caratteristiche muro di coronamento d c R ca B c H s /R ca [m] [m] [m] 6,50 5,40 4,01 1,29 Forze agenti al sul muro F H F V P Section a b [t/m] [t/m] [t/m] B 0,025 0,015 13,77 4,25 51,8 Pag. 39 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

41 Verifica a ribaltamento Verifica a scorrimento Momenti stabilizzanti Forze verticali P 51,75 [t/m] x G 2,34 [m] Fv -4,25 [t/m] P 51,75 [t/m] μ 0,6 M S 121,10 [t] 28,50 Momenti ribaltanti Forze orizzontali b H 3,25 [m] F H 13,77 [t/m] F H 13,77 [t/m] M H 44,7 [t] η s 2,07 >1,5 b V 2,67 [m] F V 4,25 [t/m] M V 11,4 [t] M R 56,1 [t] η r 2,16 >2 VERIFICA ALLO SCHIACCIAMENTO B = 4,30 m M r(tot) = ,00 kg.m M s(tot) = ,00 kg.m f tot ,00 kg u = 1,23 m b/6 = 0,72 m e = 0,92 m σ max = 2,74 kg/cm 2 Valore ammissibile sul piano di fondazione 4 kg/cm 2 Pag. 40 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

42 VERIFICA MURO DI CORONAMENTO SECONDARIO (sottoflutto) Primo tratto (per una lunghezza complessiva di ml 80) Caratteristiche moto ondoso incidente H s0 8,00 [m] H s 3,20 T 12,05 [s] T p 12,77 [s] T m 9,52 [s] h 9,00 [m] H 1/10 4,06 [m] Lt L p 119,81 [m] 110,6 γ a 1,03 [t/m 3 ] Caratteristiche muro di coronamento d c R ca B c H s /R ca [m] [m] [m] 4,80 3,50 5,00 1,16 Forze agenti al sul muro F H F V P Section a b [t/m] [t/m] [t/m] A 0,054 0,032 18,19 9,47 20,0 C 0,036 0,031 6,40 3,33 D 0,036 0,031 6,40 3,33 E 0,013 0,011 2,43 1,26 Pag. 41 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

43 Verifica a ribaltamento Verifica a scorrimento Momenti stabilizzanti Forze verticali P 20,00 [t/m] x G 3,23 [m] Fv -3,33 [t/m] P 20,00 [t/m] μ 0,6 M S 64,60 [t] 10,00 [t/m] Momenti ribaltanti Forze orizzontali b H 2,4 [m] F H 6,40 [t/m] F H 6,40 [t/m] M H 15,4 [t] η s 1,56 >1,5 b H 3,33 [m] F V 3,33 [t/m] M V 11,1 [t] M R 26,5 [t] η r 2,44 >2 La pressione massima sul piano di fondazione si mantiene sotto i 2 kg/cm 2 Pag. 42 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

44 Secondo tratto Caratteristiche moto ondoso incidente H s0 8,00 [m] H s 3,50 T 12,05 [s] T p 12,77 [s] T m 9,52 [s] h 9,00 [m] H 1/10 4,45 [m] Lt L p 119,81 [m] 110,6 γ a 1,03 [t/m 3 ] Caratteristiche muro di coronamento d c R ca B c H s /R ca [m] [m] [m] 4,80 3,50 4,30 1,27 Forze agenti al sul muro F H F V P Section a b [t/m] [t/m] [t/m] A 0,054 0,032 21,67 9,71 26,7 C 0,036 0,031 8,72 3,91 D 0,036 0,031 8,72 3,91 E 0,013 0,011 3,26 1,46 Pag. 43 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

45 Verifica a ribaltamento Verifica a scorrimento Momenti stabilizzanti Forze verticali P 26,68 [t/m] x G 2,93 [m] Fv -3,91 [t/m] P 26,68 [t/m] μ 0,6 M S 78,17 [t] 13,66 [t/m] Momenti ribaltanti Forze orizzontali b H 2,4 [m] F H 8,72 [t/m] F H 8,72 [t/m] M H 20,9 [t] η s 1,57 >1,5 b H 2,87 [m] F V 3,91 [t/m] M V 11,2 [t] M R 32,1 [t] η r 2,43 >2 La pressione massima sul piano di fondazione si mantiene sotto i 2 kg/cm 2 Pag. 44 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

46 Banchina Tratti a parete verticale (blocchi) In alcuni tratti la tipologia della banchina in progetto è a parete verticale, ormeggiabile e carrabile. In questo caso il muro di banchina è un tipico muro in calcestruzzo a gravità, per cui le principali forze che agiscono sulla stessa sono rappresentate dalla forza peso, dalla spinta delle terre e dai tiri alle bitte; le altre forze agenti sulla banchina sono i sovraccarichi dovuti al traffico veicolare (verticali) e quelle dovute al moto ondoso, alla corrente ed al vento agente sulle imbarcazioni ormeggiate. In analogia con altre strutture recentemente realizzate (vedi Marina di San Lorenzo - IM). I blocchi saranno realizzati con cassero continuo per lunghezze di 10,00 ml. (foto A) Ogni blocco sarà collegato al blocco adiacente con incastro a coda di rondine. In senso verticale i blocchi saranno divisi in due: il blocco inferiore avrà altezza 3,25 m e larghezza 2,00 ed in fase di getto emergerà dall acqua per soli 25 cm (foto B), quello superiore propriamente detti di banchina, superiore avrà altezza 1,00 m e larghezza 2,00 e poggerà sul blocco inferiore collegandosi allo stesso attraverso un incastro a V, in modo da rendere la banchina praticamente monolitica. Tale struttura è stata collaudata con tiri alla bitta quattro volte superiori a quelli di calcolo senza alcuna variazione della posizione. Pag. 45 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

47 FOTO A FOTO B Pag. 46 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

48 FOTO C FOTO D Banchina a blocchi ultimata Pag. 47 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

49 VERIFICA BLOCCO SUPERIORE DI BANCHINA Lunghezza del blocco L b (m) 10,00 numero max bitte per blocco n 2,00 Tiro massimo per bitta T b (t) 6,00 Tiro massimo per blocco T (t) 12,00 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo T m (t/m) 1,20 Peso specifico calcestruzzo γ c (t/m 3 ) 2,30 Peso specifico tout venant di riempimento γ t (t/m 3 ) 1,70 Peso specifico tout venant immerso γ' (t/m 3 ) 1,00 Peso specifico acqua di mare γ a (t/m 3 ) 1,03 Angolo di attrito interno tout venant φ 35,00 Coefficiente di spinta attiva K a 0,22 sovraccarico sul terrapieno q (t/m 2 ) 1,00 VERIFICA BLOCCO SUPERIORE altezza blocco h a 1,00 larghezza blocco b a 2,00 braccio S a (t/m) 0,19 0,33 M ra (t.m/m) 0,06 S b (t/m) 0,22 0,50 M rb (t.m/m) 0,11 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo alle bitte T m (t/m) 1,20 1,00 M rt (t.m/m) 1,20 F o (t) 1,61 M r (t.m/m) 1,37 peso del blocco superiore P a (t) 4,60 1,00 M s (t.m/m) 4,60 Verifica al ribaltamento M s /M r 3,35 > 2,00 Verifica allo scorrimento f 1,00 f. P 1 /F o 2,86 > 1,50 eccentricità (m) 0,30 limiti nocciolo (m) 0,33 tensione massima σ max 1,74 t/m 2 0,17 kg/cm 2 Pag. 48 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

50 VERIFICA GLOBALE BLOCCO SUPERIORE + INFERIORE altezza totale h 4,00 altezza fuori acqua h 1 1,25 altezza in acqua h 2 2,75 altezza piede h 3 0,50 larghezza blocco b a 2,00 larghezza piede b p 2,50 braccio S 1 (t/m) 0,29 3,17 M r1 (t.m/m) 0,93 S 2 (t/m) 1,29 1,38 M r2 (t.m/m) 1,77 S 3 (t/m) 0,83 0,92 M r3 (t.m/m) 0,76 S 4 (t/m) 0,88 2,00 M r4 (t.m/m) 1,76 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo alle bitte T m (t/m) 1,20 3,00 M rt (t.m/m) 3,60 F o (t) 4,49 M r (t.m/m) 8,82 braccio P 1 (t) 5,75 1,50 M SP1 (t.m/m) 8,63 P 2 (t) 5,72 1,50 M SP2 (t.m/m) 8,57 P 3 (t) 1,59 1,25 M SP3 (t.m/m) 1,98 P v (t) 13,05 M S (t.m/m) 19,18 Verifica al ribaltamento M s /M r 2,18 > 2,00 Verifica allo scorrimento f 0,60 f. P 1 /F o 1,74 > 1,50 eccentricità (m) 0,46 limiti nocciolo (m) 0,42 tensione massima σ max 3,41 t/m 2 0,34 kg/cm 2 I muri di banchina sono stati analizzati con i classici metodi di verifica, considerando un carico distribuito sul piano di banchina pari a 1000 kg/m 2 ed un tiro alla bitta di 6 tonn. Pag. 49 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

51 Banchina in cassoncini assorbenti Al fine di ridurre l agitazione residua interna sono stati previsti cassoncini assorbenti, già utilizzati con successo in altri impianti portuali (v. p.es. Castellamare di Stabia) in luogo della doppia fila di massi di calcestruzzo. I cassoncini sono realizzati mediante elementi modulari, separati da setti in c.a. aventi dimensioni 0,30 x 2,50 x H=4,30 m. azioni di progetto Le azioni verticali ed orizzontali considerate nelle verifiche del muro di banchina sono: carichi permanenti sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq) tiro alla bitta (T=1000 kg) sisma I carichi di cui sopra sono stati combinati in n. 3 condizioni di carico e precisamente: Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq); Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq) + tiro alla bitta (T=1000 kg); Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq) + sisma (S=9) Per le condizioni n. 2 e n. 3 il coefficiente di riduzione dei sovraccarichi considerato è pari ad 1. Verifiche Il presente paragrafo illustra le verifiche eseguite, distinte per le tre condizioni di carico prima indicate. Preliminarmente sono state definite le proprietà fisiche e meccaniche dei materiali costituenti il riempimento da porsi in opera alle spalle del cassone. Pag. 50 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

52 Tali valori, conformi a quelli adottati nel progetto esecutivo, sono stati ricavati da prove in sito ed in laboratorio eseguite sui materiali di riempimento. Per ciascuna delle tre condizioni di carico esaminate, sono stati calcolati i valori delle spinte totali agenti alla quota di imposta del cassone prefabbricato, i valori dei pesi della struttura, il valore del momento ribaltante a livello di imposta dell elemento prefabbricato a L ed il valore del momento stabilizzante a livello di imposta dell elemento prefabbricato a L. Quindi è stata effettuata la verifica a scorrimento ed a ribaltamento del cassone e la verifica a schiacciamento del pietrame di imbasamento e del terreno sottostante il pietrame. Caratteristiche fisiche e meccaniche dei materiali peso specifico terreno γ t = 1.800,00 kg/m 3 peso specifico acqua di mare γ a = 1.030,00 kg/m 3 peso specifico calcestruzzo armato γ ca = 2.500,00 kg/m 3 peso specifico calcestruzzo sovrastruttura γ cs = 2.300,00 kg/m 3 angolo di attrito terreno φ t = 35,00 Coefficiente di spinta attiva K 1 0,27 -- peso specifico riempimento γ r = 1.030,00 kg/m 3 sovraccarico q = 1.000,00 kg/m 2 Pag. 51 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

53 Condizione n.1 carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000kg/m 2 ) Q= 1000 Kg/mq A1 0,40 m L1 0 m A2 4,30 m L2 0,30 m A3 2,90 m L3 0,30 m A4 0,30 m L4 2,40 m A5 0,00 m L5 3,00 m spessore setto 0,30 m interasse cassoncini 2,50 m pressioni spinte braccio momento p 1 = 270,7 kg/m 2 s 1 = 108,3 kg 4,50 m 487,20 kg.m p 2 = 194,9 kg/m 2 s 2 = 39,0 kg 4,43 m 172,79 kg.m p 3 = 465,5 kg/m 2 s 3 = 2.001,9 kg 2,15 m 4.304,00 kg.m p 4 = 896,2 kg/m 2 s 4 = 1.926,8 kg 1,43 m 2.761,74 kg.m s tot = 4.075,9 kg M r(tot) = 7.725,74 kg.m Pag. 52 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

54 pesi braccio momento calcolo pesi per metro lineare f 1 300,0 kg 2,85 m 855,00 kg.m f ,0 kg 2,85 m 5.027,40 kg.m f ,9 kg 0,15 m 191,84 kg.m f ,0 kg 1,50 m 1.984,50 kg.m f setto 3.725,6 kg 1,50 m 5.588,35 kg.m f riemp 0,0 kg 1,50 0,00 kg.m f tot 8.391,5 kg M s(tot) = ,09 kg.m coef. attrito tang(φt) = 0,70 ν s 1,44 > 1,3 u = 0,71 m b/6 = 0,50 m ν r 1,77 > 1,5 e = 0,79 m σ max = 0,79 kg/cm 2 Condizione n.2 carichi perm.+ sovracc. accidentali (q=1000kg/m2) + tiro alla bitta (T=1500 kg) T= Pag. 53 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

55 pressioni spinte a metro lineare braccio momento p 1 = 270,7 kg/m 2 s 1 = 270,7 kg 4,50 m 1.218,01 kg.m p 2 = 487,2 kg/m 2 s 2 = 243,6 kg 4,43 m 1.079,97 kg.m p 3 = 757,9 kg/m 2 s 3 = 3.258,8 kg 2,15 m 7.006,52 kg.m p 4 = 896,2 kg/m 2 s 4 = 1.926,8 kg 1,43 m 2.761,74 kg.m s tot = 5.699,9 kg M r(tot) = ,23 kg.m tiro alla bitta 1.500,0 kg tiro 600,0 kg 5,30 m 3.180,00 kg.m s tot + T = 6.299,9 kg M r(tot + T) = ,2 kg.m coef. attrito tang(φt) = 0,70 pesi braccio momento f 1 300,0 kg 2,85 m 855,00 kg.m f ,0 kg 2,85 m 5.027,40 kg.m f ,9 kg 0,15 m 191,84 kg.m f ,0 kg 1,50 m 1.984,50 kg.m f setto 3.725,6 kg 1,50 m 5.588,35 kg.m f ,0 kg 1,50 m 6.210,00 kg.m f riemp 6.055,2 kg 1,50 m 9.082,80 kg.m f riemp 1.879,2 kg 1, ,48 kg.m f tot ,9 kg M s(tot) = ,37 kg.m ν s 2,27 > 1,3 u = 0,84 m ν r 2,13 > 1,5 e = 0,66 m b/6 = 0,50 m σ max = 1,62 kg/cm 2 Pag. 54 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

56 Condizione n.3 carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000kg/m2) + sisma (S=9) S = 9 C = 0,07 θ = 4,0 A = 0,998 φ t(sisma) = 32,2 K 1(SISMA) = 0,30 pressioni K 1 K 1(SISMA) s 1 = 270,7 kg s 1 = 304,8 kg s 2 = 243,6 kg s 2 = 274,4 kg s 3 = 3.031,5 kg s 3 = 3.414,2 kg s 4 = 1.732,3 kg s 4 = 1.951,0 kg s tot = 5.278,0 kg s tot = 5.944,4 kg S sismico 5.929,8 kg incremento di spinta (is) F is = 651,8 kg braccio b is = 3,53 m 2.303,1 kg.m Pag. 55 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

57 forza d'inerzia orizzontale (io) F io = 1432,6 kg braccio (baricentro dei pesi) b is = 2,58 m 3.700,7 kg.m f1 300,0 kg 4, ,0 f ,0 kg 2, ,8 f ,0 kg 1, ,8 f ,0 kg 0,15 202,5 fsetto 1.771,2 kg 2, ,3 f ,0 kg 5, ,0 friemp 5.568,0 kg 1, ,0 ftot ,2 kg 2, ,3 coef. attrito tang(φt) = 0,70 momento sismico complessivo ν s 1,53 > 1,5 M r(tot+sism) = ,01 kg.m M s(tot) = ,37 kg.m forza sismica complessiva f( tot+sism) 8.384,33 kg ν r 1,71 > 1,3 f tot ,87 kg u = 0,55 m e = 0,95 m b/6 = 0,50 m σ max = 2,48 kg/cm 2 Come si evince dalle elaborazioni di cui sopra, il cassone in esame risulta soddisfare le verifiche eseguite in tutte le tre condizioni di carico analizzate. Pag. 56 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

58 Particolari cassoncini assorbenti (foto CEM) Pag. 57 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA

59 Verifica strutturale La sezione più sollecitata del cassone è la sezione di base del paramento interno. In particolare, considerando uno schema statico di mensola incastrata alla base, il momento che sollecita la sezione di incastro nella condizione più gravosa in presenza di sisma porta all armatura seguente: φ 22/20 cm in sovrapposizione con φ 12/20 cm è pari a cm 2 /m. Pag. 58 REV 06 - aprile 2009 ottemperanza VIA