ASSOCIAZIONE DI INGEGNERIA OFFSHORE E MARINA EDITORIALE. pagina 25 LA TESI. pagina 26. RICERCA Dispersion in the surfzone by longshore

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1 ASSOCIAZIONE DI INGEGNERIA OFFSHORE E MARINA n. 33 novembre 2005 via G. Zanella, MILANO - tel/fax Internet: SOMMARIO pagina 3 EDITORIALE pagina 5 RICERCA Dispersion in the surfzone by longshore curents pagina 13 Vibroflottazione di riempimenti con materiali da demolizione pagina 23 CONGRESSI E CONFERENZE PIANC congress NAV 2006 pagina 26 NOTIZIE Tavola rotonda CIS-E Convegno Hoesch Giornate Italiane di ingegneria costiera pagina 25 LA TESI BOLLETTINO Periodico dell Associazione Ingegneria Offshore e Marina Direttore Responsabile Mario de Gerloni Comitato di Redazione Renata Archetti Mario Caironi Daniela Colombo Maurizio Gentilomo Quote Associative AIOM Individuali: 80 Collettive: 800 Università: 160 Juniores 25 Contributo inserzioni sul bollettino 1 modulo = ½ pagina moduli = 1 pagina 500 CONSIGLIO DIRETTIVO Presidente: Vice Presidente: Mario de Gerloni Tesoriere: Elio Ciralli Consiglieri: Sindaci: Segreteria: Maurizio Gentilomo Luigi Alberotanza Renata Archetti Viviana Ardone Mario Caironi Daniela Colombo Stefano Copello Andrea Ferrante Maria Martino Antonio Migliacci Massimo Montevecchi Giuseppe Passoni Sandro Stura Roberto Libè Gianfranco Liberatore Alberto Meda Carlo Niccolai Giselda Barina Stampato c/o Technital Spa Verona

2 FINALMENTE RITORNA LA SPIAGGIA! Dopo un attesa di dieci anni, il ripascimento della spiaggia di Ostia Levante è divenuto una realtà ad opera della Società Italiana Dragaggi Spa. L intervento di ripascimento ha interessato il litorale di Ostia Levante per un estensione di circa tre chilometri e cinquecento metri, a partire dal canale dei pescatori verso sud ed è consistito nel versamento di circa m 3 di sabbia prelevata e- sclusivamente dai fondali marini. L intervento e stato eseguito in un tempo estremamente breve (meno di quattro mesi) nel pieno della stagione balneare creando disagi minimi alla fruizione della spiaggia stessa. Il ripascimento e stato realizzato utilizzando una draga autocaricante e refluente avente una capacita nei pozzi di 9000 metri cubi; la draga ha prelevato il materiale in un giacimento subacqueo al largo di Anzio, a circa 45 km da Ostia ed alla profondità di 50 metri; per il versamento della sabbia e stata posata sul fondo del mare una tubazione di refluimento (del diametro di 800mm ed avente una lunghezza di 1500m) per collegare la draga ormeggiata al largo con la spiaggia da ricostruire. Una volta giunta all ormeggio, la draga ha pompato a terra la sabbia che, in seguito, a mezzo di bulldozer, e stata sistemata secondo il profilo previsto in progetto. SOCIETA ITALIANA DRAGAGGI SPA Roma Via Carlo Zucchi, 25 Tel Fax sidra.it 2

3 Editoriale Con il secondo numero del 2005 desideriamo ricapitolare brevi notizie sulle attività pubbliche dell Associazione nel 2005 di cui, peraltro, abbiamo cominciato a parlare nel Bollettino n. 32. Inoltre, pubblichiamo due articoli: uno di ricerca Sperimentale di Mariani e Pattiariachi relativo ad uno studiuo sulle coste autraliane ed uno relativo alla tecnologia della vibrocompattazione di Gambi, Lenzi e Camparini, oltre alle consuete rubriche e recensioni. A proposito delle attività pubbliche, ossia della partecipazione a convegni e riunioni, la lista 2005 è piuttosto ricca, anche se il progetto di un convegno AIOM si è dovuto spostare, per ragioni contingenti, al prossimo anno. A marzo AIOM ha partecipato ad una giornata di studio in materia di vibroflottazione di terreni sciolti, in particolare in ambienti portuali. L evento, che è stato arricchito dalla visita ad un cantiere in attività (il porto turistico Camillo Luglio di Genova-Sestri Ponente), è stato organizzato dalla Keller Fondazioni di Verona cui AIOM ha partecipato con grande entusiasmo. Alcune delle relazioni presentate sono state pubblicate sul bollettino. In luglio il Presidente ha partecipato ad una Tavola Rotonda orgnizzata dal CIS-E, presso il Politecnico di Milano, promosso dal Prof. Antonio Migliacci, a proposito di un ambizioso progetto internazionale: il collegamento fluvio-marittimo tra l Adriatico ed il Danubio («Il Progetto Adriatico nel sistema idroviario europeo La connessione del sistema idrofluviale europeo con il Mare Adriatico»). I Relatori della Tavola Rotonda sono stati autorità pubbliche, professori e professionisti di altissimo spessore che troverete elencati nella recensione proposta da Maurizio Gentilomo e Giuseppe Passoni che, con Antonio Migliacci presidente CIS-E sono stati gli aurtorevoli soci AIOM presenti alla Tavola Rotonda. Il 21 ottobre ha visto, a Venezia San Giuliano, un interessantissimo simposio tecnico: Costruzioni in acciaio con palancole originali Hoesch Larssen e pareti combinate organizzato da Thyssen Krupp GFT Bautechnik, Essen e Masider S.a.s., Milano. Un accurata sintesi del convegno, scritta dalla Dr. Maria Martino, dirigente della Masider di Milano e Consigliere AIOM), è pubblicata su questo Bollettino nella Rubrica Le aziende informano. Il Comitato di Redazione ha deciso inoltre di pubblicare, sempre su questo Bollettino, l introduzione al simposio fatta dal Presidente di AIOM cui era stato chiesto di presiederlo. MEDMAR 2005, Ravenna, ottobre Il convegno, internazionale, è stato promosso dal Presidente di MEDMAR Dr. Antonio Angelucci il quale ha chiesto ad AIOM, che ha ufficialmente partecipato all incontro come Supporting Organization, di presentare un intervento tecnico specialistico. Ciò è avvenuto con l intervento, molto apprezzato, del Consigliere AIOM Massimo Montevecchi, anche nella sua veste di dirigente della Società Italiana Dragaggi, Roma, Gruppo Dredging International, Anversa. Il tema proposto da Massimo Montevecchi ha riguardato i dragaggi nei porti in particolare italiani ed i vincoli ambientali e normativi che li regolano («Technical and Environmental Aspects in Dredging Activity»). Per brevità ricordiamo soltanto i titoli delle numerose sessioni cui hanno partecipato numerosi specialisti: Port Safety and Security an International Issue; Environmental Protection; Services to Maritime and Port Operators, Health Care at Sea; Operations, Traffic and Navigation; Ports (in questa sessione è intervenuto M. Montevecchi); Environmental Protection (2); Terminals; Shipbuilding; Security Issues. Per finire, alla fine di novembre, AIOM ha collaborato all organizzazione delle «Giornate Italiane di Ingegneria Costiera», AIPCN-PIANC (Associazione Internazionale di Navigazione, Sezione italiana). Il Presidente di AIOM ne è stato uno dei membri del Comitato Scientifico. I contenuti delle Giornate sono state accuratamente riassunti nella rubrica Recensioni dal Consigliere Elio Ciralli e dall Ing. Mariella Di Leo. Mentre ci impegnamo a proseguire queste attività pubbliche cogliamo l occasione per raccomandare, ancora una volta, a Lettori, Amici e Soci di farci avere proposte di pubblicazioni volte ad arricchire un patrimonio culturale, nostro e di chi ci legge, che, siamo sicuri, sia anche un proficuo strumento di aggiornamento professionale. Segnaliamo infine che sul nostro sito (www.aiom.info) si trova l elenco degli articoli pubblicati dal 1999, ripartiti per materia, e l elenco degli Autori in ordine alfabetico. Per eventuali richieste si può prendere contatto diretto con il Direttore del Bollettino AIOM o con la Segreteria AIOM: 3

4 Consulting Engineers Dal 1964 società leader in Italia e nel mondo * infrastrutture di trasporto * opere marittime * salvaguardia ambientale e gestione territorio * idraulica e idrogeologia * strutture e costruzioni civili Sede: via Cassano d'adda, 27/ MILANO Tel (4 linee r.a.) Fax Direzione e Sede Amm.: via C. Cattaneo, VERONA Tel ; Fax

5 A field Investigation of Dispersion in a Surfzone Dominated by Longshore Currents di A. Mariani 1 and C. B. Pattiaratchi 2 Abstract Field investigations were performed in the metropolitan coast of Perth, Western Australia which during the summer, with its regular and strong sea-breeze system and its sandy beaches, has provided an ideal laboratory for the study of coastal processes. The strong longshore currents generated by the summer winds have been measured over length scales varying from 10 to 100 m and time scales of 100 to 1000 sec using recently developed GPS Surfzone Drifters (Johnson et al., 2002). As a result of these Lagrangian measurements, drifter trajectories, velocity fields and dispersion estimates have been obtained for inside the surfzone providing a valuable information to the understanding of the dispersion hydrodynamics of the surfzone. Dispersion coefficients of the order of 0.1 m 2 /s have been estimated and phenomena of convergence of the drifters along the breaker line have been observed. 1 DIIAR Politecnico di Milano, P.zza L. da Vinci, 32, Milano, 2 CWR U.W.Australia, 35 Stirling Highway, Crawley, W.Australia, 6009 Australia. The transport and the dispersing properties of the longshore current field have been also related to existing theories of dispersion by turbulence, in particular the 4/3 Richardson s power law has been found valid as a unifying approach of dispersion in the surfzone environment. Introduction Whenever we are asked to evaluate the appropriateness of any given site for such anthropic activities (refineries, power plants, municipal wastewater) that are accompanied by discharge operations of various contaminants or thermal effluents in the ocean, it is necessary to assess the ability of the coastal waters to receive and dilute the discharged materials. It is therefore important to be able to predict accurately dispersion phenomena and estimate the horizontal dispersion coefficient. Fig.1 GPS Surfzone Drifters by Johnson et al. (2002) To perform such an evaluation there are two main methods to collect the required data information on a given site: using (1) an array of fixed current meters or (2) tracking a group of drifting floats. The Eularian method provides a large number of information on the magnitude and spatial structure of the flow but the arrays of instruments have to be extensive and they are often difficult to set up and expensive. On the other hand Lagrangian measurements are simple to perform and the recent removal of Selective Availability which limited the accuracy of the GPS for military purposes, allowed the development of new techniques such as the GPS Surfzone Drifters (Fig.1) created by Johnson (2002) and the ones concurrently developed by Schmidt (2002). 5

6 In this paper we report on the results of a series of Lagrangian measurements undertaken in the surfzone in a metropolitan beach of Perth, Western Australia. In particular we have obtained estimates of : the velocities field giving information on the intensities and directions of the currents. the rate of dispersion in the surfzone in highly energetic conditions characterized by strong longshore currents (up to 1.3 m/s) and perpendicular incident breaking waves. the power law exponents of Richardson s equation, which allow us to observe a scale dependence of the dispersion up to the scale of the surfzone width. Approach Environmental setting Perth spreads over 40 km up and downstream of the Swam River which opens at the port of Fremantle. As much of the coastline of Western Australia it is sheltered from the direct impact of the swell and the storm activity by an extensive chain of reefs located up to 8 km offshore (Fig.2). Perth coastline experiences one of the most energetic sea-breeze system in the planet. The interaction between the sea-breeze system and the synoptic weather patterns is the reason for the two features that make this seabreeze unique in the world: its direction: unlike typical sea-breezes, which blows perpendicular to the shoreline, it blows parallel to the coast (i.e. southerly). its trength: during the summer days it frequently exceeds 15 m/s and can blow late in the afternoon with gale force (20 m/s). The beach of Floreat was chosen Fig.2 Location map as the site for the field experiments. In this area the absence of coastal structures such as groynes or breakwaters allows the longshore currents to fully develop under the pressure of the strong seabreeze activity. It is part of an extensive sandy beach that stretches along 20 km north Fremantle till the rocky coast of Trigg; in Floreat the coast line evolves in a north-south direction and during the summer it is exposed to the prevailing south-southwest wind which comes in a side cross onshore direction. The mean grain size is 0.54 mm and it experiences a diurnal microtidal regime with a mean spring tidal range of 0.6 m. During the summer the beach undergoes rapid adjustment in response to the diurnal seabreeze cycle with slow increase in beach volume prior to the seabreeze and rapid decrease during the seabreeze. While in the winter the passage of fronts with onshore winds and locally generated seas induces erosion, followed by accretion during the swell dominated calm periods (Pattiaratchi et al., 1997). Experiment design The experiments took place during the period of summer in the austral hemisphere when the seabreeze cycle is fully installed and the frequency of windy days is very high. 6

7 Table 1. Wave heights and wind speeds and directions SWELL SEA TOTAL WIND SPEED DIREC. day date H s (m) T s (sec) H s (m) T s (sec) H s (m) T s (sec) u ave (kn) u max (kn) 1 2/12/ WSW 2 21/12/ SW 3 10/01/ SSW 4 7/02/ SSW Five drifters were released during four days characterized by wind and waves which covered a wide range of conditions with winds blowing from 14 to 29 kn (7 to 15 m/s) and significant wave heights around 1 m with the swell dominating during the first days and the locally wind generated waves becoming gradually predominant on the last days (Tab. 1). The deployment routine consisted in carrying the five units together out in the water and release them contemporaneously just on the breaker line or slightly behind it seawards. The absolute position of the point of release being unimportant as we were interested in the relative dispersion between the drifters positions. Once released the units started to drift towards north driven by the longshore currents, eventually they were recollected once they were washed up onto shore or caught by a rip current and brought far offshore. The routine was repeated several times in a day providing the information on the current spatial patterns. The drifters were equipped with parachute drogues which opened whenever there was a differential between the surface and subsurface velocities, that is when the drifters were caught by a wave, thus increasing the drag force and avoiding the instruments to surf towards shore. The drifters are designed to resist to a highly turbulent environment as the surfzone and represent a low cost, simple to use instrument for measurements in the surfzone. Its dataloggers were set to record at 1 Hz, and the GPS allowed a positioning accuracy of 1.24 m Eastings and 1.98 m Northings (Johnson et al., 2002). The raw data obtained were smoothed using a filter at 0.1 Hz in order to eliminate the oscillations of the drifters due to incident waves. Dispersion and velocities Dispersion was examined following the method described by List, Gartrell and Winant (1990). From the position coordinates (xi(t) yi(t)) of the drifter i at the time t the position of the cluster centroid is computed: x ( t) = 0 y ( t) = 0 n i= xi ( t) 1 n yi ( t) 1 n n i= where n is the number of drifters. The variance of the drifter positions with respect to the cluster centroid is: 2 σ ( t) = x n i= 1 [ x ( t) x ( t) ] i n 1 [ y ( t) y ( t) ] 0 n 1 i 0 2 i= σ y ( t) = n 1 Following Okubo (1974), the total dispersion of the drifter clusters can be expressed as: 2 2 σ ( ) ( ) 2 x t + σ y t σ ( t) = 2 and the relative dispersion coefficient K is given by: 2 1 σ ( t) K( t) = 2 t The directionally dependent relative dispersion coefficients K x and 2 2 K y are calculated from σ x and σ y respectively. Finally the lagrangian velocities of the drifters were set simply as time derivative of the coordinate positions. Results Trajectories and velocities Ensemble plots of all trajectories for the four days of experiments are shown in Fig.3. The trajectories are significantly meandering and have different features on each day due to the different wave and wind conditions that characterised each day of experiments. But a general feature is that the drifters once released tend to spread more or less rapidly depending on the longshore current speed and on the wave conditions and then tend to cluster again later whilst drifting longshore. On day 4 for example, during all the deployments the drifters tended to travel together for the first 75 m then started to spread gradually to cluster again later at around 200 m from the release point; on that day the current was very strong (with maxima of 1.3 m/s) due to a very strong sea breeze and the swell was low to 0.5 m. While on the day 1, when the wind and the currents were lower, but the swell was more important, the spreading both in the longshore and cross-shore began immediately after the release and the tendency to cluster was less significant but was still present. During other days of experiments, 7

8 750 Day Day2 800 Day Day m/s m m/s Day Day m Day Day m/s m/s m the conditions were a mean of the conditions of day 1 and 4 and also the trajectories reflect the environmental inputs, with high waves the drifters are more subjected to a quick spreading in the cross-shore direction whilst when driven by a strong longshore current they tend to persist together. The same tendency to spread and cluster of the drifters is also observable from the currents velocity fields. Fig.4 shows the maps of velocity field generated from the drifters lagrangian velocities by calculating and averaging them in spatial bins of 10 m in the cross-shore direction and 20 m in the longshore Fig.3. Ensemble trajectories of drifter deployments for each experiment. The dashed line represents the shore line, the dotted line approximately represents the breaker line m direction. The general drifting is towards north parallel to the shoreline; in the cross-shore direction, shoreward and seaward movements are visible, corresponding to expansions or contractions of the cluster. Particularly on day 4, the drifters seem to spread by accelerating and then to cluster again while their velocities decrease. A general feature which has been observed is that the velocities are higher when the cluster diverges in the cross-shore direction whilst their values decrease when the cluster converges back together in the proximity of the breaker zone Fig.4 Maps of the averaged velocity from the ensemble of trajectories. The dashed line represents the shore line. The clustering shows the presence of mean cross-shore currents that converge towards the breaker line, these currents aren t very strong but they are persistent and continuously recall the drifters on the breaker line, both the ones that surfed towards the beach as well as the ones that went offshore. A mean cross-shore profile of the longshore velocity field was calculated and it is shown in Fig.5. The profiles are coherent with the theoretical form predicted by Longuet- Higgins (1970) with velocities gradually decreasing as we reach the shore on one side and the outer edge 8

9 0,8 0,6 0,4 0, [m] of the breaker zone on the other. While the cross-shore position of the maximum for each day shifts closer to the breaker line as the longshore current is stronger. Cluster dispersion The confidence interval of the K values is 0.756±0.330 m 2 s -1 with a confidence level of 95%. For K x and K y the confidence intervals are respectively: 0.935±0.599 m 2 s -1 and 0.965±0.495 m 2 s -1 with 95% of confidence level. The uncertainty on the K x values is more significant because in the cross-shore direction the data scatter is more substantial due to the surfing events. breaker line shoreline day1 day2 day3 day4 Fig.5 Longshore velocities profiles averaged ove all drifters data in the longshore direction Metres [m] Day4 Run Metres [m] Variance [m 2 ] Variance Variance x Variance y These values are coherent with the values of the dispersion found by Johnson (2004) for K x and K y, 0.2 and 0.3 m 2 s -1 respectively considered that those values were calculated for σ = 10 m; while the comparison with Takeawaka s (2003) measurements of m 2 s -1 for K x is more arduous because he calculated his dispersion coefficient assuming a Fickian diffusion process for a dye cloud of 5 m size (σ = 5 m). There are no other published direct measurements of the dispersion in the surfzone that we are aware of. It is to be noticed that the values of the dispersion are higher in the longshore than in the cross-shore so that the drifters disperse more along the beach then across the surfzone. In fact the dispersion in the cross-shore is limited by the two boundaries of the shore on one side and of the breaker line on the other while in the longshore there are Day4 Run1 Ky=1.669 K=0.936 Kx= Time [s] Fig.6 On the left, trajectories of the drifters for the first deployments on day 4. The dashed line represents the shoreline and the pointed line the cluster centroid s trajectory. On the right, the dispersion of the cluster for the same event and the values of the dispersion coefficient. practically no boundaries. The values of the dispersion are extremely small if compared with the ones used in numerical models in the open ocean for example, which vary from 1 to100 m 2 s -1. But again the presence of the boundaries limits the growth of the dispersion values and the time scales are usually extremely different. The analysis of the cluster dispersion leads often to the same observations made on the trajectories and the velocities: in Fig.6 the first deployment of day 4 of experiments is taken as exemplar to illustrate the cluster dynamics. We can classify three stages: 1. from 0 to 150 sec and covering a length of about 100 m, the drifters persist together moving along on the breaker line; the variances in the cross-shore and in the longshore direction are both low and there is very low dispersion. 2. from 150 to 225 sec and on a length of about 200 m, a wave event enhances the turbulence and the dispersion. The dispersion is stronger in the cross-shore direction but it increases also in the longshore. 3. from 225 to 350 sec and on a length of 200 m the drifters are brought back by the crossshore currents in the breaker line zone thus the dispersion in the cross-shore direction decreases, while the longshore dispersion starts to increase rapidly for the shear of velocities in the cross-shore direction. As said at the previous paragrapf periods of clustering follow periods of spreading of the drifters, the interval between them and their duration are dependent on the waves and wind conditions. 9

10 10 1 Day Day K σ K σ σ σ Day3 Kx Ky Cross shore least squares regression fit Longshore least squares regression fit Day4 Kx Ky Cross shore least squares regression fit Longshore least squares regression fit K σ K σ σ σ Dispersion scale dependence All mechanisms responsible for turbulent dispersion can be lumped into a single empirical law: Richardson s (1926) law of diffusion or 4/3 power law: 1 / 3 4 / 3 K = cε l where the dispersion coefficient K is related to the length of scale l through a 4/3 power exponent; c is a constant and ε is the rate of turbulent kinetic energy dissipation. Whether in the atmosphere or in the open ocean, this equation allows a unifying approach to the dispersion phenomena (Okubo, 1971), but since the basic concepts involved in the law is that the eddies responsible for the horizontal spread of substance are locally isotropic and homogenous, it is surprising that the same approach could be use for the dispersion in the surfzone whose turbulence field Kx Ky Cross shore least squares regression fit Longshore least squares regression fit 10 2 is neither isotropic nor homogeneous. The dispersion coefficients K are plotted versus the scale of diffusion represented by the standard deviation σ in the diffusion diagrams of Fig.7. Though the data show a consistent scattering, the scale dependence of the dispersion appears clearly. The confidence intervals at a 95% level for the power law exponents of the least square regression fit lines are found to be: a = 1.245±0.299 for the total dispersion ax=1.364±0.215 for the dispersion in the cross-shore direction ay = 1.332±0.256 for the dispersion in the longshore direction The exponents are very close to 4/3 which is a verification of the fact that the 4/3 power law remains valid independently from the details of the small or large scale flow Kx Ky Cross shore least squares regression fit Longshore least squares regression fit Fig.7 Cross-shore and longshore dispersion coefficients versus standard deviation for the experiments on day1 to 4. The dispersion coefficients were averaged in one metre bins of st. dev. Of cross-shore and longshore separation. Summary and Conclusions This investigation of the dispersion in the longshore current field of the surfzone has allowed to estimate: the velocities field of the longshore currents. the rate of dispersion in the surfzone. the power law exponents of Richardson s equation. The analysis of the velocities has permitted the observation of mean cross-shore currents convergent towards the breaker line which means seaward in the surfzone and shoreward in the outer edge of the surfzone; these currents are weak and easily overwhelmed by the turbulence enhanced by the arrival of waves but still persistent and their action provokes clustering axed on the breaker line. Dispersion coefficients are found to be of the order of 0.1 m2/s, which 10

11 is an order of magnitude higher compared to the coefficients used for example in the modeling of the surfzone by Rodriguez et al.(1995) and also in the work by Takeawaka et al.(2003) but they are coherent with the values measured by Johnson (2004) in similar oceanographic conditions. The wave and wind climate has a major influence on the values of these coefficients and the highly energetic conditions in which most of the field work has been completed explains the magnitude of the scatter. Finally scale dependence up to the width of the surfzone has been represented through the diffusion diagrams first conceived by Okubo (1974). Richardson s (1926) 4/3 power law has revealed its validity independently from the oceanographic or atmospheric conditions and from the small scale details of the turbulence. In fact the eddies in the surfzone caused by wave breaking are far from being isotropic or homogenous. References Arcilla, A. S., Lemos C.M., Surfzone Hydrodynamics. Centro International de metodos numericos en ingenieria. Pineridge press. Batchelor, G., (1952). Diffusion in a field of homogenous turbulence. Proc. Camb. Phil. Soc., 48. Boffetta, G. et al.(2002). Statistics of two particle dispersion in two dimensional turbulence. American Institute of Physics, Volume 14, Number 9. Bowen, A., (1969a).The generation of longshore currents on a plane beach. J. Marine Res., 27: Chatfield, C., The analysis of time series. An introduction. Chapman and Hall. Gioia, G. et al.(2004). The Richardson s law in large eddy simulations of boundary layer flows. arxiv: physics/ v1. Horikawa, K., Nearshore dynamics and coastal processes. Theory, measurement, and predictive models. Univ. of Tokyo press. Komar, P. (1976).Beach processes and sedimentation. Prentice Hall, United States. Johnson, D. (2004). The spatial and temporal variability of nearshore currents. Ph.D. thesis. University of Western Australia. Johnson, D., Stocker, R., Head, R., Imberger, J., Pattiaratchi, C., (2003). A compact low-cost GPS drifter for use in the oceanic nearshore zone, lakes and estuaries. J. of Atmospheric and Oceanic Technology, 20. Fredsoe J., Deigaard, R., Mechanics of coastal sediment transport. Advanced series on ocean engineering Volume 3. World Scientific. Larson M., Kraus N.C. (1991). Numerical model of longshore current for bar and trough beaches. J. WPCOE, ASCE, 117, pp Longuet-Higgins & Stewart, (1964). Radiation stresses in water waves: a physical description with applications. Deep Sea Research, 11, Longuet-Higgins, (1970a). Longshore currents generated by obliquely incident waves. J. of Geophysical Research, vol 75, 33. Longuet-Higgins, (1970b). Longshore currents generated by obliquely incident waves. Journ. of Geophysical Res. vol 75, 33. List, E.J. (1990). Diffusion and dispersion in coastal waters. J. of Hydraulic Eng., Vol. 116, No 10. Masselink, G., Pattiaratchi C. (1998). The effect of sea breeze on the beach morphology, surfzone hydrodynamics and sediment resuspension. Marine Geology 146: Monin AS, Yaglom AM. (1975). Statistical fluid mechanics: mechanics of turbulence. Vol. 2. Cambridge, MA/London, UK.: MIT. pp.874 Olsson, D., (2004). Field studies of rip currents in the lee of coastal structures, Engineering Honours Thesis, Univ. Western Australia. Okubo, A.(1974). Some speculations on oceanic diffusion diagrams. Rapp. P.-v Cons. int Explor.-Mer, 167: Pattiaratchi, C. et al., (1997). Impact of sea-breeze activity on nearshore and foreshore processes in southwestern Australia. Continental Shelf Research, Vol. 17, No 13, pp Richardson, L. (1926). Atmospheric diffusion shown on a distance-neighbour graph. Proc. Roy. Soc., A110: Rodriguez, A. et al. (1995). Pollutants dispersion in the nearshore region: Modelling and measurements. Wat. Sci. Tech. Vol. 32, Nº 9-10, pp Sawford, B. (2001). Turbulent relative dispersion. Annu. Re. Fluid Mech., 33: Schmidt, W., Woodward, B. et al. (2003). A GPS-tracked surfzone drifter. J. Atmos. Ocean. Tech., 20: Stocker, R. et al. (2003). Horizontal transport and dispersion in the surface layer of a mediumsized lake. Limnol. Oceanogr., 48(3), Verspecht, F., 2002, Oceanographic studies around the North West Cape, Western Australia, Engineering Honours Thesis, Univ. of Western. Australia. Takewaka, S., Misaki, S., Nakamura, T., 2003, Dye diffusion experiment in a longshore, current field, Coastal Engineering Journal, World Scientific Publishing Company and Japan Society of Civil Engineers. 45(3). Tseng, R.-S. (2001). On the dispersion and diffusion near estuaries and around islands. Estuarine, Coastal and Shelf Science. 54,

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13 Vibroflottazione di riempimenti a mare realizzati con materiale proveniente da attività di demolizione di A. Gambi, M. Lenzi e M. Camparini (3) Premessa Il 18 marzo 2005 si è tenuta A Genova una Giornata di Studio dedicata alle tecniche di vibrocompattazione profonda in ambito portuale e marino. La giornata è stata organizzata dalla Keller Fondazioni in collaborazione con l Ordine degli Ingegneri della Provincia di Genova e con l AIOM, ed ha visto una folta partecipazione di tecnici progettisti e geotecnici. Nel corso della Giornata sono state presentate varie memorie relative ad applicazioni pratiche in ambito portuale e per gentile concessione degli organizzatori abbiamo il piacere di presentare in questo numero quella relativa ad un intervento di ampliamento di aree di cantieristica nautica nel porto di La Spezia. Introduzione In campo portuale i riempimenti a mare eseguiti con riporto di materiale arido naturale o proveniente da demolizione di costruzioni necessitano di un trattamento di compattazione profonda per conseguire omogeneità, resistenze e rigidezze adeguate alla destinazione d uso delle aree produttive.riguardo que- 3 Direzione Tecnica, Gruppo ACMAR di Ravenna Foto 1 - Vista da mare delle palancole e del riempimento. sto ambito tecnico nella memoria si analizzano i criteri di progetto, i requisiti di accettazione del materiale per il riempimento, le modalità di compattazione, i risultati dei campi prove e quelli effettivi conseguiti mediante vibroflottazione nei lavori di ampliamento del Cantiere Nautico SLYS (Spezia Luxury Yacht Service) sito nel porto di La Spezia e di proprietà del Gruppo Ferretti di Forlì. Il progetto di ampliamento citato comprende l espansione di aree produttive in zone originariamente a mare, da conseguire mediante l infissione di palancola-ti metallici ed il successivo riempimento a tergo con materiale arido sino alla banchine esistenti radicate a terra (Foto 1). La operazione di rinterro, eseguita per progressivo avanzamento da terra con scarico mediante ribaltabili, comporta inevitabilmente assestamenti del materiale di riporto che senza apporto di energia meccanica si addensa sotto il solo peso proprio efficace. Al fine di migliorare le caratteristiche del riporto idraulico è stato perciò proposto ed effettuato un trattamento di compattazione profonda mediante vibro-flottazione, individuando in sede di progetto sia i requisiti degli aggregati che le tecniche per il costipamento del riempimento, di circa 9.00 m di spessore medio. Essendo reperibili in zona aggregati C&DW (Construction and Demolition Waste), ossia di materiale di riciclo ottenuto per frantumazione e successiva omogeneizzazione di materiali provenienti da costruzioni e attività di demolizioni, è stata considerata nello specifico tale opzione tenuto conto sia della difficoltà di reperire inerti naturali che del volume di materiale da porre in opera, di oltre metri cubi. 13

14 L abbinamento della tecnica della vibroflottazione con l impiego di materiale proveniente da attività di demolizione e l entità del volume di riempimento trattato inseriscono l intervento in oggetto nel novero delle applicazioni più significative di compattazione profonda realizzate recentemente in Italia [6]. Requisiti di progetto Le caratteristiche principali del progetto di ampliamento sono schematicamente riassunte nella planimetria riportata in fig. 1, nella quale sono evidenziate le aree1 di espansione a mare. Tra gli o- biettivi fissati dal progetto di ampliamento l utilizzo delle aree produttive imponeva requisiti impegnativi dovendo il riempimento far fronte a: carichi rilevanti circolanti sui piazzali e sui corona-menti delle banchine durante le operazioni di varo dei natanti (Travell con portata sino a 3000 KN) ; stoccaggio di materiale a tergo delle banchine (sovraccarico di 30 KPa); carichi rilevanti trasmessi alle fondazioni dei capannoni industriali (2400 KN / plinto) azione sismica, conseguente alla classificazione con l Ordinanza 3274 dell area in zona 3. Fig. 1 Planimetria generale dell intervento. Il soddisfacimento di questi requisiti era peraltro condizionato al rispetto dei seguenti vincoli: forma articolata del contorno delle banchine; presenza ed interferenza dei tiranti di ancoraggio delle palandole; garanzia di agibilità dei siti produttivi, requisito ad alto valore economico in relazione alla qualità dei pro-dotti del cantiere nautico (yacht di lusso). Allo scopo di conseguire questi obiettivi è stato eseguito un trattamento generale su tutta l area di riporto mediante vibroflottazione, integrata in corrispondenza delle fondazioni delle strutture portanti dei capannoni e dei fabbricati da colonne di jet-grouting (fig. 2 e 3) del diametro di 1200 mm e lunghezza di 16 m. L esecuzione della vibroflottazione e del jetgrouting è stata affidata alla Soc. KELLER Fondazioni, con la cui collaborazione è stato messo a punto l intervento illustrato nel seguito. Vibroflottazione Come già indicato il materiale di riporto posto in opera per a- vanzamento da terra con scarico diretto a mare risulta addensato sotto la sola pressione del peso proprio efficace e pertanto viene a trovarsi in uno stato sciolto caratterizzato da una modesta densità relativa. Fig. 2 Sezione tipica sui pennelli. Fig. 3 Particolare maglia di vibroflottazione (campo libero e zona tiranti). 14

15 Fig. 4 Fuso di idoneità della vibroflottazione Al fine quindi di aumentarne la resistenza, di migliorarne il comportamento dinamico sotto l azione sismica (in termini di potenziale di liquefazione) e di incrementarne la rigidezza al fine di limitare i cedimenti assoluti e differenziali, è stata effettuata nel corpo del riempimento un trattamento di vibroflottazione con l obiettivo di incrementarne in misura sostanziale la densità relativa. La tecnologia della vibroflottazione ha ovviamente un suo ben specifico campo di applicazione essendo l efficacia dell addensamento per vibrazione massima in terreni naturali o in materiali di riporto la cui curva granulometrica risulta compresa all interno del fuso riportato in fig. 4 (Brown [1], [2]). Tale criterio è stato quindi quello adottato per la Foto 2 Punta vibrante Vibro S300 Keller. scelta del materiale di riciclo da utilizzare per il riempimento, la cui pezzatura 0-70 mm è stata scelta dopo ripetute prove di qualificazione illustrate nel seguito. Definito l ambito di pertinenza e di efficacia dell intervento, si ritiene utile presentare alcuni aspetti caratteristici della tecnologia unitamente ai valori assunti per i parametri di progetto. Il trattamento colonnare di vibroflottazione consiste nell indurre nel terreno granulare tramite una vibrazione impressa uno stato di sostanziale liquefazione che riduce a valori minimi l attrito interno tra i grani. Al cessare della vibrazione indotta le particelle si aggregano per gravità in uno stato tanto più denso quanto maggiore è l energia impressa con la vibrazione. Nel caso in esame il trattamento colonnare é stato eseguito adottando uno schema planimetrico a maglia rettangolare, con vertici disposti ad interasse variabile da 2.00 m a 3.00 m. La maglia dei punti di infissione è stata adattata localmente alla geometria dei vincoli esistenti rappresentati sia dalle palancole a mare che dalle palancole di contrasto, rispetto alle quali è stata mantenuta per entrambe una distanza minima di sicurezza di 3.00 m verificata con test in sito. Nelle zone di interferenza con i tiranti di ancoraggio,disposti ad interasse di 2.00 m, l intervento di addensamento del riempimento è stato eseguito secondo allineamenti paralleli ai tiranti stessi ed in asse tra un tirante e l altro. In campo libero invece è stata scelta una maglia quadrata di 3.00 m di lato sulla scorta dei risultati di un campo prove eseguito in sito per tarare l intervento di vibroflottazione in relazione alla potenza del macchinario utilizzato, ossia dell energia trasmessa e della frequenza della vibrazione impressa, ed all assortimento granulometrico del materiale utilizzato per il riempi-mento e per il reintegro del volume addensato. Con tali prove è stata determinata la curva di influenza del trattamento di vibroflottazione, valutata in termini di incremento di resistenza alla punta al variare della distanza dal punto trattato. Da un punto di vista esecutivo la vibroflottazione consiste nell inserire, mediante un maglio montato su un escavatore a fune, una punta vibrante (vibratory probe) sino alla profondità massima prevista per il trattamento, sfruttando la vibrazione del maglio ed il peso dell utensile (foto 2). 15

16 Foto 3 Fase di vibroflottazione con reintegro di materiale. Foto 4 Materiale di riciclo utilizzato per il riempimento. grande influenza la natura del materiale di riempimento, l energia impressa (misurata tramite l amperaggio assorbito), la frequenza di vibrazione orizzontale indotta, la metodologia utilizzata per il riempimento (ossia la densità relativa iniziale), la quota della falda (terreno saturo o immerso), la percentuale di materiale fine e la pressione efficace di confinamento. Una volta raggiunta la profondità di progetto la punta viene messa in vibrazione nel piano orizzontale dalla rotazione di una massa eccentrica, su di essa calettata. La punta vibrante viene fatta risalire lentamente provvedendo nel contempo al riempimento del foro con materiale arido per compensare la riduzione di volume conseguente all addensamento del terreno. Nel caso in esame il mezzo vibrante impiegato, denominato S300, sviluppa una potenza di 150 KW ed una forza centrifuga di 300 KN. Durante la fase di infissione della camicia d acciaio e durante la fase vera e propria di vibroflottazione è stata utilizzata anche acqua in pressione al fine di rimuovere dal terreno le parti più fini, di peggiori caratteristiche geotecniche, sostituendole con il medesimo materiale inerte C&DW utilizzato per il riempimento (foto 3-4), ma di pezzatura maggiore ( mm). Il criterio per selezionare il materiale di reintegro è consistito nel verificare che il numero di idoneità proposto da Brown [3] soddisfi la: 1/ N = < D50 D20 D10 nella quale D 50, D 20 e D 10 sono le dimensioni in millimetri del passante al 50%, al 20% e 10% ai setacci ASTM. Il numero di idoneità del materiale utilizzato è risultato mediamente pari circa a 10. Sulla base di quanto illustrato ed in relazione alle modalità esecutive della vibroflottazione risulta chiaro che l addensamento massimo nel materiale di riempi-mento si verifica in corrispondenza della verticale del punto di infissione della punta vibrante e si riduce man mano che ci si allontana da questa in direzione radiale. La compattazione conseguita in un dato punto della maglia risulta poi dal cumularsi degli effetti indotti nel riporto dal costipamento effettuato nei vari punti di infissione della punta vibrante. L addensamento risulta pertanto massimo in corrispondenza dei punti trattati e minimo nel baricentro della maglia elementare scelta per il trattamento. Per valutare quantitativamente in sede di progetto l efficacia dell intervento di vibroflottazione si possono utilizzare correlazioni reperibili in letteratura, che consentono di individuare la curva di influenza del singolo intervento (Fig. 6), nota la quale si può poi ricavare per sovrapposizione l efficacia complessiva del trattamento in un dato punto (fig. 7). Peraltro la curva di influenza risente di molteplici fattori e può essere definita con precisione solo in via sperimentale essendo l aleatorietà dei parametri decisiva sull efficacia della vibroflottazione. Tra questi hanno, in generale, Fig. 6 Curva di influenza della vibroflottazione. Fig. 7 Sovrapposizione degli effetti di vibroflottazione. 16

17 Fig 8 Campo prove: Resistenza prima e dopo la vibroflottazio in prossimità delle colonne Alla luce di queste considerazioni ed al fine di sostanziare le scelte progettuali, è stato programmato ed eseguito un campo prove in sito con verifica del grado di addensamento raggiunto mediante prove penetrometriche dinamiche eseguite prima e dopo il trattamento di vibroflottazione, a varie distanze dall asse di infissione della punta vibrante, procedendo secondo la filosofia del Design by Testing. Il risultato delle prove preliminari, espresso in termini di resistenza alla punta, ha fornito indicazioni sia di tipo diretto, relative all incremento di resistenza, che indiretto, relativamente al grado di addensamento ottenuto, come illustrato in dettaglio nel seguito in sede di valutazione dei risultati. Le prove penetrometriche comparative sono state inoltre effettuate anche dopo alcuni giorni dal termine del trattamento colonnare al fine di verificare l influenza della dissipazione delle sovrappressioni interstiziali generate dalla operazione di vibroflottazione senza peraltro verificare incrementi apprezzabili di resistenza, diversamente da quanto è sovente riscontrare nei ter-reni Fig 9 naturali. Ciò è imputabile alla mancanza di significative frazioni coesive o cementanti nel materiale di riporto. Requisiti del materiale di riempimento Per la caratterizzazione e la selezione del materiale di riempimento si è fatto diretto riferimento alla norma tecnica UNI 10006, ancora in vigore durante i lavori, Costruzione e manutenzione delle strade: Tecnica di impiego delle terre - Aggiornamento 2002 ed in particolare dell Appendice A: Aggregati provenienti dalle attività di demolizione e costruzione e dalle loro miscele con rifiuti minerali recuperabili per impieghi stradali ed assimilati: Requisiti. Tale norma riportava appunto i requisiti richiesti per l accettazione del materiale C&DW per impieghi in campo stradale, nei riempimenti e nelle colmate relativamente sia alla provenienza delle materie prime e secondarie che alla granulometria e alle caratteristiche meccaniche del prodotto omogeneizzato. Campo prove : Resistenza prima e dopo la vibroflottane al centro della maglia elementare I materiali provenienti da attività di demolizione contengono in prevalenza materiali litici, pietrisco, calce-struzzi, laterizi, ecc. di cui debbono possedere una adeguata percentuale in massa (>70%), limitati quantitativi di materiali minerali di cui è ammesso il recupero nel corpo stradale (<25%) e di materiali silicei (<15%), con esclusione di materiali deperibili, metalli e materie plastiche di cui sono ammesse complessivamente solo percentuali ridottissime (<0.3%). Il fuso granulo-metrico ammesso per i materiali C&DW in base alla vagliatura ai setacci da 63 mm, da 4 mm e mm risultava affine a quello di una terra naturale classifica-bile come A1b, essendo la percentuale di passante al setaccio da mm inferiore al 25% e l indice plastico inferiore a 6. La caratterizzazione meccanica risulta in ogni caso necessaria qualora l impiego del materiale ne comporti il costipamento, come nel caso in esame, ed al riguardo sono state fissati i limiti di accettazione per la prova di abrasione (prova Los Angeles), la prova di produ- 17

18 Tab. I Requisiti di progetto del materiale proveniente da C&DW Tab. II Prove di qualifica del materiale di riempimento zione di finissimo (che fornisce un indicazione della tendenza alla frantumazione del materiale sotto l azione dei mezzi costipanti), e la valutazione dell indice CBR che fornisce un indicazione sulla capacità portante del materiale costipato in base alla resistenza alla penetrazione di una punta infissa in provini saturi dopo 4 giorni di imbibizione in acqua, ritenuta significativa tenuto conto dell impiego del materiale per riempimento idraulico. I requisiti di accettazione stati quindi fissati come segue: Provenienza e granulometria Provenienza : Materiale riciclato C&DW (Allegato A - UNI ) Classificazione: A1b (UNI ) Granulometria: 0-70 mm per il riempimento da quota fondale a quota piazzale e 0-30 mm per il pacchetto di stabilizzato Caratteristiche meccaniche Prova Los Angeles: b 45 Produzione di finissimo per costipamento: < 5% Indice CBR su provino saturo 15 Modalità di Costipamento 0-70 mm: vibroflottazione del riempimento da quota fondale ( 8.00 m) a quota m 0-70 mm: compattazione del pacchetto di sottofondo con rulli vibrante (da m a m) 0-30 mm: compattazione del pacchetto di stabilizzato con rulli vibranti (da m a m) In Tab. I è riportato il dettaglio dei requisiti fissati in sede di progetto. Prove di caratterizzazione del materiale Definiti i requisiti di accettazione per il materiale di riempimento a mare è stato scelto il riciclo prodotto nell impianto di macinazione ed omogeneizzazione della Soc. INERTECO di La Spezia, materiale che è stato ripetutamente campionato sia in sede di qualifica che durante l esecuzione dei lavori. Il materiale omogeneizzato è risultato equivalente in termini granulometrici e di indice plastico ad un materiale A1a (UNI ) rispondendo alle prescrizioni di capitolato che prevedeva l impiego di materiale classificato A1a o A1b. Nello specifico sono state determinate le seguenti proprietà fisicomeccaniche: analisi granulometrica dimensione massima dell aggregato percentuale e natura delle parti fini (passante setaccio mm) indice plastico densità massima (Prova AASHO Modificata) 18

19 indice C.B.R. su provino saturo percentuale di produzione di finissimo perdita per abrasione (prova Los Angeles) percentuale di sostanze estranee Le prove fisiche e meccaniche sono peraltro idonee a caratterizzare meccanicamente un materiale da costipare mediante con rulli vibranti. Tenuto conto delle modalità di addensamento per vibroflottazione, al fine di simularne l effetto, sono state effettuate presso il Laboratorio Geomeccanico di Pesaro anche prove con tavola vibrante su provini immersi delle pezzature 0-30 e 0-70 mm su, con i risultati riportati in Tab. II. Le prove sono state eseguite a frequenza costante di 60 Hz variando l ampiezza della oscillazione impressa. Come si può notare l efficacia della vibrazione è evidente come mostra la marcata variazione di densità massima raggiunta. Per quanto concerne i controlli in corso d opera, dopo la caratterizzazione iniziale del materiale, la frequenza del controllo è stata effettuata mediamente ogni cubi di materiale fornito utilizzando i medesimi criteri. Prove preliminari in corso d opera Definite le caratteristiche dei materiali di riempimento e le modalità dei controlli, la fase successiva è stata la scelta delle modalità di compattazione. Per tarare l efficacia del trattamento è stato eseguito un campo prove variando l energia immessa, la dimensione della maglia e la pezzatura del materiale di reintegro. Le variazioni delle caratteristiche meccaniche del terreno vibrocompattato sono state controllate con prove penetrometriche dinamiche effettuate con un maglio da 50 kg rilasciato da un altezza di 1.00 m, misurando l avanzamento ogni 10 cm della punta conica di un asta avente diametro di 45 mm. Le prove sono state eseguite a varie distanze dai punti di infissione delle punti vibranti e nel baricentro nella maglia elementare, sia prima del trattamento di vibroflottazione che dopo l esecuzione di un numero adeguato di colonne attorno alla maglia campione. I risultati ottenuti sono riportati in fig. 8-9 e si riferiscono ai valori di colpi del penetrometro dinamico relativi alla verticale prossima al punto di vibroflottazione (densità massima) ed al centro della maglia (densità minima). Come si può notare il trattamento risulta sufficientemente uniforme lungo tutta l altezza trattata mentre, come da ipotesi, l efficacia si riduce muovendosi lungo la diagonale sino al centro della maglia campionata. Su entrambe le verticali si evidenzia invece il marcato incremento di resistenza rispetto alla situazione prima del trattamento di addensamento. Come si può notare la resistenza media riscontrata prima del vibroflottazione è risultata dell ordine di 1-3 colpi/10 cm di affondamento mentre dopo il trattamento è risultato dell ordine di colpi/10 cm di affondamento. I risultati del monitoraggio eseguito invece nel corso dei lavori ed effettuato sempre mediante esecuzione di prove penetrometriche dinamiche, sono riportati in fig I risultati ottenuti nel campo prove sono simili a quelli del campo prove, con valori medi delle resistenze nel terreno trattato dell ordine anche in questo caso nel baricentro della maglia elementare di colpi/10cm di affondamento. Fig. 10 Resistenza alla punta in sito prima del trattamento - punto di vibroflottazione Fig. 11 Resistenza alla punta in sito dopo il trattamento punto di vibroflottazione.. 19

20 Fig. 12 Resistenza alla punta in sito prima del trattamento baricentro maglia elementare.. Interpretazione dei risultati L efficacia della vibroflottazione può essere valutata concretamente solo in termini di incremento percentuale della resistenza alla puntain termini indiretti l efficacia del trattamento può essere valutata tramite correlazioni che forniscono una stima della densità relativa conseguita. Va peraltro tenuto presente a questo riguardo che accanto ad evidenze sperimentali che mostrano con chiarezza come la densità relativa sia correlata, sia per i terreni naturali che per i materiali di riporto, alla resistenza alla punta, N SPT ed alla pressione efficace verticale, σ v, e che per una data profondità aumenti al crescere della resistenza dinamica offerta dal terreno, le correlazioni che legano la resistenza alla punta alla densità relativa risultano intrinsicamente empiriche e fortemente dipendenti dalle caratteristiche del penetrometro utilizzato. Fatta questa doverosa annotazione, nel seguito si riporta il criterio utilizzato nel caso in esame per la stima della densità relativa raggiunta. Tra le correlazioni esistenti si è fatto riferimento a quel-la proposta da Bazaara [4] che nell ambito dei valori di pressioni efficaci in esame, inferiori a 75 KPa, propone la e- guenterelazione: ' ' [ 20( σ )] 0. 5 D nella quale: ' N N R = N SPT / V SPT = SPT 20 ( 15) rappresenta il numero di colpi corretto per terreni sotto falda, essendo N SPT il numero di colpi registrato in assenza di falda di una prova SPT. Le prove penetrometriche di controllo sono state eseguite impiegando, come ricordato, un penetrometro da cantiere a punta conica seguendo la procedura tedesca. Per poter far uso diretto della correlazione indicata da Bazaara occorre definire una correlazione tra il numero di colpi necessari per l avanzamento del penetrometro dinamico SPT, che è costituito da un asta con fondo aperto, con il numero di colpi registrato dal penetrometro utilizzato in cantiere. Quest ultimo, utilizzando un peso di 50 kg con caduta di 1.00 m, ha la medesima energia di impatto del penetrometro SCPT, a punta conica tipo Meardi-AGI, che impiega un peso di 73 kg con caduta da 0.70 m. Pertanto, essendo eguale l energia di impatto si è assunto in via semplificata la relazione proporzionale all affondamento: Fig. 13 Resistenza alla punta in sito dopo il trattamento baricentro maglia elementare. ( ) ' N dpsh = ' 30 3N10 essendo N 30(DPSH) il numero di colpi necessari per produrre l avanzamento di 30 cm di un penetrometro tipo Meardi ed N 10 il numero di colpi registrato con il penetrometro di cantiere per l avanzamento di 10 cm. Per completare la correlazione occorre poi definire il legame tra le prove SPT e le prove SCPT. A tal riguardo si è fatto riferimento agli studi condotti da Goel e alle indicazioni fornite da pubblicazioni dello Studio Geotecnico Italiano relative a prove in banchi di sabbie e ghiaie a cui si può assimilare il riempimento esegui-to. Le relazioni proposte forniscono valori nel range: ' N 30 ( DPSH ) = 0, N SPT con valore suggerito di 0.6 ( Cestari [4]) e con valor medio di 0.75, assunto in via conservativa nel seguito come limite superiore. Ne consegue pertanto che la correlazione cercata tra prove in campo e prove Standard Penetration Test è indicativamente la seguente: ' ' N SPT 4 5N 10 In fig. 14 sono riportati in funzione della profondità e per una densità relativa pari all 80%, il numero di

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