Facoltà di Ingegneria Istituto di Idraulica e Infrastrutture Viarie

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1 Università Politecnica delle Marche Facoltà di Ingegneria Istituto di Idraulica e Infrastrutture Viarie Autorità Portuale di Ancona OPERE DI AMMODERNAMENTO E POTENZIAMENTO IN ATTUAZIONE DEL P.R.P. VIGENTE 2^ FASE DELLE OPERE A MARE 1 STRALCIO CONSULENZA IDRAULICO-MARITTIMA E STRUTTURALE PER I LAVORI DI COMPLETAMENTO E FUNZIONALIZZAZIONE DELLA NUOVA BANCHINA RETTILINEA E DEI PIAZZALI RETROSTANTI RELAZIONE IDRAULICA Il Presidente dell Autorità Portuale GIOVANNI MONTANARI Il Responsabile Prof. Ing. ALESSANDRO MANCINELLI Ancona, li luglio 2007

2 GRUPPO DI LAVORO DELL ISTITUTO DI IDRAULICA E INFRASTRUTTURE VIARIE DELL UNIVERSITÀ POLITECNICA DELLE MARCHE PER LA PRESENTE CONVENZIONE Prof. Ing. Alessandro Mancinelli Dott. Ing. Carlo Lorenzoni Dott. Ing. Sara Corvaro professore ordinario ricercatore dottoranda di ricerca

3 ALLEGATO B RELAZIONE IDRAULICA CARATTERISTICHE DEL MOTO ONDOSO DI PROGETTO INCIDENTE LA BANCHINA Le parti e gli elementi della sottostruttura sono sottoposte alle sollecitazioni di carattere idraulicomarittimo riferibili principalmente, in particolare, all azione delle onde del mare da vento che, propagandosi dalle acque profonde fino al bacino portuale, giungono ad incidere il tratto di banchina oggetto del presente studio. Come peraltro indicato già negli studi sia della prima che della seconda fase dei lavori di ampliamento del porto di Ancona la banchina in questione risulta esposta direttamente alle ondazioni di provenienza settentrionale per il periodo transitorio, almeno fino al completamento delle opere di terza fase, riferibili alla realizzazione del nuovo molo di protezione sopraflutto. Ovviamente durante questa fase temporanea risulta abbastanza elevato il rischio che essa possa essere sottoposta all azione delle onde suddette, per cui la sua operatività risulta parzialmente limitata e subordinata all accadimento delle condizioni più gravose di tali eventi meteomarini. Nelle successive verifiche idrauliche della presente relazione si fa riferimento, per il bacino antistante l opera di banchina, al valore della profondità indicata dal vigente piano regolatore portuale (14 m). Questo anche se, nella prevista evoluzione cronologica dei lavori, tale bacino sarà dragato a tale prevista profondità di progetto solo nella quarta fase di ampliamento del porto, quindi presumibilmente dopo che sarà stata completata la terza fase delle opere a mare, cioè dopo che il nuovo molo di sopraflutto sarà stato realizzato ed il bacino risulterà protetto dalle più gravose condizioni ondose di provenienza settentrionale presenti al largo del bacino stesso. Comunque è anche da rilevare che, considerando una diversa profondità di riferimento per il bacino antistante la banchina, per esempio più realisticamente quella naturale, attualmente presente, pari a circa 6-8 m, le verifiche di natura idraulica risulterebbero ugualmente soddisfatte, in quanto soprattutto i carichi ondosi risulterebbero notevolmente ridotti. Inoltre è da notare che il tratto della banchina di seconda fase risulta essere direttamente esposto anche alle ondazioni della traversia secondaria, che in questo caso consistono nell azione degli eventi ondosi provenienti dai quadranti occidentali. Questo almeno fino al completamento anche 1

4 della diga foranea di difesa sottoflutto, prevedibile solo con le fasi dei lavori di ampliamento del porto successive alla terza. Tutto ciò significa che, per ottenere le sollecitazioni ondose più gravose che, in questa fase provvisoria, possono interessare la banchina a giorno in questione, occorre confrontare gli effetti su tale tratto di banchina delle onde incidenti provenienti sia dalla imboccatura (provvisoria) settentrionale (da intendersi costituita fra l attuale testata settentrionale della diga foranea e la testata dell attuale molo Nord) che da quella (sempre provvisoria) meridionale (da intendersi configurabile a Sud dell attuale tratto della stessa opera foranea a scogliera, che dovrebbe costituire il molo di sottoflutto del futuro Porto di Ancona). In questo caso sono state indicate come bocche provvisorie le aperture presenti allo stato attuale dei lavori di ampliamento del Porto in corso di realizzazione. L ondazione di provenienza settentrionale che risulta incidere la posizione più sfavorevole della banchina considerata (che risulta essere il suo spigolo settentrionale in quanto più vicino ed esposto alle ondazioni provenienti dall apertura settentrionale) ed avente un periodo di ritorno di 140 anni (tempo di ritorno dell evento di progetto dedotto secondo i criteri indicati dalle Istruzioni tecniche per la progettazione delle dighe frangiflutti) corrisponde ad un onda avente al largo (in acque profonde) la direzione di provenienza di 345 N ed alta 6,75 m (come risultato dalle elaborazioni delle onde estreme effettuate sulla base dei dati della boa della Rete Ondametrica Nazionale posta al largo di Ancona nei primi cinque anni di funzionamento ). Il periodo ondoso associato al predetto valore di altezza d onda risulta essere pari a 8,75 s. In considerazione della propagazione di tale ondazione sino al sito costiero del Porto di Ancona, dei conseguenti effetti della rifrazione e dell acclività del fondale e di quelli dovuti alla diffrazione prodotta dall esistente molo Nord del porto e del presente tratto della diga foranea, tale ondazione giunge sul punto più sfavorevole della banchina in esame, che, come detto corrisponde al suo spigolo settentrionale, incidendolo con altezza significativa pari a 3,60 m (valore arrotondato per eccesso) e con direzione di provenienza 1 N. Tali valori caratteristici, corrispondenti in particolare a quelli di una ondazione entrante nel bacino della banchina rettilinea attraverso la cosiddetta bocca provvisoria settentrionale, saranno adottati per i calcoli di verifica idraulica del tratto di banchina in questione. Tutte le ondazioni di provenienza settentrionale presentano direzioni di incidenza sulla banchina comunque oblique rispetto ad essa. La più ortogonale, che è anche la più pericolosa per la stabilità degli elementi sottostrutturali dell opera a giorno, presenta un angolo pari a 50 rispetto 2

5 all ortogonale alla banchina stessa, che si verificherebbe, in particolare, in corrispondenza dell estremità settentrionale del tratto in questione. Prendendo in considerazione solo l azione geometrica prodotta dal flusso dell energia ondosa incidente sul fronte della banchina, per confronto si possono valutare schematicamente gli effetti del flusso agente sulla banchina nel caso di un impatto ondoso frontale e di quello obliquo. Come riferimento della banchina e della palificata in questo caso si considera, per semplicità, un interasse fra due pali contigui della prima fila longitudinale alla banchina. Lo schema planimetrico dell azione di tali ondazioni sulla opera a giorno considerata è stato riportato nei grafici della Figura 1. 1,80 m 1,80 m 50 4,62 m 4,62 m filo-banchina filo-banchina caso di incidenza ondosa obliqua caso di incidenza ondosa ortogonale Figura 1 - Schemi delle direzioni di attacco del moto ondoso sulla banchina Per omogeneità di confronto con l onda citata precedentemente, si prende in considerazione un onda analogamente gravosa, ma incidente ortogonalmente la banchina, quindi entrante (nel bacino acqueo di interesse) direttamente dalla cosiddetta bocca provvisoria meridionale ed in pratica corrispondente ad una ondazione proveniente al largo da una direzione ovviamente nordoccidentale. Per analogia i parametri ondosi di tale ondazione da porre a confronto vanno dedotti mediante le stesse considerazioni utilizzate per individuare quella precedentemente indicata di provenienza settentrionale. In particolare, dalla suddetta analisi delle altezze d onda estreme, l altezza significativa dell onda proveniente al largo da 300 N avente 140 anni di periodo di ritorno risulta pari a 4,35 m. Trasferita questa ondazione alle acque di profondità finita (riferendosi anche in 3

6 questo caso ai 14 m da Piano Regolatore portuale del Porto di Ancona) utilizzando il modello di propagazione spettrale AFS, l altezza risulta ridotta al valore di 2,18 m. Trascurando gli ulteriori effetti riduttivi dovuti al trasferimento di tale ondazione alle (minori) profondità riferibili alla cosiddetta bocca provvisoria meridionale (attorno agli 8 m) si considera, a favore di sicurezza, questo valore di altezza dell onda incidente pressoché ortogonalmente alla parte meridionale della tratto di banchina di seconda fase. Si dimostra agevolmente che, fra tali due ondazioni prese in esame, quella di provenienza settentrionale,nonostante incida la banchina con direzione obliqua, produce effetti ondosi più intensi rispetto a quella di provenienza nord-occidentale. In definitiva quindi risulta che l ondazione più gravosa che incide la banchina in questione risulta comunque essere quella entrante dalla cosiddetta bocca provvisoria settentrionale. Per cui le verifiche idrauliche sui vari elementi della banchina saranno eseguite facendo riferimento alle seguenti caratteristiche dell ondazione: altezza 3,6 m, periodo ondoso 8,75 s ed entrante dalla cosiddetta bocca provvisoria settentrionale e quindi incidente la banchina con un angolo minimo di 50 (che risulta il più gravoso) rispetto all ortogonale all allineamento dell opera stessa. 4

7 ANALISI DELLA RIFLESSIONE ONDOSA DELLA BANCHINA Come noto le strutture marittime che assorbono meglio le onde incidenti sono quelle che presentano il paramento scabro ed una pendenza relativamente debole. Queste condizioni si verificano nelle strutture a scogliera o nel caso delle banchine nella tipologia a giorno, in cui la struttura è formata da un impalcato su pali ed il terrapieno retrostante viene raccordato con una scogliera di protezione. L opera sottostante l impalcato è costituita da una scarpata, rivestita con scogli dimensionati in relazione alle caratteristiche ondose residue, la cui pendenza totale determina la larghezza dell impalcato. I carichi verticali sono sostenuti dai pali di lunghezza adeguata al tipo di terreno di fondazione, mentre gli sforzi orizzontali sono equilibrati dalla stessa struttura intelaiata. Le opere a giorno presentano appunto il notevole vantaggio di comportarsi come una struttura accostabile particolarmente assorbente del moto ondoso residuo incidente, quindi, fra tutte le altre tipologie di banchina, è proprio questa che viene detta, più comunemente, antiriflettente. Per le banchine a parete verticale, con struttura a gravità, l eventuale riduzione dell onda riflessa avviene con la costruzione di camerette assorbenti rappresentate da strutture cave, talvolta provviste internamente di ulteriori ostacoli per dissipare l energia ondosa residua, con aperture posizionate nell intorno del livello del medio mare dove, attraverso particolari accorgimenti strutturali (pareti forate, setti verticali o orizzontali, ecc.), si creano perdite di carico localizzate per ridurre e/o sfasare l onda riflessa. L efficacia antiriflettente di tali opere è di solito valutata in laboratorio. Esistono dei metodi grafici che permettono di ottenere valori di orientamento. Ad esempio si presenta quello introdotto da Tanimoto e Yoshimoto (1982), riportato nella Figura 2, che mostra il coefficiente di riflessione K R (definito come il rapporto fra l altezza dell onda riflessa H R e quella incidente H I ) in funzione della ampiezza relativa della cameretta assorbente, in cui l è la ampiezza della cameretta e L è la lunghezza d onda alla profondità d della cameretta. Nel grafico compaiono anche le grandezze L della lunghezza dell onda alla profondità del fondale naturale ed ε del rapporto di perforazione della parete frontale. 5

8 Figura 2 Coefficiente di riflessione ondosa per una parete forata di un frangiflutti (da Tanimoto e Yoshimoto, 1982, su Tsinker, 2001) Per determinare l onda riflessa nel caso di una scogliera inclinata si può utilizzare l equazione fornita da Postma (1989) desunta dall esame di idonei risultati sperimentali. Per cui il coefficiente di riflessione C r (pari al rapporto fra l altezza d onda riflessa H r e quella incidente H i ) si valuta mediante la relazione: C r = 0,071 * P -0,082 * cotgα --0,62-0,46 * s 0p considerando la deviazione standard σ(c r ) = 0,036. Il parametro P è il fattore che rappresenta la permeabilità della struttura introdotto da Van der Meer (1992), α è l angolo della pendenza della scarpata ed il termine s 0p rappresenta la ripidità ondosa fittizia valutabile secondo la formula s 0p =H i /L 0p dove H i è l altezza dell onda incidente ed L 0p la lunghezza corrispondente al picco dello spettro di moto ondoso in acque profonde. Nel caso in cui la struttura dell opera a giorno abbia un interasse fra i pali molto inferiore alla lunghezza dell onda incidente, si può considerare, a favore di sicurezza, anche l effetto riflettente dei pali stessi. Per il calcolo della riflessione ondosa di una struttura parzialmente permeabile, in particolare costituita da pali cilindrici verticali a sezione circolare, si può far riferimento a metodi 6

9 grafici desunti da specifiche prove di laboratorio. Ad esempio si presentano i grafici proposti da Van Weele e Herbich (1972) riportati nelle Figure 3 e 4 che mostrano il valore (in percentuale) del coefficiente di riflessione in funzione rispettivamente della ripidità dell onda incidente H I /L I (che rappresenta il rapporto fra l altezza e la lunghezza dell onda incidente) e della spaziatura frontale (alla direzione ondosa) della palificata, a parità di quella trasversale. Nei grafici compaiono anche il diametro D del singolo palo della palificata, la lunghezza L dell onda incidente e le spaziature a e b fra i pali rispettivamente in direzione trasversale e longitudinale a quella dell onda incidente la palificata. Figura 3 Coefficiente di riflessione ondosa di una palificata in funzione della ripidità dell onda incidente (da Van Weele e Herbich, 1989) 7

10 Figura 4 Coefficiente di riflessione ondosa di una palificata in funzione della spaziatura fra i pali in direzione frontale a quella dell onda incidente (da Van Weele e Herbich, 1989) Nel caso della banchina in esame si possono porre a confronto, sulla base delle proprietà antiriflettenti, alcune fra le diverse tipologie strutturali più comuni, ovviamente in relazione ai vincoli locali presenti. Come primo ovvio confronto si può far riferimento, fra tutte le tipologie strutturali da considerare, a quella di cui è costituita il primo tratto, il settentrionale, già realizzato, della banchina in questione, consistente in un opera a cassoni cellulari che presentano la parete lato mare parzialmente forata. Si tratta in particolare di una serie di aperture verticali distribuiti sulla parete a mare di ogni singolo cassone. La superficie forata risulta pari a circa il 7% dell area della suddetta parete verticale del cassone, considerata dal fondale fino alla sommità dei fori, escludendo da tale computo la fascia dell impalcato superiore, come giustificato in seguito. Le camerette assorbenti hanno una ampiezza di 3,2 m ed una profondità di 7 m. In tal caso quindi si ottiene, dal grafico della Figura 2, per una valutazione teorica di larga massima, un valore pari a circa 0,60 per il coefficiente di riflessione ondosa della banchina forata. Pur variando le caratteristiche geometriche delle celle assorbenti su differenti pareti di banchina, rimanendo entro il campo di quelle tipiche comunemente usate per tali opere, si otterrebbero valori analoghi del coefficiente di riflessione ondosa. 8

11 La banchina a giorno considerata per il prolungamento della banchina rettilinea, in alternativa alla struttura a cassoni cellulari di cui al primo tratto settentrionale, dovrebbe avere pali di diametro 1,80 m disposti allineati sul fronte della banchina ad interasse di circa 4,62 m lungo file longitudinali intervallate trasversalmente di 6,096m, con un impalcato con un fronte d accosto verticale continuo a filo-banchina fra le quote di +0,20 m e +2,0 m s.l.m.m. ed una sottostante scarpata con pendenza 1:1,75 rivestita di massi naturali. Tale struttura a giorno ha una parte della parete a superficie verticale piena, quindi totalmente riflettente, come i cassoni cellulari tradizionali. Essa è limitata alla sola fascia dell impalcato presente fuori acqua che, per raggiungere la quota prevista della banchina, costituisce una parte ovviamente presente e comune in qualsiasi altra possibile tipologia ed infatti anche in quella precedentemente analizzata a cassoni forati. Quindi, a parità di effetti (di riflessione ondosa) di tale parte comune, si analizza il funzionamento della parte sottostante, che presenta appunto notevoli caratteristiche di diversità fra le varie tipologie di banchina. Nel caso in esame dell opera a giorno, mediamente la parte permeabile del fronte banchina risulta essere nettamente la frazione più cospicua, infatti essa geometricamente ammonta ad oltre il 70% dell area complessiva del fronte di banchina esposto alle onde incidenti. Utilizzando i citati grafici di Van Weele e Herbich, per ottenere una valutazione teorica di massima, nelle condizioni ondose incidenti considerate con ripidità pari a circa 0,04, risulta un valore del coefficiente di riflessione ondosa, per la parte di palificata presa in esame, inferiore a 0,09. Adottando la citata formula di Postma (1989), risulta un coefficiente di riflessione ondosa per la scogliera di protezione della scarpata dell opera a giorno, nelle predette condizioni ondose incidenti, pari a circa 0,27. In definitiva globalmente, il confronto di tali risultati conferma che, nelle condizioni ondose prese in esame, dal punto di vista dell assorbimento dell onda incidente, la struttura dell opera a giorno possa offrire garanzie nettamente migliori di quella a cassoni cellulari a parete forata considerata nel primo tratto della stessa banchina. 9

12 STABILITA DELL OPERA A GETTATA DI SCOGLI DELLA MANTELLATA DI RIVESTIMENTO SOTTOPOSTA ALLE ONDAZIONI INCIDENTI La scogliera della mantellata di rivestimento del terrapieno della scarpata dell opera a giorno risulta esposta all azione ondosa diretta che oltrepassa la struttura frontale dell impalcato sul filo-banchina e che inoltre filtra attraverso le file della palificata che sorregge l impalcato dell opera a giorno. La citata onda di progetto infatti, incidendo la banchina, prima di subire l effetto riduttore dovuto alla azione schermante delle palificate, subisce anche la riduzione dovuta all effetto tagliante delle creste ondose da parte della struttura emersa dell impalcato presente sul fronte della banchina. Schematizzando geometricamente il fenomeno, si verifica che nella fase ondosa di cresta, appunto, come rappresentato graficamente nello schema della Figura 5, risulta schermata, su tutto il fronte ondoso, la parte delle creste che si presentano, sul filo-banchina, al di sopra della quota più depressa dell impalcato di banchina (+ 0,20 m s.l.m.m.). Si tenga presente che l impalcato si presenta in tale situazione con continuità lungo l intero fronte della banchina. Ovviamente a questo effetto schermante sulle creste ondose corrisponde una parziale riduzione dell energia ondosa che oltrepassa il fronte di filo-banchina, che poi è avviato a filtrare sotto l impalcato e a dirigersi ad oltrepassare le palificate ed infine ad incidere la scogliera della mantellata di rivestimento della scarpata sottostante l impalcato. +2,0 m cresta ondosa l.m.m. +0,2 m E incidente E trasmessa -14,0 m. Figura 5 - Schema dell onda incidente il fronte della banchina in fase di cresta 10

13 Inoltre sarà valutata anche la presenza della fitta griglia dei pali che produce una parziale azione schermante al flusso dell energia ondosa incidente la struttura. Tra l altro si noti che la presenza di una simile griglia di pali è sicuramente e particolarmente utile a garantire una maggior stabilità agli elementi della mantellata di rivestimento della scarpata. Per ottenere una valutazione approssimata della frazione del moto ondoso incidente di progetto che viene trasmessa oltre il filo-banchina, si può far riferimento ai risultati delle prove di laboratorio sulla schematizzazione del fenomeno proposta da F. John di un bordo fisso posto sul livello medio dell acqua e riportata nella Figura 6, ripresa da Ippen, Figura 6 - Schema di un bordo fisso sul livello dell acqua in acqua bassa (da Ippen, 1966) Il comportamento della suddetta struttura, nei riguardi dell interazione ondosa, risulta descritto dalla curva III del grafico della Figura 7, ripresa da Ippen, In un regime di larga approssimazione si può schematicamente assimilare il comportamento della sovrastruttura dell opera a giorno in esame, in pratica costituita dalla fascia dell impalcato presente superiormente al livello del mare, a quello del suddetto bordo fisso indagato da F. John. Figura 7 - Coefficiente di riflessione teorico per varie configurazioni (da Ippen, 1966) 11

14 In tal caso, utilizzando per la dimensione a la metà della larghezza dell impalcato, risulta che l onda trasmessa oltre la parete verticale presente a filo-banchina, pur trascurando l effetto filtrante dovuto alla presenza della palificata, ammonterebbe a circa 0,75 m di altezza. Adottando invece un altro metodo di stima, per avere un confronto sull entità dell onda trasmessa oltre il fronte di filo-banchina, in prima approssimazione si può assimilare il comportamento della parte di struttura a parete verticale superiore al livello acqueo con quello di un frangiflutti rigido flottante di larghezza finita B, altezza h e pescaggio D (da assumere nel nostro caso come l opposto della quota di intradosso della struttura), fissato vicino alla superficie del medio mare sulla profondità d. In tal caso si può utilizzare la formula proposta da E. O. Macagno nel 1954, riportata da Cox (1989), per cui il coefficiente di trasmissione ondosa K t vale: K t = π B 1+ L cosh 1 senh( 2 π d / L) ( 2 π ( d D) / L) dove L è la lunghezza dell onda incidente. Nel presente caso risulta un valore del coefficiente di trasmissione ondosa pari a circa 0,74, che viene adottato nei calcoli di stima di seguito in quanto nettamente più cautelativo in confronto con il risultato del metodo precedente. 2 Per quanto riguarda la trasmissione ondosa attraverso la palificata che sostiene l impalcato, si fa riferimento al grafico, della Figura 8, dedotto dalle stesse suddette prove sperimentali di Van Weele ed Herbich (1972), in questo caso da usare in combinazione con quello della precedente Figura 4. 12

15 Figura 8 Coefficiente di trasmissione ondosa di una palificata in funzione della ripidità dell onda incidente (da Van Weele e Herbich, 1989) Nel caso in esame risulta un valore del relativo coefficiente di trasmissione ondosa attraverso la palificata pari a circa 0,9. In definitiva l onda residua che risulta agente sulla scogliera, per le riduzioni dovute agli effetti del bordo verticale sul fronte banchina ed all azione filtrante della palificata secondo i due metodi descritti, risulterebbe pari a circa 2,40 m (arrotondata per eccesso tenendo conto delle larghe approssimazioni utilizzate nei suddetti procedimenti di stima). Per effettuare la verifica della stabilità degli elementi di mantellata si utilizza la formula di Hudson (1958), che, per il largo uso comune, si ritiene ampiamente collaudata e quindi offre ampie garanzie di affidabilità: P 50min = γ s * H 3 / (K D * 3 * cotgα) Da essa si ricava il valore P 50min che rappresenta il valore minimo del peso mediano dei massi naturali da adottare come elementi di protezione della mantellata. Nei presenti calcoli di verifica vengono assunti: massi naturali di peso specifico γ s pari a 2,5 t/m 3, il peso specifico dell acqua di mare, utile per il calcolo del peso specifico relativo, pari ad 1,026 t/m 3, la pendenza della scarpata della mantellata cotgα pari ad 1,75, il coefficiente idrodinamico di stabilità (o di Hudson) K D pari a 4 (valido per gli scogli della sezione corrente dell opera a gettata e per onda non frangente al piede dell opera). 13

16 Dal calcolo si ottiene che il valore minimo del peso mediano dei massi naturali, da utilizzare per costituire la mantellata in questione, risulta pari a 1,64 t. Per cui, sotto le predette condizioni, praticamente, risulta idoneo adottare, per costituire lo strato della mantellata, ai fini della resistenza all attacco del moto ondoso più gravoso incidente, gli scogli della seconda categoria (1 3 t), con peso mediano superiore a quello di calcolo, con l accortezza di disporre, nella fase di posa in opera, gli scogli di peso maggiore sullo strato esterno della mantellata di rivestimento. Lo spessore adottato per tale mantellata di scogli di seconda categoria, scelto pari a 1,80 m, risulta adeguato a quello ottenuto dal calcolo (s min = n*k *[(P/γ s )^(1/3)], valido per uno strato costituito da n file di massi naturali di peso P) di uno strato che contenga due file, ognuna costituita da massi naturali (il cui coefficiente di forma k è pari ad 1) di peso pari a quelli estremi della categoria di scogli adottata: 1 e 3 t. Nel prossimo paragrafo si illustrano, con riferimento alle azioni idrodinamiche di origine navale, i calcoli di verifica della stabilità dello strato di scogliera sul fondale all ormeggio ed anche della stessa mantellata di rivestimento della scarpata che definisce il terrapieno retrostante la banchina in questione, analizzata nel presente paragrafo per quello che riguarda il moto ondoso incidente. 14

17 STRATO DI PROTEZIONE DEL FONDALE ALL ORMEGGIO E DELLA SCARPATA DEL TERRAPIENO CON RIFERIMENTO ALL AZIONE IDRODINAMICA PRODOTTA DALL AZIONAMENTO DEI PROPULSORI NAVALI DEI MEZZI ATTRACCABILI IN BANCHINA Nelle banchine a giorno si può verificare il negativo fenomeno della progressiva erosione della scarpata, che si può ripercuotere anche sul terrapieno a tergo, a causa dell azionamento delle eliche e dei propulsori di prua, comunemente presenti principalmente sulle navi Ro-Ro e su quelle portacontenitori che accostano agli ormeggi di banchina senza l ausilio dei rimorchiatori. In particolare il fondale dello strato di sostegno al piede della scarpata viene facilmente eroso in questi casi, provocando lo scivolamento della stessa. Per tale ragione risulta opportuno curare approfonditamente la protezione del fondale dell ormeggio in banchina con un rivestimento di materiale pesante (scogli) commisurato, secondo un progetto ben definito, alle resistenze idrodinamiche da affrontare (vedi Figura 9). Figura 9 Schema dei getti di propulsori navali sulle banchine a giorno (da AIPCN, 1997) Tale tipo di strato, oltre che come protezione del fondale, è ovviamente utile anche come unghia di sostegno al piede dello strato di rivestimento della scarpata retrostante ed anche per limitarne il rischio di eventuali scoscendimenti o per prevenire dissesti diversi. Per quanto riguarda il dimensionamento dello strato di protezione del fondale all ormeggio della banchina in studio, nei rispetti dei forti getti di correnti idrodinamiche dovuti all azionamento delle eliche dei natanti nei pressi dell opera a giorno, si fa riferimento allo schema di calcolo proposto 15

18 dall apposito gruppo di lavoro n 22 dell associazione AIPCN, pubblicato in allegato al relativo bollettino sociale del Secondo il suddetto schema di calcolo, assunto come guida per le valutazioni del caso presente, per quanto riguarda la nave portacontenitori massima di progetto del caso in questione (dwt = t) si deducono graficamente, dalla Figura 10, i valori mediamente comuni del diametro dell elica principale D p = 7,5 m e della potenza motrice istallata P d = kw. Figura 10 - Diametro e potenza dell elica principale per navi portacontenitori (da AIPCN, 1997) Si considera che, della potenza istallata della nave, ne venga azionata il 10% (4400 kw) per la partenza dall ormeggio. La velocità assiale U 0 di getto dell elica si valuta mediante la relazione U 0 = c * [P d / D 2 p ] 1/3 dove il coefficiente c vale 1,17 e 1,48 rispettivamente per un elica carenata e non carenata. Nel caso in esame risultano i due rispettivi valori di velocità pari a 5 m/s e 6,3 m/s. Il diametro del getto D 0 è pari a D p per elica carenata e a (0,71 * D p ) per elica non carenata. Nei due casi risultano quindi i diametri di 7,5 m e 5,325 m rispettivamente. La distanza H p tra l asse dell elica e la protezione del fondale, in condizioni di quiete (franco sotto nave d pari ad 1 m), si valuta come H p = (d + 0,5m) + (0,5 * D p ) come rappresentato nelle Figure 11 e 12 seguenti. 16

19 Figura 11 - Schema di getto dell elica principale (da AIPCN, 1997) Figura 12 - Altezza dell elica principale (da AIPCN, 1997) Quindi nel caso in esame essa risulta pari a 5,25 m. Il rapporto (H p / D 0 ) è 0,7 e 0,99 rispettivamente per elica carenata e non carenata. Da questi valori si valutano graficamente, dalla Figura 13, i corrispondenti valori del rapporto (U max / U 0 ) in cui U max è la velocità massima al livello del fondale. 17

20 Figura 13 - Velocità a livello del fondo (da AIPCN, 1997) Essa risulta pari a 4 m/s e 3,8 m/s per elica carenata e non carenata rispettivamente. Considerando il caso peggiore di velocità idrodinamica (4 m/s), agente sul fondale (protetto) disposto su un piano orizzontale, graficamente, dalla Figura 14, si ottiene un valore minimo del diametro, corretto per il peso specifico prescelto di 2500 kg/m 3, dei massi naturali adottabili per la protezione del fondale in questione (sotto la nave) pari a D 50 = 0,655 m. 18

21 Figura 14 - Dimensione dei massi naturali stabili sotto l azione di una prefissata velocità al fondo (da AIPCN, 1997) Per cui il corrispondente peso mediano equivalente minimo degli elementi necessari per costituire tale protezione del fondale orizzontale (essendo P 50 = γ s *[(k * D 50 ) 3 ]) è quindi pari a 0,705 t. Quindi risulta ampiamente adeguato, per fronteggiare tali eventuali problematiche, estendere sul fondale sottostante l ormeggio la mantellata di protezione della scarpata del terrapieno dell opera a giorno, prevista costituita con massi naturali della seconda categoria (1-3 t). Si precisa inoltre che tale strato protettivo del fondale viene previsto da porre in opera a partire dalla profondità di 16 metri, invece di 14 m, per soddisfare le richieste dell ente committente di predisporre un tale maggior fondale all ormeggio del tratto di banchina in questione. Lo spazio impegnato dal tronco di cono idrico dove si considera svilupparsi la velocità massima del getto dell elica è compresa fra (4 * H p ) e (10 * H p ), in assenza di opere o ostacoli, a partire dallo 0 all origine del getto (posizione dell elica). Quindi il campo di velocità critica del propulsore motrice principale nel nostro caso va da 21 m a 52,5 m dietro alla posizione dell elica indagata (che si trova ovviamente a poppa della nave) ed il cono del getto ha un angolo di apertura di circa 30. Considerando la distanza laterale planimetrica dalla posizione della predetta elica poppiera al piede della scarpata dell opera a giorno pari almeno ad oltre 20 m (metà larghezza della nave di progetto più lo spazio d ingombro del parabordo), risulta che il getto del propulsore principale, con la nave in posizione d ormeggio e timone allineato all asse mediano del natante, non giunge ad interferire, durante la suddetta sua massima potenza in azione, con la scarpata sottostante l impalcato della 19

INDICE. 1. Premesse pag. 2. 2. Regime normativo pag. 3

INDICE. 1. Premesse pag. 2. 2. Regime normativo pag. 3 INDICE 1. Premesse pag. 2 2. Regime normativo pag. 3 3. Plinto di fondazione torre faro pag. 4 3.1 Sollecitazione massime di calcolo pag. 4 3.2 Determinazione massimi sforzi sui pali pag. 4 3.3 Dimensionamento

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